WO1997005291A1

WO1997005291A1 - Procede d'affinage sous vide d'acier en fusion

Info

Publication number: WO1997005291A1
Application number: PCT/JP1996/002173
Authority: WO
Inventors: Shinya Kitamura; Kimitoshi Yonezawa; Kenichiro Miyamoto; Shinji Sasakawa; Kunihiko Fujiwara
Original assignee: Nippon Steel Corporation
Priority date: 1995-08-01
Filing date: 1996-08-01
Publication date: 1997-02-13
Also published as: EP1154023A1; DE69624783T2; CN1165541A; AU6630096A; EP0785284A4; KR970706411A; EP0785284A1; CN1066775C; CA2201364A1; DE69624783D1; ES2181905T3; AU695201B2; CA2201364C; EP0785284B1; KR100214927B1; US5902374A; BR9606545A; TW406131B

Description

明細書溶鋼の真空精鍊方法技術分野

本発明は溶鋼の真空精鍊方法に関し、特に槽底のない直胴型真空槽を用いて溶鋼を精鍊する方法に関する。背景技術

真空精鍊炉でガスを上吹きする目的は、酸素ガスの上吹きにより溶鋼中の炭素と反応させる脱炭、溶鋼に添加された A 1を上吹きされた酸素ガスにより燃焼させ昇温する A 1昇熱、キャリアーガスとともに生石灰等のフラックスを添加する脱硫、酸素ガスと LNG に代表される炭化水素系助燃ガスを上吹きし浸漬槽を加熱し地金付着を抑制するバーナー加熱の 4つがある。

従来より直胴型真空槽および浸漬管を用いた真空精鍊炉としては DHが知られている。しかし、 DHの場合には溶鋼を環流させるため真空槽が上下し、真空槽が上限位置に来たときには槽内に溶鋼がほとんど存在しなくなる。従って、ガスを上吹きした場合には、真空槽が上限位置に来たときには槽底に直接ガスがあたり、著しく耐火物を損傷させるため、上吹きランスからガスを供給することは、全く実施されていなかつた。

また、真空精鍊ではないが直胴型浸漬管で上吹きを実施している 2次精鍊炉としては、「鉄と鋼」、第 7 1巻、 1985年、 S 1 086 に記載されている、 CAS0B 法に代表されるように、溶鋼の A 1昇熱を目的としたものが広く用いられている。しかし、この方法では減圧処理ができないため、 A 1昇熱とともに極低炭素鋼溶製処理や脱水素処理をする場合には、他の精鍊炉が必要となり設備投資額が高くなる。また、大気圧下のため溶鋼の攪拌が充分ではなく、着熱効率が低い、あるいは、着熱効率を高くするには処理時間を長くする必要があるという問題がある。

極低炭素鋼の製造を目的として炭素濃度が 0. 1 %以下の領域での上吹き酸素による脱炭反応は、炭素濃度が低いため、上吹きされた酸素は、一旦、溶鋼表面で酸化鉄を生成し、その酸化鉄が鋼浴中の炭素と反応し還元される機構で進行する。還元反応を促進するには、火点の温度を高くし熱力学的にも反応速度的にも有利な状態を形成する必要があり、そのためには、上吹き酸素は強い噴流強度で溶鋼表面に衝突させる、いわゆるハードブローさせる必要がある。従来より、槽底を有する RHタイプの真空精鍊装置を用い、真空槽上部から挿入した水冷式上吹きランスから酸素ジエツ卜の吹き込みによる送酸によって溶鋼を精鍊する方法については、例えば、特開平 2 — 54714号公報等に示されるように、広く知られている。

第 8図は従来の RHタィプの真空脱ガス装置による精鍊方法を説明する図である。同図に示すように、 RHタイプの真空脱ガス装置は、真空槽 21の槽底 22に設けられた上昇管 23の下端からガスを吹き込んで溶鋼 24を取鍋 25から真空槽 21へ吸い上げ、真空槽 21で上吹きランス 26から酸素ジュット 27の吹き込みを行って溶鋼 24の脱炭処理、 A 1 昇熱を行い、処理された溶鋼 24を下降管 28から再び取鍋 25に戻すものである。溶鋼 24は、取鍋 25と真空槽 21との間を循環する間に連続的に処理される。

ところが、前記 RHタイプの真空精鍊装置における上吹きランス 26 による送酸方法は、前記装置が真空槽 21に槽底 22を有する構造であるがために、各種の制約を受けることとなり、以下の問題が生じるまず、 RHタイプの真空精鍊装置では、取鍋 25内の溶鋼 24を真空により吸い上げて真空槽 21の槽底 22まで到達させるために必要な真空度は、通常、 200To r r以下であり、この後、溶鋼 24を環流させるために、さらに真空度が上げられ 150Tor r 以下の高真空度が必要となる。さらに、減圧下で上吹きランス 26から送酸する場合には、高真空度に保存しないと、溶鋼深さ Tが浅いため、酸素ジヱット 27による槽底 22に底たたき現象がおこり、これにより槽底耐火物の損傷が発生する。したがって、ハードブローを行う場合には、キヤビティ一 29の凹み深さ Lを確保するのに、例えば、 l OTo r r程度のきわめて高い真空度にして溶鋼へッドを高くして真空槽 21内での槽底 22上の溶鋼深さ Tを確保しなければならないという制約がある。

また、低真空度下で送酸を実施しょうとする場合には、溶鋼の吸い上げ量が少なく、真空槽 21内の溶鋼深さ Tが小さいため、前述と同様に酸素ジエツト 27による槽底 22の底たたき現象によって槽底耐火物の損傷が発生するという理由から、酸素ジット 27による凹み深さ Lが制約を受け、ハードブローは不可能であり、ソフトブローを強いられる.。

従って、 RHタイプの真空精鍊装置では、前述の制約により減圧下で送酸する際、排気初期での低真空度下ではハードブローができないために、酸化鉄の還元が遅れ脱炭反応速度が低下するのに加え、酸素ガス噴流の流速が遅いため、ランスを吐出した後、噴流外周部の酸素が雰囲気中にある COガスと反応し C0₂ を生成する、いわゆる 2次燃焼を活発に引き起こすため（例えば、 2次燃焼率 20 %以上で燃焼する）、空間の温度が必要以上に上昇し真空槽耐火物を損傷させるという問題を生じる。

一方、直胴型で槽底を有さない真空槽の下部を取鍋溶鋼内に浸漬して構成した真空精鍊装置（以下直胴型真空精鍊装置という）を用いて溶鋼を精鍊する場合には、槽底が無いため低真空度でも送酸が可能となる。このような装置を用いて酸素を上吹きする場合には、低真空度で上吹きすることが脱炭反応を促進するには必要である。それは後述するように、必要以上に真空度が高い場合には、酸化鉄が真空槽外へ流出しにくく脱炭効率が低下するためであり、逆に、真空度が低すぎる場合には溶鋼の環流 · 混合が悪化するため脱炭速度が低下する。

ステレンレス鋼を上記の直胴型真空精鍊装置で上吹き精錁する例が、特開平 1 — 1564 16号、特開昭 6 1 - 37912号、特開平 5 — 105936号及び特開平 6 — 228629号の各公報に開示されている。しかし、いずれも脱炭を開始する炭素濃度は 0. 2 %以上の高炭素濃度域であり、しかも送酸条件について具体的な記載はない。

このような高い炭素濃度域での脱炭反応は、炭素濃度が高いため上吹き酸素は表面で直接、炭素と反応する、いわゆる酸素ガスの供給速度律速である。かゝる状況では、酸化鉄は生成しないため、転炉スラグが存在していても問題は生じない。また、炭素が十分に高いため攪拌混合特性も脱炭効率に影響はない。したがって、この場合の真空度は高真空であるほど脱炭には有利である。上記の各公知文献のうち、特開平 5 — 105936号公報には真空度が 200To o rでの実施例が示されており、特開平 1 一 15641 6号、特開昭 6 1— 0379 12号、特開平 6 — 228629号の各公報には、真空度が 1 00To r r、あるいは 50 To r rでの実施例が示されている。

炭素濃度が高い場合には、脱炭反応機構上、高真空であるほど有利であるが、高真空にするには、発生する COガスが多いために排気装置に多大の設備投資が必要になることと、スプラッシュが激しくなるため、設備の高さを高くする必要が生じ投資額の増大を招くため、 1 00To r r、あるいは 50To r rでの実施例が示されている。上記公知文献では、上吹き吹酸を 0.01〜0.02%まで続けることが記載されているが、炭素濃度が 0.1%よりも低い炭素濃度に限定した冶金効果は示されていない。

しかし、後述のように、真空度が 105Torrよりも高真空の場合には、表面で浴内に巻き込まれたスラグ粒子が槽外へ流出しにくいため脱炭酸素効率が低く、 195Torrよりも低真空度の場合には攪拌ェネルギ一が低下するため溶鋼の攪拌混合が低下し脱炭効率が低下したものと考えられる。

普通鋼では、特開平 7 — 179930号公報に、真空度が 200Torrで炭素を 0.03%から 0.001 %までの間に上吹き酸素を供給した例が示されている。しかし、この場合には 2次燃焼率 78%以上であることからもわかるように、脱炭酸素効率は極めて低い。これは、実施例に記載された値より、後記する計算式で求めたキヤビティー深さが 52 nunに過ぎず、いわゆるソフトブローのためである。また、真空度が低過ぎるため溶鋼の攪拌混合が低下し脱炭効率がさらに低下したものと考えられる。特開平 6 — 116627号公報には、炭素濃度が 0.03〜 1.0 %の溶鋼に上吹きし、真空度 Pを P (Torr) - a + 980 x {% C〕 ( a = 170〜370)で制御する方法が開示されている。この方法の目的は脱窒素であり脱炭効率に関する記載はないが、最も炭素濃度が低い 0.03%での真空度は 199〜399Torr になる。このような低真空度の場合には攪拌エネルギーが低下するため溶鋼の攪拌混合が低下し脱炭効率が低下したものと考えられる。さらに、脱炭効率を高める上で重要な要因である、送酸がハードブローであるかソフトブローであるかについての記載は一切されて無い。

