JP3654216B2

JP3654216B2 - Vacuum refining method

Info

Publication number: JP3654216B2
Application number: JP2001232294A
Authority: JP
Inventors: 光裕沼田; ユカリ田子; 善彦樋口
Original assignee: Sumitomo Metal Industries Ltd
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2001-07-31
Filing date: 2001-07-31
Publication date: 2005-06-02
Anticipated expiration: 2021-07-31
Also published as: JP2003041316A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、減圧下の溶鋼に対して脱炭、脱硫等の目的でキャリアガスとともに精錬用粉体を吹き付ける減圧精錬方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
溶鋼中のＣ、Ｓ、Ｎ等の濃度を低減すると、鋼材の各種特性が向上するため、これら成分の濃度低減を効率化する技術が開発されている。例えば、ＲＨ方式真空脱ガス装置を用いて溶鋼表面に精錬用のＣａＯ粉体やＦｅ₂Ｏ₃粉体を上方から吹き付ける技術が開発され、簡便に不純物元素濃度の低減が図られている。
【０００３】
精錬効率は、これらの粉体（フラックス粉体ともいう）の冶金学的精錬能に依存するが、吹き付け方法自体にも依存する。
フラックス粉体の上吹きは、真空槽内に設けた上吹きランス先端のノズルからキャリアガスとともに粉体を吹き付ける方法で行われるが、このノズル形状を適正にすることで精錬効率を向上できる。上吹きランスのノズルに関する技術としては、一般的に用いられているストレートノズル、ラバールノズルを用いる方法や、特開平８−３６１８号公報に開示された技術等に見られるように、独自のノズル構造を持たせる方法が提案されている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
しかし、従来のフラックス粉体上吹きノズルでは、溶鋼への粉体到達率（補足率、着地効率ともいう）を向上させることで精錬効率をある程度向上させられるものの、さらに高い精錬効率を得ることが望まれている。精錬効率が不十分であるのは、従来のノズルがフラックス粉体を高速で溶鋼中に深く進入させることを主目的に設計されており、精錬効率全体としての検討が十分でなかったためと考えられる。例えば、前記特開平８−３６１８号公報に開示されたノズルは、精錬ガスのみを吹き込む場合と、フラックス粉体を上吹きする場合の双方に適用できるとしているが、同公報に開示されたノズル形状は、粉体噴射速度を高速化して粉体の溶鋼への進入を促進させることを目的としており、同一量のフラックス粉体を吹き込むときの時間を短縮することができるが、精錬効率、すなわち同一量のフラックス粉体量に対する脱硫量（または脱炭量、脱窒素量等）を向上させるものではない。後述するように、従来のノズルでの脱硫率（＝｛（処理前Ｓ濃度−処理後Ｓ濃度）／処理前Ｓ濃度｝×１００）は最大７０％程度であり、十分に高いとは言えない。
【０００５】
本発明の課題は、高い精錬効率が得られる減圧精錬方法を提供することにある。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
本発明者らは、種々の形状のフラックス粉体吹き込み用ノズルを用意し、精錬効率に関する試験を行った結果、下記の知見を得た。
【０００７】
(a) キャリアガス量、粉体吹き込み量およびノズルの湯面からの高さ等の条件をそろえた場合、ノズル形状によって、ジェットの広がりと中心動圧のパターンが異なる。例えば、ラバールノズルは中心動圧が高い反面、ジェットの広がりが小さい。反対に、ストレートノズルは中心動圧が低く、ジェットの広がりが大きい。
【０００８】
(b) スロート部と拡大部を持つノズル（以下、２段ノズルという）は前記ラバール型とストレート型の中間の中心動圧またはジェットの広がり特性を有する。
(c) 各種形状のノズルについて、ジェットの広がり面積と中心動圧との積に対し、脱硫率を整理すると、両者は比例関係にある。この積が大きいほど、脱硫率が高い。
【０００９】
(d) この中で、最も高い脱硫率が得られるのは、２段ノズルの１種である。
(e) ２段ノズルの形状をスロート部径、拡大部径および拡大部長さの比で表すと、前記広がり面積と中心動圧の積が最大となる形状を規定することができる。
一方、この積はノズル形状のほか、スロート部の流速にも影響を受ける。
【００１０】
(f) したがって、ノズル形状とスロート部流速を規定すれば、（中心動圧×ジェット広がり面積）の積を高くし、高い脱硫率を得ることができる。
本発明は、これらの知見に基づきなされたもので、その要旨は以下の精錬方法にある。
【００１１】
溶鋼表面にキャリアガスとともに精錬用粉体を吹き付ける減圧精錬方法であって、前記精錬用粉体を吹き付けるランス先端のノズル部が、直径ｄのスロート部と、スロート部に続く直径Ｄおよび長さＬの円筒形の拡大部とからなり、前記ｄ、Ｄ、Ｌおよびスロート部を通過するキャリアガスの流速Ｖ（ｍ／ｓ）とが、下記(1)〜(3)式で表される関係を満足することを特徴とする減圧精錬方法。
【００１２】
0.0012V+0.63≦L/d≦0.002V+2.6 (1)
0.00015V+0.05≦d/D≦0.00018V+0.32 (2)
100≦V≦1000 (3)
ここで、キャリアガスの流速Ｖ（ｍ／ｓ）は、標準状態換算のガス流量（ｍ³／ｓ）をスロート部の断面積（ｍ²）で除した値である。
【００１３】
【発明の実施の形態】
１．ノズル形状とジェット形状との関係
図１は本発明に用いた２段ノズルの形状を概念的に示す縦断面図である。同図において、ランス１の先端に設けられたノズル２には、内径がｄのスロート部３が設けられ、これに続いて内径Ｄ、長さＬの拡大部４が設けられている。表１には、以下に述べる試験に用いた各種ノズルの寸法を示す。