特開平 6 — 116626号公報には、真空度が 760〜100Torr で、真空度に応じて上吹きガスの酸素と Arの混合比を変化させて精鍊する技術が開示されている。脱炭開始の炭素濃度は 1.0〜0.1 %という記載があり、主に高い炭素濃度での操業である。この場合でも、脱炭効率を高める上で重要な要因である、送酸がハードブローであるかソフトブローであるかについての記載は一切されて無く、純酸素ガスでの効率的な脱炭条件につては何等言及されていない。

このように、直胴型真空精鍊装置を用いた従来技術では、脱炭反応機構が全く異なる炭素濃度の高い領域での例や、真空度が低過ぎる場合の例であり、また、送酸条件についても、実施例でソフトブ口一操業が認識される程度で送酸条件の技術的解明が何らなされていなかった。

また、直胴型真空精鍊装置において、脱炭吹鍊に先立ち、前記装置の真空槽内の溶鋼の温度の昇温を目的として、前記溶鋼に A 1含有合金等を添加し、上吹き酸素を供給して前記 A 1含有合金を燃焼して溶鋼を加熱昇温することは有効である。この A 1昇熱は溶鋼へ A1含有合金等を連続的、叉は、一括して添加しつつ、上吹き酸素を供給し、 A 1の酸化発熱を利用して溶鋼を加熱する技術である。この場合には溶鋼中の炭素を酸化させることは、 A 1の酸化に使われる酸素の割合が低下するため望ましくなく、上吹きされた酸素を高い効率で A 1 と反応させ、発生した熱を高効率で溶鋼に着熱させる必要がある。熱力学的には、炭素の酸化と A 1の酸化は CO分圧が高い場合、つまり低真空度では A1の酸化が優先するが、 CO分圧が低い場合、つまり高真空度では炭素の酸化が優先する。従って、炭素の酸化を抑制するには低真空である必要があるが、反応が起こる自由表面域では反応により温度が上昇していることや、 CO分圧と真空度が同一ではないことから、実操業での適正真空度については知られていなかった。さらに、反応により生成した A 1 ₂0₃ は、効率的に真空槽外へ排出する必要がある。これは、 A 1 ₂0₃ が真空槽表面近傍に多量に懸濁している場合には、酸化物である A1 ₂0₃ が熱伝導が悪いため伝熱抵抗となり、表面近傍領域の熱伝達係数が低下するため着熱効率が悪化するためである。スラグを浸漬槽から排出するためには低真空度とする必要がある。これは、高真空度にした場合、浸漬部下端と真空槽内溶鋼表面との間隔が大きくなり、表面で浴内に巻き込まれたスラグ粒子は、下降流に乗って移動はするものの浸漬部下端まで到達するものは少なく、真空槽内で循環運動するに留まる。このようなスラグ流は、上昇流に乗って気泡活性面に浮上するため、表面近傍領域に懸濁する A 1 ₂ 0 ₃ の量が蓄積され着熱効率を低下させる要因となる。

直胴型真空精鍊装置において、 A 1 ₂ 0 ₃ の排出に有効な手段は知られていなかった。

また、発熱した熱を溶鋼全体に効率的に伝熱するには、溶鋼の循環流量が充分に大きいことが必要である。必要な循環流量は、吹鍊脱炭の場合のような元素の移動が問題となる場合よりは小さくても良い。これは、伝熱の場合には循環流による対流伝熱以外にも、温度差に基づく伝導伝熱の寄与も大きいためである。しかし、真空度が低すぎる場合には吹き込まれたガスの浮上中の膨脹が大きくなるため攪拌エネルギーが低下し、溶鋼の攪拌混合が低下して着熱効率が低下する。従って最適な真空度を必要とする。

減圧下における鋼の精鍊方法において、高真空処理（脱炭又は脱水素）後に脱硫を行うことは特開昭 58— 9914号公報に記載されている。この公報には減圧下で精鍊用粉体を溶鋼に十分に侵入し得る速度で溶鋼表面に吹きつける方法が開示されている。前記方法では、溶鋼への吹き付けガスの流速がマッハ 1以上に限定されており、マッハ 1以上の流速としたときに粉体が溶鋼中に十分に侵入するというものである。

ところが、上記公報で開示されている方法は、溶鋼面への吹き付けガスの流速がマッハ 1以上と極めて速く、スプラッシュ等により溶鋼が飛散し、ランスや耐火物の損傷を招くばかり力、、槽内へ地金が付着し、付着した地金の除去作業の負担も大きい。また、吹き込みガス流速をマッハ 1以上の高速に確保するため、吹き込みランスの孔径を小さくする必要があり、そのため真空槽内へ挿入した上吹きランスにより精鍊剤の吹き込みを実施する場合には、通常の送酸孔の他に精鍊剤専用の吹き込み孔を新たに設置する必要があるなど設備上にも問題がある。一方、送酸ランスでの吹き込みを実施する場合には、噴出速度を確保するためには多量のキャリアガスが必要となり、その結果、温度降下を招くと同時にユーティリティーコストも増大するという問題が生じる。

また、特開平 5 — 287357号公報あるいは特開平 5 - 1 7 1 253号公報には、槽底を有する RHタイプの真空精鍊装置を用い、真空槽へ揷入した水冷式上吹きランスから精鍊用粉体を吹き込んで溶鋼を精鍊する方法が開示されている。

これらの公報に開示されている方法には、粉体捕捉効率を上げるにはハードブローを行うのがよいが、 RH真空精鍊装置でハードブロ一を行うには、酸素ジエツトによる槽底の底たたき現象を防ぐため、上吹きランスによる吹き込み時、溶鋼面に形成されるキヤビティ —深さに応じた溶鋼へッドを確保する必要から、粉体吹き込み時には、 Ι Ο Ο Τ Ο Γ Γ以下の高真空度を保持しなくてはならないことを示している。ところが、高真空度にすると飛散する粉体が多くなるので、排気系への粉体飛散が多くなる結果として、溶鋼への粉体捕捉率が低下し、反応効率が低位となり、粉体捕捉率を上げるために高い吹き付け速度を必要とする問題が生じる。

また、従来の真空精鍊装置での槽内又は鍋内での環流速度では、溶鋼の更新速度が速くないために高い吹き付け速度が必要であつたが、粉体の吹き付け速度を上げるため、キヤ'リアガスの噴流速度を上昇させることは、ガス流量の増大ゃスピッチングの増大を招くため好ましくなく、また、一方では、従来から知られているように、粉体の速度は、キャリアガス速度の高々 2分の 1程度であり、また、粉体の差し込み深さは、キャリアガス流量に関わらず一定であるという報告もあることから、キヤリァガス速度を無意味に上昇させることは得策でない。

直胴型真空精鍊装置での脱硫剤を吹き付けた例は特開平 6 - 2 1 22 41号公報に開示されているが、効率を支配する重要な因子である、真空度、流速についての記載がない。

このように、特に直胴型真空精鍊装置において脱硫剤を添加する条件が開示されていなかった。

また、減圧下における鋼の精鍊方法において、吹酸脱炭処理後または高真空処理後の溶鋼の成分を調整するとき、または吹酸脱炭中の地金付着の抑制の目的で真空槽の温度を上げるために、上吹きランスを利用して前記溶鋼をバーナー加熱することがある。

か、る場合において、上吹きされたガスの燃焼フレームは真空槽内が減圧下であるため前記燃焼フレームの長さが長くなる特徴がある。しかし、フレームが溶鋼面に到達すると、未燃焼状態の炭化水素系助燃剤が溶鋼と反応し、溶鋼中の炭素や水素の濃度を上昇させるという致命的な問題が生ずる。従って、これを回避するには、真空度を低下させフレームを短くするか、ランスと溶鋼面の間隔を高くする方法がある。 RHの場合は環流させるために溶鋼を真空槽内に吸い上げる必要があるため真空度は低下できず、ランス高さを上昇させる手段しかとりえない。しかし、この方法では、平均的なフレーム領域と溶鋼面との間隔が広くなるため着熱効率が低下する。

また、直胴型真空精鍊装置におけるバーナー加熱について具体的な条件の開示は見られなかった。発明の開示

本発明は直胴型真空精鍊装置において溶鋼の脱炭吹酸を行う際に、上記装置の真空槽内での最適な吹鍊条件を提供して従来の技術の諸問題を解決することを目的とする。

すなわち、本発明は上記吹鍊条件として、最適な真空槽内の真空度と送酸条件を提供することを目的とする。

また、本発明は上記真空槽内の溶鋼を所望の温度に上昇せしめる最適な A 1昇熱方法を提供することを目的とする。

更にまた、本発明は上記真空槽内における溶鋼の最適な脱硫条件を提供することを目的とする。

更にまた、本発明は上記真空槽内の溶鋼および真空槽耐火物表面をバーナー加熱により昇温せしめる方法を提供することを目的とする

本発明は上記諸目的を下記に示す精鍊方法によつて達成するものである。

先ず、本発明は、転炉等で脱炭されて C含有量が 0. 1 %以下に調整された溶鋼を直胴型真空精鍊装置の真空槽内へ装入し、この真空槽内の雰囲気を 105〜195Tor r の低い真空度に保持しつ、、前記真空槽内の静止溶鋼表面に対するキヤビティ一深さを 150〜400mm になるような送酸速度で上吹きランスより酸素を前記溶鋼へ供給する精鍊方法である。