【００１４】
ジェット形状の調査に用いたのはラバールノズルＡ（スロート部径３ｍｍ、出口径７ｍｍ、ノズル長１８ｍｍ）、ストレートノズルＢ（出口径７ｍｍ）、２段ノズルＣ（ｄ＝３ｍｍ、Ｄ＝７ｍｍ、Ｌ＝１８ｍｍ）、および２段ノズルＤ（ｄ＝３ｍｍ、Ｄ＝５ｍｍ、Ｌ＝７ｍｍ）の４種類である。
【００１５】
【表１】

【００１６】
この４種類のノズルを用いて、キャリアガスのジェット形状を調査した。この試験では、雰囲気圧力４０００Ｐａ、ガス流量４００ｌ（標準状態）／ｍｉｎでノズル先端から４００ｍｍの位置でのジェット動圧を測定した。ここで、ラバールノズルＡ以外のノズルでは前記ガス流量を得るために、ラバールノズルに比べて３〜１０％ノズル前の圧力を高くした。
【００１７】
図２は、ジェットのノズル軸中心からの距離と、動圧との関係を示すグラフである。同図に示すように、ラバールノズルＡでは、ジェットが細く、中心部での動圧が高く、外周では動圧が急激に低下していることがわかる。ストレートノズルＢでは、ジェットが太く、中心部の動圧はラバールノズルのそれに比べてはるかに低く、外周では動圧が緩やかに低下している。２段ノズルＣおよびＤでは、ジェットの太さはラバールノズルとストレートノズルの中間であり、中心部の動圧も同様に両者の中間である。これは、ノズル出口でのジェット挙動の差による。圧縮性流体力学でよく知られているように、ラバールノズルではスロートから出口にかけてガスの適正膨張が行われるため、ジェットの圧力損失を生じることがない。このため、直進性が高く中心部で得られる最大動圧の高いジェットが得られる。一方、ストレートノズル、２段ノズルでは適正膨張とならず不足膨張となるため、圧力損失により中心部の最大動圧が低下し、ジェットも広がる。前述したように、同一ガス流量を確保するためにノズル前圧を上昇させたのもこのためである。以上のように、圧力損失が少なく、動圧の高いジェットを得るにはラバールノズルが最も優れている。
【００１８】
しかし、フラックス粉体上吹き精錬の場合、フラックスと溶鋼との反応を促進させるには、フラックス粉体の進入促進のほか、フラックスと溶鋼との反応面積を増大することが重要である。そのため、キャリアガスのジェットはフラックス粉体を溶鋼に進入させるに十分な動圧を有するとともに、フラックス粉体を広範囲の溶鋼表面に展開させることが必要である。
【００１９】
図２に示すように、ラバールノズルでは中心動圧が高く、フラックス粉体はジェット中心部で溶鋼中に深く進入するが、ジェットが細いため、フラックスと溶鋼との反応面積は小さいと推定される。一方、ストレートノズル、２段ノズルＣおよびＤでは中心動圧は低いため、フラックスは溶鋼中に深く進入できないが、フラックスと溶鋼との接触面積は大きくなると推定される。
【００２０】
以上の検討のもと、発明者らは精錬効率の試験を行った。
２．精錬効率への影響
Ａｌ脱酸した溶鋼２ｔ（［Ｃ］＝０．０３％，［Ａｌ］＝０．０５％）にＣａＯ粉体を吹き付けて脱硫を行い、溶鋼中Ｓ濃度の変化を測定した。雰囲気ガスはＡｒ、雰囲気圧力は４０００Ｐａまたは６７０Ｐａとし、溶鋼温度は１８７３Ｋとした。ノズル下端と湯面間の距離は２００ｍｍ〜５００ｍｍとした。前記ラバールノズルＡ、ストレートノズルＢ（出口径７ｍｍ）、および表１に示すＣ〜Ｇまでの２段ノズルを用いた。粉体供給速度は６６０ｇ／ｍｉｎとし、吹き付け時間は３０分とした。キャリアガスとしてＡｒを流量４００ｌ（標準状態）／ｍｉｎ使用した。キャリアガス流量を一定とするため、ノズル前圧力はノズルの種類によって変化させた。
【００２１】
図３は各種ノズルの、（中心動圧×ジェットの広がり面積）の積と、脱硫率との関係を示すグラフである。ここで、ジェットの広がり面積とは、動圧が０．１ｋＰａ以上の領域の面積とした。同図に示すように、ノズルの種類にかかわらず、（中心動圧×広がり面積）の積と、脱硫率とは直線関係にあることがわかる。また、中心動圧の高いラバールノズルや、ジェットの広がりの大きいストレートノズルの脱硫効率は必ずしも高くなく、２段ノズルＦがもっとも高い脱硫率を示すことがわかる。
【００２２】
中心動圧の高いラバールノズルの脱硫率が必ずしも高くない理由は、以下のように考えられる。すなわち、ジェットの広がりの中心付近ではフラックスが溶鋼中に深く進入して溶鋼との反応効率が高くなるものの、その効率は飽和する（反応の平衡状態となる）。一方、中心から少し離れたところでは、フラックスを溶鋼中に進入させるだけのジェットの運動量がなく、フラックスと溶鋼とが十分には反応せず、ジェットの広がりの範囲全体としては反応効率が低下する。
【００２３】
同様に、ストレートノズルの脱硫率が高くならない理由は、以下のように考えられる。すなわち、ジェットの広がりのそれぞれの位置で、ジェットの運動量が小さく、フラックスが溶鋼中に十分な深さまで進入できないため反応効率が低下し、ジェットの広がりは大きいものの、全体としては反応効率が低下する。
【００２４】
ラバールノズルでも、キャリアガス流量条件や、形状寸法の条件を変えれば脱硫率が向上することが考えられるが、ラバールノズルは元来フラックス粉体を溶鋼に深く進入させることを狙ったものであるため、最適ノズル形状は２段ノズルの中から選択することが望ましいと考えられる。
【００２５】
また、図３に示すように、（中心動圧×広がり面積）の積を大きくすれば、脱硫効率が高くなるからといって、ノズル供給圧を大きくしてキャリアガス流量を増加させたり、ノズル−湯面間の距離を大きくすることは、設備費の増大または設備の大幅な改造を要するのみならず、ガスコスト上昇、ランス寿命低下など、通常操業でのコストを悪化させるため、おのずと制限がある。したがって、本発明は、２段ノズルの形状および吹き込み条件を規定することによって、脱硫効率の向上を図るものである。
【００２６】
３．ノズル形状およびガス流速による整理