すなわち、真空槽内雰囲気を前記低真空度に保持することにより、真空槽の浸漬部下端と真空槽内溶鋼表面との間隔を小さくすることができ、これによつて溶鋼表面で溶鋼内に巻き込まれたスラグ粒子を浸漬部下端から槽外へ容易に流出することができる。その結果、真空槽内に存在したスラグは短時間でほとんど全てが排出されるため、上吹き酸素によって生成した酸化鉄は純粋な F eO として存在でき、これにより脱炭酸素効率を高く維持することができる。

また、脱炭効率を上げるため、上吹きランスからの酸素ジットと溶鋼表面との衝突領域（火点）近傍の温度を高くする必要があり、このために本発明はキヤビティ一深さを 1 50〜 400mm とするハードブローによって送酸を行う。また、か、るハードブローによる送酸であつても真空槽内の雰囲気が上記の低真空であるため地金飛散 (スプラッシュ）が大きくならず極めて実用的である。

次に本発明は吹酸脱炭または高真空処理（脱炭または脱水素）あるいは合金添加による成分調整を行う前に前記真空槽内の雰囲気を 1 00〜 300To r r の低い真空度にして A 1含有合金を真空槽内へ装入し、上吹きランスから酸素を供給する。か、る雰囲気によって炭素の酸化反応がほとんど起らないので A 1酸化のための酸素利用効率が高く、また A 1 ₂ 0 ₃ 粒子の槽外への排出も容易である。また、 A 1含有合金のより高い反応効率を得るためにキヤビディ一深さが 50〜 400 mm となるハードブローによつて送酸することが好ましい。

次に本発明は脱酸後、合金添加による成分調整に先立って前記真空槽内の雰囲気を 120〜 400To r r の低い真空度にして生石灰を主成分とする脱硫剤を上吹きランスからキャリアーガスとともにこの真空槽内へ装入する。この方法により真空槽外の転炉スラグの（Τ · F e + MnO)濃度を低下することによつて槽内溶鋼の脱硫反応を促進し、更に、溶鋼に巻込まれた脱硫剤を槽外へ容易に流出することによつて、槽外スラグの塩基度を増大せしめて復燐を防止することができ、これにより極めて効率よく脱硫処理を行うことができる。

次に、本発明は合金添加による成分調整中に前記真空槽内の雰囲気を 100 〜 400To r r の低い真空度にして、 LPG に代表される炭化水素系助燃ガスと酸素ガスを上吹きランスより噴出し、バーナーを形成して溶鋼を加熱し、溶鋼の温度補償を行うとともに真空槽を加熱して地金付着を抑制する。

この方法によりランス高さを低くすることができるので高着熱を得ることができ、更に輻射伝熱の他に対流伝熱を生ぜしめることによつて着熱効率を一層向上することができる。

また、本発明は以上の各工程を必要により組合わせて精鍊操業を行うことも含むものである。図面の簡単な説明

第 1 図は本発明で用いる直胴型真空精鍊装置の概略断面正面図である。

第 2図は真空度と脱炭酸素効率の関係を示す図である。

第 3図はキヤビティー深さと脱炭酸素効率との関係を示す図である

第 4図は真空度とキヤビティ一深さの関係で最適脱炭条件を示す図である。

第 5図は真空度とアルミ昇熱着熱効率との関係を示す図である。第 6図は真空度と（T · F e + MnO)濃度との関係を示す図である。第 7図は真空度と各工程の処理時間との関係を示す図である。第 8図は従来の RH型真空精鍊装置の概略断面正面図である。発明を実施するための最良の形態

次に本発明に基づく溶鋼精鍊方法について詳細に説明する。

本発明は転炉等によつて脱炭された溶鋼を精鍊処理するものである本発明で用いる直胴型真空精鍊装置は、真空槽の溶鋼浸漬部に槽底が無いので低真空度（真空度数が大）で上吹きランスによる送酸が可能となる。

か、る精鍊装置を第 1 図により説明する。

図において、取鍋 3内に貯溜されている溶鋼 2 に、真空槽 1 の円筒型胴部 7の下部が浸潰されて浸漬部 9が形成される。円筒型胴部 7の上部には天蓋 8が設けられ、その下部の先端は開放されて槽底がなく筒状をなす。

天蓋 8 には上吹きランス把持装置 10が設けられ、この装置によつて、上吹きランス 4 は適性なランス—溶鋼表面間距離が維持されるよう昇降可能に把持されている。

取鍋 3の底部にポーラス煉瓦 1 1が底部中心点より距離 Kだけずれた位置に設けられており、このポーラス煉瓦 1 1から例えば Arガス 5 — 1 が円筒型胴部 7の空間部 12に向って、吹込まれる。 Arを吹込む位置が取鍋底部の中心からずれているので Arガスが偏向して吹込まれ、溶鋼表面の一部に気泡活性面（吹込まれたガスが気泡として浮上し溶鋼表面で破裂して形成された活性面）が形成される。また、上記 Arガスの偏向吹込みによつて胴部内の溶鋼の一部が押上げられ Arガスの吹込みのない他の部分の溶鋼が降下する。この結果、溶鋼は取鍋 3 と真空槽の円筒型胴部 7内を環流する。

環流する溶鋼 2 に真空槽の天蓋 8から挿入された水冷ランス 4から酸素ジエツト流 5が噴射され、溶鋼表面にキヤビティ一（凹み） 6が形成される。また、取鍋 3の内壁と浸漬部 9の外壁の間の溶鋼表面にスラグ 13が形成される。真空槽 1 に真空装置（図示せず）が連結され、胴部 7内の空間部 12の雰囲気が所望の真空度になるように調整される。

前記の直胴型真空槽の下部に槽底を有さない浸漬部を有する真空精鍊装置を用いて、転炉等により 0. 1 %以下の炭素濃度に脱炭された溶鋼を精鍊する場合には、槽底が無いため低真空度でも送酸が可能となる。このような装置を用いて酸素を上吹きする場合には、低真空度で上吹きすることが脱炭反応を促進する上で必要である。つまり前記のように、炭素濃度が 0. 1 %以下の領域での上吹き酸素による脱炭反応は、炭素濃度が低いため、上吹きされた酸素は一旦、表面で酸化鉄を生成し、その酸化鉄が鋼浴中の炭素と反応する機構で進行する。したがって、反応を効率的に進行させるには、 1 ) 表面で生成される酸化鉄を微細粒として分散させ、反応表面積を大きく確保する、 2 ) 酸化鉄を純粋な FeO とし活量を高めて反応性を高く維持する、 3 ) 溶鋼バルクから反応サイ卜への炭素の供給を促進する、という 3つの要因が重要となる。このうち、 3 ) は低い位置から吹き込まれたガスによる攪拌混合で支配され、高真空度の方が吹き込まれたガスの浮上中の膨脹が大きくなるため攪拌エネルギーが増大する。したがって、 195Tor r よりも低真空度の場合には攪拌エネルギーが低下するため溶鋼の攪拌混合が低下して、溶鋼バルクから反応サイ卜への炭素の供耠速度が低下し、その結果、脱炭効率が低下する。また、 1 ) は上吹き酸素の衝突面と気泡活性面との関係で決まる。つまり、酸化鉄は上吹き酸素の衝突面で生成されるのに対して、気泡活性面が広い場合には生成された酸化鉄層は、低い位置から吹き込まれたガスが個々の気泡として浮上して表面で破裂する時に、個々の気泡の大きさに応じて微細粒に分散される。したがって、上吹き酸素の衝突面と気泡活性面との重複領域が、上吹き酸素の衝突面の 50 %以上であることが望ましい。 2 ) は処理前に真空槽内に混入する転炉スラグの排除性に大きく依存する。つまり、真空槽内溶鋼表面に転炉スラグが存在する場合には、上吹き酸素により生成した酸化鉄は、転炉スラグと混合し、純粋な F eO ではなく FeO の濃度が著しく低下する。この場合には、 FeO と Cの反応性が大きく低下するため脱炭効率が著しく低下する。転炉スラグを真空槽から排出するためには低真空度とする必要がある。これは、高真空度（真空度数が小）にした場合、浸漬部下端と真空槽内溶鋼表面との間隔が大きくなり、表面で浴内に巻き込まれたスラグ粒子は、下降流に乗って移動はするものの浸漬部下端まで到達するものは少なく、真空槽内で循環運動するに留まる。このようなスラグ粒は、上昇流に乗って気泡活性面に浮上するため、上吹き酸素により生成した酸化鉄と混合し FeO の濃度を低下させる要因となる。これに対して、真空度が 105To r r 以上の低真空度であれば、浸漬部下端と真空槽内溶鋼表面との間隔が小さくなるため、表面で浴内に巻き込まれたスラグ粒子は、下降流に乗って移動し浸漬槽下端から槽外へ容易に流出できる。その結果、真空槽内に存在したスラグは短時間で、ほとんど全てが排出されるため、上吹き酸素により生成した酸化鉄は純粋な FeO として存在できるため脱炭酸素効率が高く維持でき o

すなわち、第 2図で示すように、真空度が 105〜195To r r の領域において、 80 %以上の脱炭酸素効率を得ることができる。

望ましくは、浸漬部下端〜真空槽内溶鋼表面までの距離 Nを 1. 2 〜 2 mとする。これは、真空槽内溶鋼表面で生成した酸化物を効率的に槽外へ流出させるための条件であり、 1. 2 mよりも短いと酸化物が短時間で槽外へ流出するため溶鋼内の滞留時間（反応時間）が短く、未反応のまま流出する割合が高くなる。 2 mよりも長いと下降流の流速が浸漬部下端付近で低下するため流出しにくくなる。