図３より、２段ノズルの一種が精錬効率に優れており、その中でもジェットの形状すなわち、（中心動圧×広がり面積）の積が脱硫効率に影響する事がわかったが、これら中心動圧や広がりを実際のプロセスで規定するのは実用的でないため、ノズル形状およびキャリアガス条件で整理することを検討した。キャリアガス条件としては、ガス種類、圧力（ノズル前圧力）、雰囲気圧力、流量、流速、ノズル−湯面間距離等があるが、ガス種類はＡｒ(またはＮ₂）にほぼ限定され、スロート部の径が決まれば圧力、流量、流速はそれらのいずれかで決まるため、ガス流速で整理し、さらに雰囲気圧力およびノズル−湯面間距離の影響を検討した。
【００２７】
まず、各種のスロート部径ｄ、拡大部径Ｄ、および拡大部長さＬの２段ノズルを用意し、ｄ／Ｄ、Ｌ／ｄ、およびキャリアガス流速（スロート部における標準状態換算流速）について脱硫率を調査した。これらノズルのスロート部径はすべて３ｍｍとした。
【００２８】
図４はガス流速とＬ／ｄとが脱硫率に及ぼす影響を示すグラフである。同図において、●印は脱硫率が９０％未満、○印は脱硫率が９０％以上を示している。同図から、同一流速では、Ｌ／ｄの適正な範囲があることがわかる。この関係は、
0.0012V+0.63≦L/d≦0.002V+2.6 (1)
と表すことができる。ただし、流速の小さいところでは、適正なジェットが形成されないため、あるいは流速が超音速となるとガス挙動が一変するため、
100≦V≦1000 (3)
の制約を設けた。
【００２９】
図５はガス流速とｄ／Ｄとが脱硫率に及ぼす影響を示すグラフである。同図において図４と同様に●印は脱硫率が９０％未満、○印は脱硫率が９０％以上を示している。
【００３０】
図４と同様に、図５からは、同一流速では、ｄ／Ｄの適正な範囲があることがわかる。この関係は、
0.00015V+0.05≦d/D≦0.00018V+0.32 (2)
と表すことができる。
【００３１】
４．脱炭反応における挙動
次に、Ｃ濃度０．１％の溶鋼２ｔ（［Ａｌ］＜０．００１％）にＦｅ₂Ｏ₃粉体を吹き付け、脱炭速度を調査した。溶鋼温度は１８７３Ｋ、真空度は１３３０Ｐａ、粉体供給速度は２００ｇ／ｍｉｎで、吹き付け時間は３０分とした。物質収支から、本試験条件では全てのＦｅ₂Ｏ₃中酸素が溶鋼中Ｃと反応すると脱炭率（＝｛（処理前Ｃ濃度−処理後Ｃ濃度）／処理前Ｃ濃度｝×１００）は６７．５％となる。試験結果を表２に示す。同表のガス流速はラバールのスロート部、本発明の２段ノズルのスロート部で９４３ｍ／ｓである。ラバールノズル（スロート径３ｍｍ、出口径７ｍｍ、ノズル長１８ｍｍ）での脱炭率４３％であったのに対し、太枠内に示す本発明の方法に係るノズル（ｄ＝３ｍｍ）は６１〜６５％と高い脱炭率が得られた。
【００３２】
【表２】

【００３３】
５．雰囲気圧力およびノズル−湯面間距離の影響
図６は、雰囲気圧力（背圧）と脱硫率との関係を示すグラフである。同図の試験に用いたノズルは、表１のラバールノズルＡ、ストレートノズルＢ、２段ノズルＦである。キャリアガス流量は４００ｌ（標準状態）／ｍｉｎ、ノズルと湯面間距離は３００ｍｍとした。同図に示すように、雰囲気圧力が１３３〜５３２０Ｐａ（１〜４０Ｔｏｒｒ）の範囲では、各ノズルとも脱硫率に大きな変化は生じない。
【００３４】
図７は、ノズル−湯面間距離と脱硫率との関係を示すグラフである。同図の試験に用いたノズルは、雰囲気圧力（背圧）と脱硫率との関係を試験した場合と同様のノズルである。キャリアガス流量は４００ｌ（標準状態）／ｍｉｎ、雰囲気圧力は１３３０Ｐａである。同図に示すように、各ノズルともにノズル−湯面間距離が大きくなると、脱硫率は若干変化するが、ノズル相互の優劣関係は変わらない。
【００３５】
本実験は縮尺スケールの実験であり、本実験の、ｄ＝３ｍｍ、ガス流量４００ｌ（標準状態）／ｍｉｎ等の条件は、ｄ＝３０ｍｍ、ガス流量４０ｍ³／ｍｉｎで操業する大型生産設備の１／１０スケールモデルとなる。したがって、図７に示すノズル−湯面間距離１００〜６００ｍｍは実際の生産設備の１．０〜６．０ｍに相当する。
６．プロセスへの適用形態
本発明によるノズルを有したランスをＲＨ式真空脱ガス装置で用いる場合を例に説明する。
【００３６】
脱炭等の処理を施した溶鋼を取鍋内へ出鋼し、ＲＨ装置にて真空槽内を減圧し、溶鋼を吸い上げると同時に浸漬管内からガスを吹き込み溶鋼を環流させる。
ＲＨ真空槽内に垂直に設置したランスに本発明に係るノズルを用い、真空槽内溶鋼表面にキャリアガスとともに精錬用フラックス粉を吹き付ける。ノズル形状は設備のガス供給能力によるガス流量に応じて、ｄ、ＤおよびＬを本発明の規定する条件に従い決定する。
【００３７】
キャリアガス流量（標準状態換算）は、０．０２〜０．１６ｍ³／（ｍｉｎ・溶鋼ｔ）が望ましい。０．０２ｍ³／（ｍｉｎ・溶鋼ｔ）未満では粉体供給速度が遅くなり、処理時間が長くなる。一方、０．１６ｍ³／（ｍｉｎ・溶鋼ｔ）を超えるとスプラッシュが激しくなり、地金付着などの操業上の問題が生じる。
【００３８】
ノズル下端と真空槽内溶鋼湯面の距離Ｈは、Ｈ／ｄ（−）を３０〜１５０とするよう、決定するのが望ましい。Ｈ／ｄが３０未満ではノズルが溶鋼に近すぎてスプラッシュが激しくなる。Ｈ／ｄが１５０を超えると、真空槽が小さい場合には粉体が真空槽内側壁に直接衝突する場合がある。
【００３９】
粉体の供給速度は０．５〜３ｋｇ／（ｍｉｎ・溶鋼ｔ）が望ましい。０．５ｋｇ／（ｍｉｎ・溶鋼ｔ）未満では処理時間が長くなり、３ｋｇ／（ｍｉｎ・溶鋼ｔ）を超えるとスプラッシュが激しくなる。
【００４０】
フラックス粉体はＣａＯ、ＣａＯ−Ａｌ₂Ｏ₃、ＣａＯ−ＣａＦ₂、ＣａＯ−ＭｇＯ、ＣａＯ−Ｃａ合金、ＣａＯ−Ａｌ合金、Ｆｅ₂Ｏ₃など精錬目的に応じた酸化物、酸化物の混合物、酸化物とフッ化物との混合物、酸化物と金属の混合物などいかなる種類でもよい。
【００４１】
【実施例】
転炉で脱炭した溶鋼２５０ｔを取鍋内に出鋼し、ＲＨ式真空脱ガス装置で減圧下、溶鋼を環流させ、合金等を添加し、表３に示す成分に調整した。
【００４２】
【表３】

【００４３】
成分調整後、各種のノズルを装着したランスを用い、減圧下、溶鋼表面にＣａＯ粉体（１００メッシュアンダー）をＡｒガスとともに吹き付けた。表４に本実施例に用いたノズルの寸法を示す。同表のノズル種類が２段−１〜１７が２段ノズルである。これら２段ノズルのスロート部径ｄはすべて０．０３ｍとした。またストレートノズル、ラバールノズルを用いた比較試験を行った。ラバールノズルはスロート径０．０３ｍ、出口径０．０６ｍ、ノズル長さ０．１８ｍであり、ストレートノズルは出口径０．０７ｍである。
【００４４】
ＣａＯ粉体供給速度は１ｋｇ／（ｍｉｎ・溶鋼ｔ）とし１０分間吹き付けた。Ａｒ流量は４２０ｍ³（標準状態）／ｈｒ、雰囲気圧力は１３３０Ｐａ、処理前Ｓ濃度は２５〜４０ｐｐｍ、ノズル−湯面間距離は２．５ｍであった。２段−１〜２段−１７のノズルではスロート部径ｄを一定としているため、ガス流速は１６５ｍ／ｓである。本発明の範囲のＬ／ｄは０．８３〜２．９（−）、ｄ／Ｄは０．０７〜０．３５（−）となる。
吹き付けによる脱硫率を表４にあわせて示す。
【００４５】
【表４】

【００４６】
本発明方法に従った場合は、９０％程度の脱硫率が得られているが、本発明方法に従わない場合は５０〜６０％の脱硫率となった。またストレートノズル、ラバールノズルを用いた場合も５０〜６５％の脱硫率となった。
【００４７】
【発明の効果】
本発明の減圧精錬方法により、減圧下粉体上吹き精錬の反応効率を著しく高めることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明に用いた２段ノズルの形状を模式的に示す縦断面図である。
【図２】ジェットのノズル軸中心からの距離と、動圧との関係を示すグラフである。
【図３】各種ノズルの（中心動圧×ジェットの広がり面積）の積と、脱硫率との関係を示すグラフである。
【図４】ガス流速とＬ／ｄとが脱硫率に及ぼす影響を示すグラフである。
【図５】ガス流速とｄ／Ｄとが脱硫率に及ぼす影響を示すグラフである。
【図６】雰囲気圧力（背圧）と脱硫率との関係を示すグラフである。
【図７】ノズル−湯面間距離と脱硫率との関係を示すグラフである。
【符号の説明】
１：ランス
２：ノズル
３：スロート部
４：拡大部[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a reduced pressure refining method for spraying a refining powder together with a carrier gas for the purpose of decarburization, desulfurization, etc. on molten steel under reduced pressure.
[0002]
[Prior art]
When the concentration of C, S, N, etc. in the molten steel is reduced, various properties of the steel material are improved. Therefore, a technology for improving the concentration reduction of these components has been developed. For example, a technique has been developed in which a refined CaO powder or Fe ₂ O ₃ powder is sprayed from above onto a molten steel surface using an RH vacuum degassing apparatus, and the impurity element concentration is easily reduced.
[0003]
The refining efficiency depends on the metallurgical refining ability of these powders (also called flux powders), but also depends on the spraying method itself.
The flux powder is blown up by a method in which powder is blown together with the carrier gas from the nozzle at the tip of the top blowing lance provided in the vacuum chamber, and the refining efficiency can be improved by making this nozzle shape appropriate. As a technique related to the nozzle of the top blowing lance, as seen in a method using a generally used straight nozzle or a Laval nozzle, or a technique disclosed in Japanese Patent Laid-Open No. 8-3618, an original nozzle structure is used. A method of providing it has been proposed.
[0004]
[Problems to be solved by the invention]
However, with conventional flux powder top blowing nozzles, the refining efficiency can be improved to some extent by improving the powder arrival rate (also referred to as the capture rate or landing efficiency) to the molten steel, but it is possible to obtain even higher refining efficiency. It is desired. The reason why the refining efficiency is insufficient is that the conventional nozzle was designed mainly for the purpose of allowing the