しかし、上吹き酸素による酸化鉄の化学反応としての還元速度が遅い場合には、真空度が適正であっても酸化鉄の還元が進行しにくく脱炭酸素効率は高くならない。還元反応速度は温度でほぼ決定されるため、生成する酸化鉄が主に還元される場所である。酸素ジェッ卜と鋼浴の衝突領域（火点）近傍の温度が重要となる。したがつて、脱炭効率を高くするには、ハードブローとし火点温度を高くする必要がある。ハードブローの条件としては、酸素ジヱットにより鋼浴表面に形成されるキヤビティーの深さを 150〜400mm とすることにめ <t> o

すなわち、第 3図に示すように、キヤビティー深さを 1 50龍以上にすると脱炭酸素効率を 80 %以上にすることができる。

しかしながら、低真空度の雰囲気におけるハードブローの送酸速度の条件において最も問題になるのは、スプラッシュの発生であつた。従来はスプラッシュの発生は上吹きガスの運動エネルギーにより飛散すると考えられていたため、超ソフトブローで運動エネルギ一を抑制しキヤビティーを作らないか、超ハードブローでキヤビティー形成を極端に深くして（例えば 1000匪以上）飛散方向を外向きから内向きに変化させるしか方法がないと考えられていた。これは転炉精練で一般的に言われていたが、本発明での送酸速度は転炉精鍊に比べると 1桁以上少なく超ハードブローを実現するのは困難なため、超ソフトブローでスプラッシュを回避するしか方法は無いと考えられていた。

しかし、本発明者らは小さな送酸速度下でのスプラッシュの発生挙動を詳細に調査した結果、キヤビティ一深さが 150 ~ 400mm であつてもスプラッシュは抑制できることを明らかにした。すなわち、もともと送酸速度が小さいため運動エネルギーによるスプラッシュの発生が小さい条件では、スプラッシュの発生量は運動エネルギ一ではなく他の要因で支配される。それは、上吹き酸素が鋼浴に衝突した部分（火点）で生成される酸化鉄粒子が鋼浴表面下に巻き込まれて鋼浴〔C〕と反応し、鋼浴内で COガスが発生することによるスプラッシュの飛散が主要因である。この場合、超ソフトブローの場合には酸化鉄が火点表面で生成しても、上吹きガスによる下向きのエネルギーが小さいため酸化鉄は浴内に侵入できず、浴表面でのみ反応が起こるため COガスの発生による溶鋼液滴の発生はない。従来はこの領域での操業がなされていた。

この条件よりも、ややハードブローにすると、火点で生成した酸化鉄が上吹きガスによる下向きのエネルギーにより浴内に侵入するようになり、浴内部での COガスの発生が起こるためスプラッシュが発生する。従って、従来の操業条件よりもハードにするとスプラッシュが発生すると考えられていた。

しかし、さらにハードブローにすると、単位面積当たりの入熱速度がふえ、火点の温度が上昇するため酸化鉄の還元速度が速くなり、火点表面で生成した酸化鉄は極短時間で鋼浴〔c〕により還元されるため、定常的な酸化鉄の浴内への巻き込みが無くなる。従って

、浴内部での COガスの発生が起こらなくなるためスプラッシュの発生が低下するのである。この臨界条件がキヤビティ一深さ 150mm以上という条件になる。さらにハードブローにすると、転炉精鍊と同じょうに上吹きのガス運動エネルギーによる飛散が大きくなるため再びスプラッシュの発生が増加する。この臨界条件がキヤビティー深さ 400誦以下という条件になる。

すなわち、真空度が 105〜195To r r の雰囲気において、スプラッシュ発生が小さく安定して送酸できるキヤビティー深さの上限は第 4図に示すように 400mm である。

従って、本発明ではキヤビティー深さを真空度 105〜195To r r の雰囲気において 150〜400mm の範囲に限定する。なお、第 3図中の〇印は真空度を 130To r rにした場合の例であり、 △印は真空度を 17 OTo r r にした場合の例である。

ここでキヤビティ一深さ L (匪）は次式で計算される。 L = L n · exp(— 0.78G/L _n ) ( 1 )

L n は次式で定義される。

L n =63 (F/ ( n · d N ))^{2 3} ( 2 )

ここで、 Fはガス供給速度（Nm³/Hr) 、 nはノズル数、 d _N はノズルスロ一ト直径（_mm) 、 Gはランス先端から真空槽内溶鋼表面までの距離（mm) を表す。

ここで、キヤビティー深さ力く 150mmよりも小さいと火点温度が充分高くないため、たとえ真空度が適正でほぼ純粋な酸化鉄が生成したとしても、還元反応速度自体が遅く脱炭酸素効率は低い。逆に 40 0mm よりも大きい場合には、上吹きガスのエネルギーが大きすぎるため地金飛散（スプラッシュ）が大きくなり実用的ではない。

極低炭素鋼を溶製する場合は、吹酸脱炭終了後、真空槽内の真空度を上昇させ高真空下での脱炭に移行する。高真空下での脱炭は、溶鋼中に溶解している酸素と炭素との反応を利用するものであり、真空に暴露されている自由表面での反応が重要である。従って、スラグにより自由表面が被覆されている場合には、反応速度は大幅に低下する上に、減圧に伴い発生する COガスによりスラグが爆発的に飛散する突沸と呼ばれる現象が起こり操業に著しい支障をきたす。このため、高真空処理に入る前に、吹酸脱炭中に発生した酸化鉄を主成分とするスラグを完全に真空槽外へ排出する必要がある。これには、吹酸脱炭期の浸漬部下端〜真空槽外溶鋼表面までの距離（浸漬深さ） Hに対し、 0.2H〜 0.6Hだけ浸漬深さを小さくする必要がある。これにより、下降流により浸漬部下端まで到達したスラグ粒子が真空槽外の溶鋼から受ける静水圧（へッド）が小さくなるため、より容易に真空槽外へと流出できることになる。 0.6Hよりも大きいと真空槽外溶鋼表面の揺動により局部的に浸漬深さがゼロになる瞬間が生じる。この場合、外部の空気を真空槽内へ吸い込むため溶鋼中の窒素濃度が上昇する。 0.2Hよりも小さい場合にはへッドが充分に小さくないためスラグが完全には排出できない。

次に、溶鋼の A1昇熱について説明する。

溶鋼に添加された A1を上吹きされた酸素ガスにより燃焼させ昇温する A1昇熱については、適正真空度とハードブローが高い効率を得るためには必須である。

本発明者らはかゝる A1昇熱について詳細な実験と理論検討により、第 6図に示すように真空度が 100〜300Torr の範囲において Al昇熱着熱効果が 80%以上であることを見出した。

すなわち、 lOOTorr よりも高真空度の場合には、炭素の酸化反応が A1の酸化とともに起こるため酸素の利用効率が低下するとともに、生成した A1₂0₃ が排出されにくいため着熱効率が低下する。これに対して、真空度が lOOTorr以上の低真空度であれば、脱炭反応がほとんど起こらないため A1の酸化に利用される酸素利用効率が高い上に、浸漬部下端と真空槽内溶鋼表面との間隔 Νが小さくなるため、表面で浴内に巻き込まれた Α1₂0₃ 粒子は、下降流に乗って移動し浸漬部下端から槽外へ容易に流出できるため着熱効率が高く維持できる。 300Torrよりも低真空度の場合には、溶鋼の循環流量が低下するため着熱効率が低下する。

望ましくは、浸漬部下端〜真空槽内溶鋼表面までの距離 Νを 1.2 〜 2 mとする。これは、真空槽内表面で生成した酸化物を効率的に槽外へ流出させるための条件であり、 1.2mよりも短いと酸化物が短時間で槽外へ流出するため溶鋼内の滞留時間（反応時間）が短く、 A 1₂0₃ 粒子の持つ熱量が十分に溶鋼に伝達される前に流出する割合が高くなる。 2 mよりも長いと下降流の流速が浸漬部下端付近で低下するため流出しにくくなる。

さらに、ハードブローによりより高い反応効率が得られることが解明された。上記の適正真空度で上吹き酸素による溶鋼中に溶解している A 1の酸化反応をミクロ的に見ると、上吹き酸素が溶鋼に衝突した面では A 1 ₂ 0 ₃ の皮膜が生じる。この皮膜は上吹きガスの持つ下向きの運動にエネルギーにより破砕され溶鋼中に懸濁する力上吹きガスの運動エネルギーが小さい場合には、上吹きガスによつては破碎できず、底吹きガスの上昇流により破碎されるため、溶鋼内に懸濁せず、一旦、表面に浮上する。このように、上吹きガスに充分な運動エネルギーが無い場合には A 1 ₂ 0 ₃ の懸濁が起こりにくいため、適正真空度であっても表面近傍に A 1 ₂ 0 ₃ が堆積し着熱効率を低下させる。このために必要な上吹きガスの持つ下向きの運動エネルギ一は、酸素ジヱットにより鋼浴表面に形成されるキャビティ一の深さを 50〜400mm とすることにある。ここで、キヤビティ一深さ L ( mm) は前述した式（ 1 ) および式（ 2 ) で計算される。

キヤビティ一深さが 400mm よりも大きい場合には、上吹きガスのエネルギーが大きすぎるためスプラッシュが大きくなり実用的ではない。

極低炭素鋼の溶製や脱水素処理を実施する場合は、 A 1昇熱終了後真空度を上昇させ高真空下での脱炭や脱水素に移行する。高真空下での脱炭は、溶鋼中に溶解している酸素と炭素との反応を利用するものであり、脱水素も溶鋼中に溶解している水素同士の反応を利用するものであり、真空に暴露されている自由表面での反応が重要である。従って、スラグにより自由表面が被覆されている場合には、反応速度は大幅に低下する上に、減圧に伴い発生する COガスにより前述のようにスラグの突沸が起こり操業に著しい支障をきたす。このため、吹酸脱炭や高真空処理に入る前に、 A 1昇熱中に発生した A 1 ₂ 0 ₃ を主成分とするスラグを完全に真空槽外へ排出する必要がある。これには、極低炭素鋼を溶製する場合と同様の理由で A 1昇熱期の浸漬部の浸漬深さ Hに対し、 0. 2 H〜0. 6 Hだけ浸漬深さを小さくして真空槽内のスラグを真空槽外へ容易に流出せしめる。