flux powder to penetrate deeply into the molten steel at a high speed, and the overall refining efficiency was not fully examined. . For example, the nozzle disclosed in Japanese Patent Laid-Open No. 8-3618 is applicable to both the case of blowing only the refining gas and the case of blowing up the flux powder. The purpose is to increase the powder injection speed and promote the penetration of the powder into the molten steel, which can reduce the time when the same amount of flux powder is blown, but the refining efficiency, that is, the same It does not improve the desulfurization amount (or decarburization amount, denitrogenation amount, etc.) with respect to the amount of the flux powder. As will be described later, the desulfurization rate (= {(S concentration before treatment−S concentration after treatment) / S concentration before treatment} × 100) at the conventional nozzle is about 70% at the maximum and cannot be said to be sufficiently high. .
[0005]
An object of the present invention is to provide a vacuum refining method capable of obtaining high refining efficiency.
[0006]
[Means for Solving the Problems]
As a result of preparing various types of nozzles for injecting flux powder and conducting tests on refining efficiency, the present inventors have obtained the following knowledge.
[0007]
(a) When conditions such as the amount of carrier gas, the amount of powder blown, and the height of the nozzle from the molten metal surface are aligned, the pattern of jet spread and central dynamic pressure differs depending on the nozzle shape. For example, a Laval nozzle has a high center dynamic pressure but a small jet spread. On the other hand, the straight nozzle has a low center dynamic pressure and a large jet spread.
[0008]
(b) A nozzle having a throat portion and an enlarged portion (hereinafter referred to as a two-stage nozzle) has an intermediate dynamic pressure or jet spreading characteristic between the Laval type and the straight type.
(c) For variously shaped nozzles, the desulfurization rate is proportional to the product of the jet spreading area and the center dynamic pressure. The larger this product, the higher the desulfurization rate.
[0009]
(d) Among them, the highest desulfurization rate is obtained with one kind of two-stage nozzle.
(e) When the shape of the two-stage nozzle is represented by the ratio of the throat portion diameter, the enlarged portion diameter, and the enlarged portion length, it is possible to define a shape that maximizes the product of the expanded area and the central dynamic pressure.
On the other hand, this product is influenced not only by the nozzle shape but also by the flow velocity at the throat.
[0010]
(f) Therefore, if the nozzle shape and the throat flow velocity are defined, the product of (central dynamic pressure × jet spreading area) can be increased, and a high desulfurization rate can be obtained.
The present invention has been made based on these findings, and the gist thereof is in the following refining method.
[0011]
A vacuum refining method for spraying a refining powder together with a carrier gas on the surface of a molten steel, wherein a nozzle portion at the tip of a lance for spraying the refining powder includes a throat portion having a diameter d, a diameter D and a length L following the throat portion. It consists of a cylindrical enlarged portion, the d, D, and flow velocity V of the carrier gas through the L and throat (m / s), but the relationship represented by the following (1) to (3) A vacuum refining method characterized by being satisfied.
[0012]
0.0012V + 0.63 ≦ L / d ≦ 0.002V + 2.6 (1)
0.00015V + 0.05 ≦ d / D ≦ 0.00018V + 0.32 (2)
100 ≦ V ≦ 1000 (3)
Here, the flow velocity V (m / s) of the carrier gas is a value obtained by dividing the gas flow rate (m ³ / s) converted to the standard state by the cross-sectional area (m ² ) of the throat portion.
[0013]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
1. FIG. 1 is a longitudinal sectional view conceptually showing the shape of a two-stage nozzle used in the present invention. In the figure, a nozzle 2 provided at the tip of the lance 1 is provided with a throat portion 3 having an inner diameter d, and subsequently, an enlarged portion 4 having an inner diameter D and a length L is provided. Table 1 shows the dimensions of various nozzles used in the tests described below.
[0014]
The jet shape was investigated using a Laval nozzle A (throat portion diameter 3 mm, outlet diameter 7 mm, nozzle length 18 mm), straight nozzle B (exit diameter 7 mm), two-stage nozzle C (d = 3 mm, D = 7 mm, L = 18 mm) and two-stage nozzles D (d = 3 mm, D = 5 mm, L = 7 mm).
[0015]
[Table 1]

[0016]
The jet shape of the carrier gas was investigated using these four types of nozzles. In this test, the jet dynamic pressure at a position 400 mm from the nozzle tip was measured at an atmospheric pressure of 4000 Pa and a gas flow rate of 400 l (standard state) / min. Here, in order to obtain the gas flow rate in the nozzles other than the Laval nozzle A, the pressure before the nozzle was increased by 3 to 10% compared to the Laval nozzle.
[0017]
FIG. 2 is a graph showing the relationship between the distance from the center of the nozzle axis of the jet and the dynamic pressure. As shown in the figure, in the Laval nozzle A, it can be seen that the jet is thin, the dynamic pressure at the center is high, and the dynamic pressure is rapidly decreased at the outer periphery. In the straight nozzle B, the jet is thick, the dynamic pressure at the center is much lower than that of the Laval nozzle, and the dynamic pressure gradually decreases at the outer periphery. In the two-stage nozzles C and D, the thickness of the jet is intermediate between the Laval nozzle and the straight nozzle, and the dynamic pressure at the center is also intermediate between the two. This is due to the difference in jet behavior at the nozzle exit. As is well known in compressible fluid dynamics, the Laval nozzle does not cause jet pressure loss because the gas is properly expanded from the throat to the outlet. For this reason, a jet having a high maximum dynamic pressure that can be obtained in the center with high straightness. On the other hand, since the straight nozzle and the two-stage nozzle do not expand properly but become insufficiently expanded, the maximum dynamic pressure in the central portion is reduced due to the pressure loss, and the jet also spreads. As described above, this is the reason why the nozzle pre-pressure is increased in order to ensure the same gas flow rate. As described above, the Laval nozzle is most excellent for obtaining a jet with low pressure loss and high dynamic pressure.
[0018]
However, in the case of flux powder top refining, in order to promote the reaction between the flux and the molten steel, it is important to increase the reaction area between the flux and the molten steel in addition to promoting the penetration of the flux powder. Therefore, it is necessary for the carrier gas jet to have a dynamic pressure sufficient to allow the flux powder to enter the molten steel and to spread the flux powder over a wide range of molten steel surfaces.
[0019]
As shown in FIG. 2, in the Laval nozzle, the center dynamic pressure is high, and the flux powder enters deeply into the molten steel at the center of the jet, but the reaction area between the flux and the molten steel is estimated to be small because the jet is thin. On the other hand, since the center dynamic pressure is low in the straight nozzle and the two-stage nozzles C and D, the flux cannot penetrate deeply into the molten steel, but it is estimated that the contact area between the flux and the molten steel becomes large.
[0020]
Based on the above examination, the inventors conducted a refining efficiency test.
2. Influence on refining efficiency Desulfurization was performed by spraying CaO powder on 2t of deoxidized molten steel ([C] = 0.03%, [Al] = 0.05%), and the change in S concentration in the molten steel was measured. . The atmosphere gas was Ar, the atmosphere pressure was 4000 Pa or 670 Pa, and the molten steel temperature was 1873K. The distance between the lower end of the nozzle and the hot water surface was 200 mm to 500 mm. The Laval nozzle A, straight nozzle B (exit diameter 7 mm), and two-stage nozzles C to G shown in Table 1 were used. The powder supply rate was 660 g / min, and the spraying time was 30 minutes. Ar was used as a carrier gas at a flow rate of 400 l (standard state) / min. In order to keep the carrier gas flow rate constant, the pre-nozzle pressure was varied depending on the type of nozzle.