次に、減圧下における鋼の脱硫方法について説明する。

脱硫反応は、真空槽内に添加した脱硫剤による脱酸反応と同時に、真空槽外にある酸化鉄濃度の高い転炉スラグからの酸素供給による復硫反応を考慮する必要がある。つまり、脱硫反応式は、〔 S〕 + CaO = CaS + 〔0〕と記述されるため、右辺の〔0〕の濃度を十分に低下させることが脱硫を進行させるためには必須となる。従つて、脱硫を効率的に進めるには、脱硫に先だって実施される脱酸時に、真空槽外の転炉スラグ中の酸素ポテンシャル（通常は（T * Fe + MnO)で代表される）を十分に低下させることが重要となる。しかし、転炉スラグ中の酸素ポテンシャルが十分に低下すると、脱硫処理中に転炉スラグ中に含まれた酸化燐が不安定となり溶鋼中の燐濃度が上昇する、いわゆる復燐が生じる。従って、復燐を抑制するためには、脱硫中に酸素ポテンシャルが低下した真空槽外の転炉スラグ中 CaO 濃度を上げ、酸素ポテンシャルが低くとも酸化燐が不安定にならない高塩基度スラグとすることが必要となる。

すなわち、効率的に脱硫し復燐を抑制するには、真空槽外の転炉スラグに対し、 1 ) 脱酸時に（T · Fe + MnO)濃度を十分に低下させることと、 2 ) 脱硫中に塩基度を高くすることが必要となる。この 2 つの条件は真空度を 120To r r とすることで成立する。つまり、真空度が低真空度の場合には、浸漬部下端と真空槽内溶鋼表面との間隔が小さくなり、 A ) 低い位置から吹き込まれたガスによる真空槽内溶鋼表面での波動が真空槽外溶鋼へも伝わり安くなることと、 B ) 真空槽内溶鋼表面に供給された生石灰を主成分とする脱硫剤が浴内に巻き込まれた後、下降流に乗って移動し浸漬部下端から真空槽外へと流出しやすくなる、という 2つの特徴が現れる。このうち、 A ) は 1 ) に重要な影響を及ぼす。つまり、真空槽外溶鋼も攪拌されるため、溶鋼中に溶解している A 1と真空槽外スラグとの反応速度が増加し、短時間で効果的に真空槽外の転炉スラグの（Τ · Fe + MnO)濃度が第 6図に示すように 5 %以下に低下する。

これに対して、真空度が 120To r r よりも高い真空度の場合には、真空槽外溶鋼はほとんど流動しないため攪拌が非常に弱く、溶鋼中に溶解している A 1と真空槽外スラグとはほとんど反応しない。また、 B ) は 2 ) に重要な影響を及ぼす。つまり、脱硫処理中に、真空槽内溶鋼表面に供給された生石灰を主成分とする脱硫剤が下降流に乗って浸漬部下端から真空槽外へと流出するため、真空槽外スラグの塩基度が処理の進行に伴い増大し、復燐を防止することができる。これに対して、真空度が 120To rr よりも高真空の場合には、脱硫剤は真空槽外へはほとんど流出しないため真空槽外スラグの塩基度は上昇せず復燐はまぬがれない。

真空度が 400To r r よりも低真空度の場合には、吹き込まれたガスの浮上中の膨脹が大きくなるため攪拌エネルギーが低下するため、溶鋼の攪拌混合が低下し脱硫効率が低下する。

次に、本発明者らは、直胴型真空精鍊装置を用いて吹込位置における溶鋼の更新速度が十分に速い条件下で、精鍊用粉体を吹き付け、高い反応効率を容易に得るための最適な吹き付け条件を得るために、既設の大径ランスを共用し、且つ低真空下で低速吹き付けする方法を実施した。その結果、吹き付け表面の溶鋼更新速度が十分に速く、真空度が低い場合には、低い吹き付け速度でも高い粉体捕捉効率が得られ、反応効率が向上することが判明した。

本発明では、直胴型真空精鍊装置を用いることにより、 120To r r 以上の低真空度においても鍋底からの環流ガスによる溶鋼表面の活性効果と高環流量が確保できるため、低い吹き込み速度で高い粉体捕捉率が得られた。具体的には真空精鍊装置を用いて、 120Torr 以上の低真空度下で吹き込み速度を 10m /秒〜マッハ 1未満の範囲にすると、高い粉体捕捉率が得られた。

本発明では、溶鋼表面に吹き付けで形成されるキヤビティ一深さを精鍊用粉体捕捉に必要な最低量（10m /秒）の吹き込み速度で形成して精鍊用粉体を吹き込むと、排ガス系に吸引されて無効となる精鍊用粉体量が大幅に低減され、通常の送酸ランスを用いて、高い固気比で精鍊用粉体吹き込みを行うことが可能となった。

精鍊用粉体の吹き込み速度は、精鍊用粉体吹き込み時の精鍊用粉体差し込み深さがキヤリアガス流量にかかわらず、ほぼ一定であるため、精鍊用粉体が溶鋼表面直下に到達する最低速度で十分であり、吹き込み条件によって多少異なるが、実験的には、 10mノ秒以上が必要である。また、吹き込み速度をマッハ 1以上にしても、スプラッシュにより溶鋼が飛散したり温度降下が大きくなり好ましくない。

本発明は、直胴型真空精鍊装置を用いるので、 120Torr 以上の低真空下でも真空槽内の溶鋼へッドは十分に確保可能であり、鍋底からの多量ガス吹き込みにより真空槽内の溶鋼表面近傍の更新速度は通常の鍋脱ガス装置と比較して十分に速い。例えば、真空度 150Tor r 時には、真空槽内外の溶鋼へッド差は 1. 1 mあり、鍋底からの環流ガス流量を同一にした場合、鋼浴表面の更新、溶鋼の環流速度は、高真空時とほぼ同等である。このため、低真空下においても、溶鋼に吹き込まれた脱硫剤の精鍊用粉体は、この循環流により容易に鍋内深くに送り込まれ高い反応効率が可能となる。また、直胴型浸漬部を有する精鍊装置では槽底を有さないので、低真空度下においても、 RHタイプの精鍊装置にみられる吹き込みによる底たたき現象に起因する槽底耐火物損傷の心配もない。キヤリァーガスの湯面到達速度の計算は以下の方法で実施する。真空度 P (Torr) 、キャリア一ガスの背圧 P ' (kgf Zcm²)とするとノズル吐出時のマッハ数 M ' は次式で定義される。この式においては M' は陰関数として存在するため数値解として計算されることになる。

P /760 2.4

= (1.2Μ' )^{3 5} x ( )².⁵…… （ 3 )

Ρ ' 2.8Μ ' ² -0.4

Gをノズル先端から真空槽内溶鋼表面までの距離（mm) 、 doをノズル出口直径（mm) 、 nをノズル数とすると、溶鋼表面到達時のマッハ数 Mは次式で計算する。

M= 6.3M ' / (GZ { ( n ' do²)¹,² } ) ( 4 ) マッハ数 Mから溶鋼表面到達流速 U (m/ s ) への変換は次式で行う。

U = M X 320 X 0.07 P ^1/2 ( 5 ) 望ましくは、浸漬部下端〜真空槽内溶鋼表面までの距離 Nを 1.2

〜 2 mとする。これは、真空槽内溶鋼表面に供給された脱硫剤を効率的に槽外へ流出させるための条件であり、 1.2mよりも短いと脱硫剤が短時間に槽外へ流出するため溶鋼内の滞留時間（反応時間）が短く、未反応のまま流出する割合が高くなる。 2 mよりも長いと下降域の流速が浸漬部下端付近で低下するため流出しにくくなる。

また脱硫効率（ス）は次式で求められる。

In ( C S ) , / [ S ) ₂)

λ = ( 6 ) 脱硫剤原単位（kg/ t )

但し、〔 S〕，：処理前〔 S〕濃度（ppm)

〔 S〕 ₂ ：処理後〔 S〕濃度（ppm)

次に、直胴型真空精鍊装置を用いて精鍊する際に、吹酸脱炭処理または高真空処理（脱硫処理も含む場合あり）の後に酸素ガスと LN G に代表される炭化水素系助燃ガスを上吹きランスを用いて溶鋼表面に噴射し、溶鋼および真空槽を加熱するバーナー加熱について説明する。

か、るバーナー加熱においては、真空槽内の雰囲気を 100〜400T o r r の低真空に保持し、ランス先端から真空槽内溶鋼表面までの距離を 3. 5〜 9. 5 mの範囲に調整して上記燃焼ガスを溶鋼表面に吹付ける。

このような低真空の雰囲気でも本発明の精鍊装置を用いれば溶鋼の攪拌混合を十分可能にするので、ランス高さを前述のように低くして加熱することができるので高着熱が得られる。更に真空度が本発明より高い場合には輻射伝達だけが起こるに対し、本発明の場合は輻射に加えて対流伝熱も起こるので着熱効率は一層向上する。真空度が 400Tor r 超の低真空度の場合には、吹き込まれたガスの浮上中の膨脹が大きくなるため攪拌エネルギーが低下する。これにより溶鋼の攪拌混合が低下し着熱効率が低下する。

以上詳述したように、本発明の特徵は直胴型真空精鍊装置において、 100〜400To r r の低真空度の雰囲気で酸素ガスを、上吹きにより溶鋼表面から、各処理に応じた送酸条件（キヤビティー深さで表示）で吹込むことにあり、この真空槽内でガスを上吹きする目的は、酸素ガスの上吹きにより溶鋼中の炭素と反応させる脱炭、溶鋼に添加された A 1を上吹きされた酸素ガスにより燃焼させ昇温する A 1昇熱、キャリアガスとともに生石灰等のフラックスを添加する脱硫、酸素ガスと LNG に代表される炭化水素系助燃ガスを上吹きし浸漬槽を加熱し地金付着を抑制するバーナー加熱の 4つがある。

上記の各処理を全て組合せて表示すると第 7図に示すようになる。第 7図は各処理工程を処理時間と真空度で表示したもので、実際の操業においては、各処理工程を必要により適宜組合わせて行う。実施例

実施例 1

第 1 図に示す直胴型真空精鍊装置を用いて、上吹き吹酸による脱炭操業を行った。このときの取鍋の容量は 350トン、取鍋の内径 D は 4400mm、真空槽の浸漬部の直径 dは 2250mm、ポ一ラスプラグの取鍋中心からの偏心距離 Kは 610mm 、上吹きランスのスロート径は 31 匪とした。操業条件としては、ランス〜溶鋼表面間距離 G ： 3.5m にて 3300Nm³Zhの送酸速度で処理開始 2分後から 2分間酸素吹き付けを行うことにより、炭素濃度を 450ppmから 150ppmまで脱炭し、その後脱ガス処理を実施した。吹酸時に形成されたキヤビティー深さ Lは 205mmであった。また、底吹き Ar流量は 1000N1Z分で一定とし、酸素吹き付け開始時の真空度は 165Torr、終了時が 140Torr であった。このときの浸漬部下端から真空槽内溶鋼表面までの距離 N は 1750mm、真空槽の浸漬深さ Hは 450mm であった。

以上の操業の結果、脱炭酸素効率 Vが 85%に達しかつ地金は全く付着しなかった。

また、上記操業後、真空槽を上昇してその浸漬深さ Hを 230mm にした後 2分間攪拌して更に高真空下での脱炭処理を施した。この処理により、上記浸漬深さ Hが 450mm で処理した場合に比較して、炭素濃度が 20ppm になる迄の処理時間を 3分間短縮することができた。次に第 1表で示す操業条件で実施した（共通条件：送酸速度 3000 Nm³ Zh、吹酸時間 2分間）。その結果を同表で示す。第 1表

(注） *印…本発明の範囲外の値を示す。第 1 表で明らかなように、本発明例では脱炭酸素効率 77がほ 80

%以上の高効率を得ることができ、かつ地金の付着は無かったが、比較例ではキヤビティ一深さの適正値であっても送酸開始真空度が低過ぎる場合は地金付着はないものの 7? は本発明例のほ半分しかなく、また真空度が高過ぎると V も 50 %以下の低効率でかつ地金が多量に付着した。

また、送酸開始真空度が適正値であっても、キヤビティ一深さが小さ過ぎると地金付着はないものの 77 は極めて低く、キヤビティ一深さが大き過ぎると 77 は 80 %以上あるものの地金が多量に付着した実施例 2

図 1 に示す直胴型真空精鍊装置を用いて、 A1昇熟操業と高真空脱ガス処理による脱炭操業を行った。このときの精鍊装置の仕様は実施例 1 と同様であつた。

操業条件としては、ランス〜溶鋼表面間距離 G _: 3.5m真空槽の浸漬深さ Hを 450mm にて 3300Nm³/ hの送酸速度で処理開始 1分後から 6分間酸素吹き付けを行った。この時形成されたキヤビティー深さ Lは 205mmであった。なお、 A1は 6分間の吹酸の間に 1分おきに計 5回分割にて均等に投入し、合計の投入量は 460kg とした。この結果、溶鋼の温度上昇分として 40°Cの昇熱が得られた。この後で真空度 1.5Torr の雰囲気で脱ガス処理を実施した。また、底吹き Ar 流量は 1000N1Z分で一定とし、酸素吹き付け開始時の真空度は 280T orr 、終了時が 150Torr であった。

以上の操業の結果、 A1昇熱着熱効率 ^:は 98.9%であり、地金付着はなかった。またこの処理に続けて実施した高真空脱ガス処理開始前の炭素濃度が 450ppmであったのが、脱ガス処理後には 15ppm に減少した。

また、上記操業後、真空槽を上昇してその浸漬深さ Hを 230mm にした後、 2分間攪拌して更に高真空下での脱炭処理を施した。この処理により、真空槽浸漬深さ Hが 450mm で処理した場合に比較して炭素濃度が 20ppm になる迄の処理時間を 4分間短縮することができた。

次に第 2表で示す操業条件で実施した（共通条件： A1投入量… 46 0kg 、送酸速度… 3000Nm³Z h、吹酸時間… 6分間）。

その結果を同表で示す。第 2表

(注） *印…本発明の範囲外の値を示す。第 2表で明らかなように、本発明例では A 1昇熱着熱効率 ζはいずれも 90 %以上が得られるとともに地金付着はなかったが、比較例では送酸開始真空度が高過ぎる場合は ζは 70 %未満しかなく更に地金が多量に付着した。また、送酸開始真空度が適正であってもキヤビティー深さが小さ過ぎると地金付着はないものの ^:は低く、キヤビティ一深さが大き過ぎると ^:は 90 %以上あるものの地金が多量に付着した。

実施例 3

第 1 図に示す直胴型真空精鍊装置を用いて、転炉出鋼溶鋼を脱炭した後、 A 1を投入し脱酸し、脱硫操業を行った。このときの精鍊装置の仕様は上吹きランス出口直径（109mm)を除き実施例 1 と同様でめった

操業条件としては、 200Torr の真空下、ランス〜溶鋼表面間距離 G ： 2 mにて CaO に CaF₂を 20%混合した脱硫剤を 0.4kg/分/ tの速度でキャリア一ガス（Ar) 300Nm³ZHrともに 30秒間吹き付けた。これにより、式（ 6 ) で求められる脱硫効率； Iは 0.37を達成した。このときの背圧は 4 kgf /cm² で式（ 5 ) で求められる溶鋼表面到達流速 Uは 193mZ s (マッハ数で 0.62) であった。

次に第 3表で示す操業条件で脱硫操業を実施した。その結果を同表に示す。

第 3表

(注） *印…本発明の範囲外の値を示す。

第 3表で明らかなように、本発明ではいずれも 0.30以上の高い脱硫効率 λが得られたが、比較例で示すように処理真空度が本発明の範囲内に入らないとスは低く、またガス流量が少なくて溶鋼表面到達流量が 10m Z s未満であると； Iは著るしく低い値を示した。

実施例 4

第 1 図に示す直胴型真空精鍊装置を用いて、溶鋼加熱操業を行つた。このときの精鍊装置の仕様は、実施例 1 と同様であった。操業条件としては、 120Torr の真空下、ランス〜溶鋼表面間距離 G ： 4 mにして LPG 流量： 120Nm³Z h、酸素流量： 120Nm³ノ hとし、処理開始 6分後から 10分間の加熱操業を行つた。底吹き Ar流量は 1000N1 分で一定とした。これにより、溶鋼加熱を行わない場合に対し、 20°Cの温度上昇が可能であつた。

実施例 5

第 1 図に示す直胴型真空精鍊装置を用い、極低炭素鋼の処理として、上記装置の真空層内の溶鋼に A1昇熱処理を行い、次いで吹酸脱炭処理を行い、その後真空度を高真空として溶製を行い、最後にバーナ一加熱を行った。

使用する精鍊装置の仕様は上吹きランスの出口直径を 110mm にした以外は全て実施例 1 と同様であった。

A1昇熱は真空度を 250Torr とし、ランス〜溶鋼表面間距離 Gを 35 00mmとし、 3300Nm³/Hrの送酸速度で、真空排気開始 1分後から 4 分間実施した。この時のキヤビティ一深さ Lは 205ππη 、浸漬部下端〜真空槽内溶鋼表面までの距離 Nは 1400態、浸漬部下端〜真空槽外溶鋼表面までの距離（浸漬深さ） Hは 450mm であった。底吹き Arは

500N1Z分とし、 A1は 4分間の吹酸昇熱の間に 1分おきに投入し、合計の投入量は 450kg であった。この結果、 40°Cの昇温が 98.2%の着熱効率で達成できた。

その後、距離 Hを 230mm とし Arを 750N1Z分まで上昇させ 1.5分間にわたって攪拌し、槽内の A1₂0₃ 系スラグを完全に真空槽外へ流出させた。

引き続き、真空度を ΠΟΤΟΓΓ として 3分間の吹酸脱炭を実施した。ランス〜溶鋼表面間距離 Gを 3500mmとし、 3300Nm³ZHrの送酸速度で、この時のキヤビティ一深さ Lは 205mm 、距離 Nは 1500mm、距離 Hは 450mni であった。底吹き Arは 700N1Z分とし、炭素濃度を 43 Ορρπ！〜 140ppmまで低下させた。脱炭酸素効率は 85%であった。その後、真空度を 1 Torrまで上昇させ極低炭素鋼の溶製を実施した。

上記処理により〔 C〕が 20ppm に到達後、真空度を 200Torr に復圧し、バーナー加熱をしつつ合金を添加し成分調整をした。距離 G を 4500mmにて LPG 流量： 120Nm³ノ Hr、酸素流量： 120Nm³ZHrで 5分間の加熱を実施した。その結果、成分調整中の温度低下は 2 °Cにすぎなかった。

実施例 6

実施例 5 と同じ仕様を有する直胴型真空精鍊装置を用い、極低炭素鋼の処理として、上記装置の真空槽内の溶鋼に A1昇熱一吹酸脱炭一高真空脱ガス処理一脱酸 · 脱硫処理一バーナー加熱の各処理を施した。