[0021]
FIG. 3 is a graph showing the relationship between the product of (central dynamic pressure × jet spreading area) and the desulfurization rate of various nozzles. Here, the area where the jet spreads is the area of the region where the dynamic pressure is 0.1 kPa or more. As shown in the figure, it can be seen that the product of (center dynamic pressure × spread area) and the desulfurization rate are in a linear relationship regardless of the type of nozzle. Further, it can be seen that the desulfurization efficiency of the Laval nozzle having a high central dynamic pressure and the straight nozzle having a large jet spread is not necessarily high, and the two-stage nozzle F exhibits the highest desulfurization rate.
[0022]
The reason why the desulfurization rate of the Laval nozzle having a high central dynamic pressure is not necessarily high is considered as follows. That is, in the vicinity of the center of the jet spread, the flux penetrates deeply into the molten steel and the reaction efficiency with the molten steel is increased, but the efficiency is saturated (reaction equilibrium state). On the other hand, at a distance from the center, there is no momentum of the jet that allows the flux to enter the molten steel, the flux and the molten steel do not react sufficiently, and the overall efficiency of the jet spread decreases. .
[0023]
Similarly, the reason why the desulfurization rate of the straight nozzle does not increase is considered as follows. That is, at each position of the jet spread, the jet momentum is small and the flux cannot penetrate into the molten steel to a sufficient depth, so the reaction efficiency is lowered and the jet spread is large, but the overall reaction efficiency is lowered. .
[0024]
Even with a Laval nozzle, it is conceivable that the desulfurization rate can be improved by changing the carrier gas flow rate condition and the shape and size conditions. However, the Laval nozzle was originally designed to deeply penetrate the flux powder into the molten steel. It is considered desirable to select the nozzle shape from two-stage nozzles.
[0025]
Further, as shown in FIG. 3, just by increasing the product of (center dynamic pressure × spreading area), the desulfurization efficiency is increased, so that the nozzle supply pressure is increased to increase the carrier gas flow rate, -Increasing the distance between hot water surfaces not only requires an increase in equipment costs or a major modification of the equipment, but also deteriorates costs in normal operations such as an increase in gas costs and a decrease in lance life, so there is a natural restriction. is there. Therefore, the present invention aims to improve the desulfurization efficiency by defining the shape of the two-stage nozzle and the blowing conditions.
[0026]
3. Arrangement by nozzle shape and gas flow rate Figure 3 shows that one of the two-stage nozzles is excellent in refining efficiency, and among them, the product of the shape of the jet, that is, the product of (central dynamic pressure x spreading area), affects the desulfurization efficiency. However, since it is impractical to specify these central dynamic pressures and spreads in an actual process, we considered organizing them according to the nozzle shape and carrier gas conditions. Carrier gas conditions include gas type, pressure (pre-nozzle pressure), atmospheric pressure, flow rate, flow rate, nozzle-metal surface distance, etc., but the gas type is almost limited to Ar (or N ₂ ), and the throat part Since the pressure, flow rate, and flow velocity are determined by any of these, the influence of the atmospheric pressure and the distance between the nozzle and the molten metal surface was examined.
[0027]
First, two-stage nozzles having various throat part diameters d, enlarged part diameters D, and enlarged part lengths L are prepared, and desulfurization is performed for d / D, L / d, and carrier gas flow rate (standard state converted flow rate in the throat part). The rate was investigated. The throat diameters of these nozzles were all 3 mm.
[0028]
FIG. 4 is a graph showing the influence of the gas flow rate and L / d on the desulfurization rate. In the figure, the mark ● indicates that the desulfurization rate is less than 90%, and the mark ○ indicates that the desulfurization rate is 90% or more. From the figure, it can be seen that there is an appropriate range of L / d at the same flow rate. This relationship
0.0012V + 0.63 ≦ L / d ≦ 0.002V + 2.6 (1)
It can be expressed as. However, because the proper jet is not formed at low flow velocity, or the gas behavior changes completely when the flow velocity becomes supersonic,
100 ≦ V ≦ 1000 (3)
The restrictions were set.
[0029]
FIG. 5 is a graph showing the influence of the gas flow rate and d / D on the desulfurization rate. In FIG. 4, as in FIG. 4, the mark ● indicates a desulfurization rate of less than 90%, and the mark ○ indicates a desulfurization rate of 90% or more.
[0030]
Similar to FIG. 4, it can be seen from FIG. 5 that there is an appropriate range of d / D at the same flow rate. This relationship
0.00015V + 0.05 ≦ d / D ≦ 0.00018V + 0.32 (2)
It can be expressed as.
[0031]
4). Behavior in decarburization reaction Next, Fe ₂ O ₃ powder was sprayed on molten steel 2t ([Al] <0.001%) with a C concentration of 0.1%, and the decarburization rate was investigated. The molten steel temperature was 1873 K, the degree of vacuum was 1330 Pa, the powder supply rate was 200 g / min, and the spraying time was 30 minutes. From the mass balance, when all oxygen in Fe ₂ O ₃ reacts with C in molten steel under the present test conditions, the decarburization rate (= {(C concentration before treatment−C concentration after treatment) / C concentration before treatment} × 100) is 67.5%. The test results are shown in Table 2. The gas flow rate in the table is 943 m / s at the throat portion of Laval and the throat portion of the two-stage nozzle of the present invention. While the decarburization rate was 43% with a Laval nozzle (throat diameter 3 mm, outlet diameter 7 mm, nozzle length 18 mm), the nozzle (d = 3 mm) according to the method of the present invention shown in a thick frame is 61 to 65%. A high decarburization rate was obtained.