A1昇熱は真空度を 250Torr とし、ランス〜溶鋼表面間距離 Gを 3. 5 mとし、 3300Nm³/Hrの送酸速度で、真空排気開始 1分後から 4 分間実施した。この時のキヤビティ一深さ Lは 205mm 、浸漬部下端〜真空槽内溶鋼表面までの距離は Nは 1400mm、浸漬部下端〜真空槽外溶鋼表面までの距離（浸漬深さ） Hは 450mm であった。底吹き Ar は 500N1/分とし、 A1は 4分間の吹酸昇熱の間に 1分おきに投入し、合計の投入量は 450kg であった。この結果、 40°Cの昇温が 98.2% の着熱効率で達成できた。

引き続き、真空度を 170Torr として 3分間の吹酸脱炭を実施した。ランス〜溶鋼表面間距離 Gを 3500mmとし、 3300Nm³/Hrの送酸速度で、この時のキヤビティー深さ Lは 205mm 、浸漬部下端〜真空槽内溶鋼表面までの距離 Nは 1500mm、浸漬部下端〜真空槽外溶鋼表面までの距離（浸漬深さ） H : 50mni であった。底吹き Ai i 700N1Z 分とし、炭素濃度を 430ppm~140ppmまで低下させた。脱炭酸素効率は 85%であった。

その後、真空度を 1 Torrまで上昇させ極低炭素鋼の溶製を実施した。

上記処理により〔C〕が 20ppm に到達後、 A1による溶鋼脱酸を行い真空度を 200Torr に復圧し、距離 Gを 2000mmとして CaO に CaF₂を 20%混合した脱硫剤を 0.4kg/ t /分の速度で 30秒間吹き付けた。キャリアガスは Arとし 300Nm³/Hrとしたが、湯面到達速度はマッハ数で 0.62(192m/秒）であった。距離 Nは 1500mmであったが、脱硫効率は 0.35で復燐は生じなかった。

上記処理により〔 S〕が 15ppm に到達後、真空度を 200Torr に維持し、バーナー加熱をしつつ合金を添加し成分調整をした。距離 G を 4500匪にて LPG 流量： 120Nm³/Hr、酸素流量： 120Nm³/Hrで 5分間の加熱を実施した。その結果、成分調整中の温度低下は 2 °Cにすきな力、つた。

実施例 7

実施例 5 と同じ仕様を有する直胴型真空精鍊装置を用い、低水素極低硫鋼の処理として、上記装置の真空槽内の、転炉で 0.35%の炭素成分に吹止めた溶鋼に、 A1昇熱一高真空脱ガス処理一脱酸 · 脱硫処理—バーナー加熱の各処理を施した。

A1昇熱は真空度を 250Torr とし、ランス〜溶鋼表面間距離 Gを 35 00mmとし、 3300Nm³ZHrの送酸速度で、真空排気開始 1分後から 4 分間実施した。この時のキヤビティー深さ Lは 205mm 、浸漬部下端〜真空槽内溶鋼表面までの距離 Nは 1400 、浸漬部下端〜真空槽外溶鋼表面までの距離（浸漬深さ） Hは 450mm であった。底吹き Arは 500N1Z分とし、 A1は 4分間の吹酸昇熱の間に 1分おきに投入し、合計の投入量は 450kg であった。この結果、 40°Cの昇温が 98.2%の着熱効率で達成できた。

その後、距離 Hを 230mm とし Arを 750N1Z分まで上昇させ 1.5分間にわたって攪拌し、槽内の A 1₂0₃ 系スラグを完全に真空槽外へ流出させた。

その後、真空度を 1 Torrまで上昇させ脱水素処理を施した。

上記処理により〔Η〕が 1.5ppmに到達後、 A1による溶鋼脱酸を行い真空度を 200Torr に復圧し、距離 Gを 2000難として CaO に CaF₂を 20%混合した脱硫剤を 0.4kgZ t Z分の速度で 30秒間吹き付けた。キヤリァーガスは Arとし 300Nm³ZHrとしたが、湯面到達速度はマッハ数で 0.62(192mZ秒）であった。距離 Nは 1500議であったが、脱硫効率は 0.35で復燐は生じなかった。

上記処理により〔 S〕が 15ppm に到達後、真空度を 200Torr に維持し、バーナー加熱をしつつ合金を添加し成分調整をした。距離 G を 4.5mにて LPG 流量： 120Nm³/Hr、酸素流量： lZONn^ZHrで 5分間の加熱を実施した。その結果、成分調整中の温度低下は 2 °Cにすさな力、つた。

実施例 8

実施例 5 と同じ仕様を有する直胴型真空精鍊装置を用い、低炭素鋼の処理として、上記装置の真空槽内の、転炉で 725ppmの炭素成分に吹止めた溶鋼に、 A1昇熱一吹酸脱炭一バーナー加熱の各処理を施した。

A1昇熱は真空度を 250Torr とし、ランス〜溶鋼表面間距離 Gを 3. 5 mとし、 3300Nm³ZHrの送酸速度で、真空排気開始 1分後から 4 分間実施した。この時のキヤビティー深さ Lは 205mm 、浸漬部下端〜真空槽内溶鋼表面までの距離は Nは 1400 、浸漬部下端〜真空槽外溶鋼表面までの距離（浸漬深さ） Hは 450mm であった。底吹き A は 500N1Z分とし、 A1は 4分間の吹酸昇熱の間に 1 分おきに投入し、合計の投入量は 450kg であった。この結果、 40°Cの昇温が 98.2% の着熱効率で達成できた。

引き続き、真空度を 170Torr として 4分間の吹酸脱炭を実施した。距離 Gを 3500mmとし、 3300Nm³ZHrの送酸速度で、この時のキヤビティ一深さ Lは 205mm 、距離 Nは 1.5m、距離 H (浸漬深さ）は 450mm であった。底吹き Arは 700N1/分とし、炭素濃度を 725ρρπ！〜 415ppmまで低下させ、脱炭素効率は 91%であった。

上記処理後、真空度を 200Torr に維持し、バーナー加熱をしつつ合金を添加し成分調整をした。距離 Gを 4500誦にて LPG 流量： 120N mVHr. 酸素流量： ONn^ZHrで 5分間の加熱を実施した。その結果、温度低下は 2 °Cにすぎなかった。

実施例 9

実施例 5 と同じ仕様を有する直胴型真空精鍊装置を用い、低炭処理として、上記装置の真空槽内の、転炉で 415ppmの炭素成分に吹止めた溶鋼に、 A1昇熱一バーナー加熱の各処理を施した。

A1昇熱は真空度を 250Torr とし、ランス〜溶鋼表面間距離 Gを 35 00mmとし、 3300Nm³ZHrの送酸速度で、真空排気開始 1分後から 4 分間実施した。この時のキヤビティ一深さ Lは 205mm 、浸漬部下端〜真空槽内溶鋼表面までの距離は Nは 1400mm、浸漬部下端〜真空槽外溶鋼表面までの距離（浸漬深さ） Hは 450mm であった。底吹き Ar は 500N1ノ分とし、 A1は 4分間の吹酸昇熱の間に 1 分おきに投入し、合計の投入量は 450kg であった。この結果、 40°Cの昇温が 98.2% の着熱効率で達成できた。その後、距離 Hを 230mm とし Arを 750N1Z分まで上昇させ 1.5分間にわたって攪拌し、槽内の A1₂0₃ 系スラグを完全に真空槽外へ流出させた。

上記処理により昇温した後、真空度を 200ΤΟΓΓ とし、バーナー加熱をしつつ合金を添加し成分調整をした。距離 Nを 4500議にて LPG 流量： 120Nm³/Hr、酸素流量： 120Nm³ZHrで 5分間の加熱を実施した。その結果、成分調整中の温度低下は 2 °Cにすぎなかった。産業上の利用可能性

本発明により、処理初期の高い炭素濃度域で、脱炭効率が高く地金付着が無い酸素の供給が可能となったため、効率的に極低炭素領域までの脱炭素精鍊を可能となるとともに、熱効率の高い A1昇熱が可能となり、さらに、ランスからキャリアーガスとともに脱硫精鍊剤を供給することで、効率的な脱硫精鍊が可能となったので、溶鋼の精鍊方法として極めて工業的効果が大きい。

Claims

請求の範囲 '

1 . 転炉出鋼溶鋼を直胴型真空精鍊装置で精鍊する方法であって

、下記工程よりなる：

前記直胴型真空精鍊装置の取鍋内に転炉出鋼の炭素含有量 0. 1 重量％以下の溶鋼を装入すること；

前記取鍋内の溶鋼に、前記精鍊装置の真空槽の開放下端部を所定深さ浸漬して該真空槽の浸漬部を構成すること；

前記真空槽の槽内空間部を 105〜195Torr の真空度に保持すること；

前記取鍋の底部より溶鋼撹拌用ガスを吹き込むこと；

前記真空槽内に、該真空槽の天蓋の揷入孔を通して昇降自在に設けた上吹きランスから酸素ガスを送酸して前記真空槽内の溶鋼表面に 150〜 400mm の深さのキヤビティーを形成して前記溶鋼を吹酸脱炭すること。

2 . 前記真空槽の浸漬部下端と該真空槽内溶鋼表面との間の距離を 1. 2〜 2 mの範囲に保持する請求の範囲 1記載の方法。

3 . 前記吹酸脱炭処理の後に、吹酸脱炭期の真空槽浸漬部下端と真空槽外溶鋼の表面との間の距離 Hに対し、 0. 2 H〜 0. 6 Hの距離だけ前記真空槽浸漬部を上昇させる請求の範囲 1 または 2記載の方 fi。

4 . 転炉出鋼溶鋼を直胴型真空精鍊装置で精鍊する方法であって下記工程からなる：

前記直胴型真空精鍊装置の取鍋内に転炉出鋼の溶鋼を装入すること；

前記取鍋内の溶鋼に、前記精鍊装置の真空槽の開放下端部を所定深さ浸漬して該真空槽の浸漬部を構成すること；前記真空槽の槽内空間部を 100〜300To r r め真空度に保持すること；

前記取鍋の底部より溶鋼撹拌用ガスを吹き込むこと；

前記真空槽内に A 1含有合金を装入すること；

前記真空槽内に、該真空槽の天蓋の揷入孔を通して昇降自在に設けた上吹きランスから酸素ガスを送酸して、前記溶鋼中に溶解した前記 A 1含有合金を燃焼して該溶鋼を加熱すること。

5 . 前記真空槽内の溶鋼表面に 50〜 400mm の深さのキヤビティ一を形成する請求の範囲 4記載の方法。

6 . 前記真空槽の浸漬部下端と該真空槽内溶鋼表面との間の距離を 1. 2〜 2 mの範囲に保持する請求の範囲 4 または 5記載の方法。

7 . 前記 A 1含有合金の燃焼期の後に、 A 1含有合金の燃焼期の真空槽浸漬部下端と真空槽外溶鋼表面との間の距離 Hに対し、 0. 2 H〜 0. 6 Hの距離だけ前記真空槽浸漬部を上昇させる請求の範囲 4〜 6 に記載の方法。

8 . 転炉出鋼溶鋼を直胴型真空精鍊装置で精鍊する方法であって、下記工程よりなる：

前記真空槽の槽内空間部を 120〜400To rr の真空度に保持して、脱硫剤をキヤリアガスとともに、前記真空槽の天蓋の揷入孔を通して昇降自在に設けた上吹きランスから前記真空槽内の溶鋼に吹込み、かつ前記取鍋の低部より溶鋼攪拌用ガスを吹込み、前記溶鋼を脱硫るしと。

9 . 前記脱硫剤を吹込むキヤリアガスの溶鋼表面到達速度を 10 m / 秒〜マッハ 1 の範囲とする請求の範囲の範囲 8記載の方法。

10. 前記真空槽の浸漬部下端と該真空槽内溶鋼表面との間の距離を 1. 2〜 2 mの範囲に保持する請求の範囲 8又は 9記載の方法。

1 1. 転炉出鋼溶鋼を直胴型真空精鍊装置で精鍊する方法であつて、下記工程よりなる。

前記真空槽の槽内空間部を 100〜400To r r の真空度にして、前記真空槽の天蓋の揷入孔を通して昇降自在に設けた上吹きランスから酸素ガスと炭化水素系助燃ガスを前記真空槽内の溶鋼表面に吹付け、該溶鋼を加熱すること。

12. 前記上吹きランスの先端と前記真空槽内の溶鋼表面との間の距離を 3. 5〜9. 5 mとする請求の範囲 1 1記載の方法。

13. 転炉出鋼溶鋼を直胴型真空精鍊装置で精鍊する方法であつて、下記工程よりなる：

前記真空槽の槽内空間部を 100〜300To r r の真空度に保持すること；

前記取鍋の底部より溶鋼撹拌用ガスを吹き込むこと；

前記真空槽内に A 1含有合金を装入すること；

前記真空槽内に、該真空槽の揷入孔を通して昇降自在に設けた上吹きランスから酸素ガスを送酸して前記溶鋼中に溶解した前記 A 1含有合金を燃焼して該溶鋼を加熱すること；

次いで、前記真空槽内に、該真空槽の真空度を 105〜195To r r に保持して該真空槽内に前記上吹きランスから酸素ガスを送酸し、前記真空槽内の加熱された溶鋼の表面に 150〜 400mm の深さのキヤビティーを形成して前記溶鋼を吹酸脱炭すること；

次いで、前記槽内空間部を Ι Ο ΟΤΟ Γ Γ 以下の高真空度に保持して脱炭処理した溶鋼に脱ガス処理を施すこと。

14. 前記真空槽内に前記上吹きランスから酸素ガスを送酸し、前記溶鋼中に溶解した前記 A 1含有合金を燃焼して該溶鋼を加熱するに際し、前記真空槽内の溶鋼表面に 50〜 400mm の深さのキヤビティ一を形成する請求の範囲 13記載の方法。

15. 前記溶鋼の吹酸脱炭処理を施す前に、 A 1含有合金の燃焼期の、真空槽の浸漬部下端と真空槽外溶鋼の表面との間の距離 Hに対し、 0. 2 H〜 0. 6 Hの距離だけ前記真空槽浸漬部を上昇させる請求の範囲 13または 14記載の方法。

16. 前記 A 1含有合金の燃焼による溶鋼加熱処理および吹酸脱炭処理を施す際に、前記真空槽の浸漬部下端と該真空槽内溶鋼表面との間の距離を 1. 2〜 2 mの範囲に保持する請求の範囲 13〜 15記載の方

17. 転炉出鋼溶鋼を直胴型真空精鍊装置で精鍊する方法であつて下記工程からなる：

前記真空槽の槽内空間部を 100〜300To r r の真空度に保持すること；前記取鍋の底部より溶鋼攪拌用ガスを吹込むこと；

前記真空槽内に A 1含有合金を装入し、前記真空槽の天蓋の揷入孔を通して昇降自在に設けた上吹きランスから酸素ガスを送酸して前記溶鋼中に溶解した該 A 1含有合金を燃焼し、該溶鋼を昇温せしめること；

前記真空槽内空間部を Ι Ο ΟΤΟ Γ Γ 以下の高真空度に保持して昇温した溶鋼に脱水素処理を施すこと；

前記真空槽の槽内空間部を 120〜400To r r の真空度にして、脱硫剤をキャリアガスとともに、前記上吹きランスから前記真空槽内の溶鋼に吹込み、かつ前記取鍋の低部より溶鋼攪拌用ガスを吹込み、前記溶鋼を脱硫すること。

18. 前記真空槽の浸漬部下端と該真空槽内溶鋼表面との間の距離を 1. 2〜 2 mの範囲に保持する請求の範囲 17記載の方法。

1 9. 前記高真空度脱ガス処理に移行する前に、 A 1含有合金の燃焼期の真空槽の浸漬部下端と真空槽外溶鋼表面との間の距離 Hに対し、 0. 2 H〜0. 6 Hの距離だけ前記真空槽の浸漬部を上昇させる請求の範囲 17または 18記載の方法。

20. 前記真空槽内に前記上吹きランスから酸素ガスを送酸し、前記溶鋼中に溶解した前記 A 1含有合金を燃焼して該溶鋼を加熱するに際し、前記真空槽内の溶鋼表面に 50〜 400mm の深さのキヤビティ一を形成する請求の範囲 1 7記載の方法。

2 1. 転炉出鋼溶鋼を直胴型真空精鍊装置で精鍊する方法であって下記工程からなる：

前記取鍋内の溶鋼に、前記精鍊装置の真空槽の開放下端部を所定深さ浸潰して該真空槽の浸漬部を構成すること；前記真空槽の槽内空間部を 100〜300To r r の真空度に保持すること；

前記取鍋の底部より溶鋼撹拌用ガスを吹込むこと；

前記真空槽内に A 1含有合金を装入すること；

前記真空槽内に、該真空槽の天蓋の揷入孔を通して昇降自在に設けた上吹きランスから酸素ガスを送酸して、前記溶鋼中に溶解した前記 A 1含有合金を燃焼して前記溶鋼を加熱すること；

次いで、前記真空槽の槽内空間部を 105〜195To r r の真空度に保持して該真空槽内に前記上吹きランスから酸素ガスを送酸し、前記真空槽内の加熱された溶鋼の表面に 150〜400πιπι の深さのキヤビティーを形成して前記溶鋼を吹酸脱炭すること；

次いで、前記槽内空間部を l OOTo rr 以下の高真空度に保持して脱炭処理した溶鋼に脱ガス処理を施すこと；

次いで、前記真空槽の槽内空間部を 120〜400To r r の真空度にして、脱硫剤をキャリアガスとともに、前記上吹きランスから前記真空槽内の溶鋼に吹込み、前記溶鋼を脱硫すること；

次いで、前記真空槽の槽内空間部を 100〜400To r r の真空度にして、前記上吹きランスから酸素ガスと炭化水素系助燃ガスを前記真空槽内の脱硫処理した溶鋼の表面に吹付け、該溶鋼を加熱すること

22. 前記 A 1含有合金の燃焼による溶鋼加熱処理、吹酸脱炭処理または脱硫処理を施す際に、前記真空槽の浸漬部下端と該真空槽内溶鋼表面との距離を 1. 2〜 2 mの範囲に保持する請求の範囲 21記載の方法。

23. 前記酸素ガスと炭化水素系助燃ガスの燃焼による溶鋼加熱処理を施す際に

前記上吹きランスの先端部と前記真空槽内の溶鋼表面との間の距離を 3.5〜9.5 mの範囲に保持する請求の範囲 21または 22記載の方

24. 前記溶鋼の吹酸脱炭処理を施す前に、 A1含有合金の燃焼期の真空槽浸漬部下端と真空槽外溶鋼表面との間の距離 Hに対し、 0.2 H〜 0.6Hの距離だけ前記真空槽浸漬部を上昇させる請求の範囲 21 〜23に記載の方法。

25. 前記真空槽内に前記上吹きランスから酸素ガスを送酸し、前記溶鋼中に溶解した前記 A1含有合金を燃焼して該溶鋼を加熱するに際し、前記真空槽内の溶鋼表面に 50〜400ππη の深さのキヤビティ一を形成する請求の範囲 21記載の方法。