[0032]
[Table 2]

[0033]
5. FIG. 6 is a graph showing the relationship between the atmospheric pressure (back pressure) and the desulfurization rate. The nozzles used in the test in FIG. 1 are the Laval nozzle A, the straight nozzle B, and the two-stage nozzle F in Table 1. The carrier gas flow rate was 400 l (standard state) / min, and the distance between the nozzle and the molten metal surface was 300 mm. As shown in the figure, when the atmospheric pressure is in the range of 133 to 5320 Pa (1 to 40 Torr), there is no significant change in the desulfurization rate for each nozzle.
[0034]
FIG. 7 is a graph showing the relationship between the nozzle-water surface distance and the desulfurization rate. The nozzle used for the test of the figure is the same nozzle as the case where the relationship between atmospheric pressure (back pressure) and desulfurization rate was tested. The carrier gas flow rate is 400 l (standard state) / min, and the atmospheric pressure is 1330 Pa. As shown in the figure, when the distance between the nozzle and the molten metal surface increases for each nozzle, the desulfurization rate changes slightly, but the superiority or inferiority relationship between the nozzles does not change.
[0035]
This experiment is a scale-scale experiment. In this experiment, conditions such as d = 3 mm and a gas flow rate of 400 l (standard state) / min are those of a large-scale production facility that operates at d = 30 mm and a gas flow rate of 40 m ³ / min. / 10 scale model. Therefore, the nozzle-water surface distance of 100 to 600 mm shown in FIG. 7 corresponds to 1.0 to 6.0 m of actual production equipment.
6). Application to Process An example in which a lance having a nozzle according to the present invention is used in an RH vacuum degassing apparatus will be described.
[0036]
The molten steel subjected to decarburization and the like is taken out into the ladle, the inside of the vacuum chamber is decompressed by the RH device, the molten steel is sucked up, and at the same time, gas is blown from the dip tube to circulate the molten steel.
The nozzle according to the present invention is used for a lance installed vertically in the RH vacuum chamber, and the refining flux powder is sprayed together with the carrier gas on the surface of the molten steel in the vacuum chamber. The nozzle shape determines d, D, and L in accordance with the conditions defined in the present invention in accordance with the gas flow rate depending on the gas supply capacity of the equipment.
[0037]
The carrier gas flow rate (standard state conversion) is preferably 0.02 to 0.16 m ³ / (min · molten steel t). If it is less than 0.02 m ³ / (min · molten steel t), the powder supply rate becomes slow and the treatment time becomes long. On the other hand, if it exceeds 0.16 m ³ / (min · molten steel t), the splash becomes intense, causing operational problems such as adhesion of metal.
[0038]
It is desirable to determine the distance H between the lower end of the nozzle and the molten steel surface in the vacuum chamber so that H / d (−) is 30 to 150. If H / d is less than 30, the nozzle is too close to the molten steel and the splash becomes intense. When H / d exceeds 150, when the vacuum chamber is small, the powder may directly collide with the inner wall of the vacuum chamber.
[0039]
The powder feed rate is preferably 0.5 to 3 kg / (min · molten steel t). If it is less than 0.5 kg / (min · molten steel t), the treatment time becomes long, and if it exceeds 3 kg / (min · molten steel t), the splash becomes intense.
[0040]
The flux powder includes CaO, CaO—Al ₂ O ₃ , CaO—CaF ₂ , CaO—MgO, CaO—Ca alloy, CaO—Al alloy, Fe ₂ O _{3 and} other oxides and oxide mixtures according to the refining purpose, Any kind such as a mixture of an oxide and a fluoride, a mixture of an oxide and a metal may be used.
[0041]
【Example】
250 t of molten steel decarburized by the converter was taken out into the ladle, and the molten steel was refluxed under reduced pressure with an RH vacuum degassing apparatus, and an alloy or the like was added to adjust the components shown in Table 3.
[0042]
[Table 3]

[0043]
After adjusting the components, CaO powder (100 mesh under) was sprayed together with Ar gas on the molten steel surface under reduced pressure using a lance equipped with various nozzles. Table 4 shows the dimensions of the nozzles used in this example. The nozzle types shown in the same table are 2-stage nozzles with 2-stage-1 to 17. The throat diameters d of these two-stage nozzles were all 0.03 m. Moreover, the comparative test using a straight nozzle and a Laval nozzle was conducted. The Laval nozzle has a throat diameter of 0.03 m, an outlet diameter of 0.06 m and a nozzle length of 0.18 m, and the straight nozzle has an outlet diameter of 0.07 m.
[0044]
The CaO powder supply rate was 1 kg / (min · molten steel t) and sprayed for 10 minutes. The Ar flow rate was 420 m ³ (standard state) / hr, the atmospheric pressure was 1330 Pa, the pre-treatment S concentration was 25 to 40 ppm, and the distance between the nozzle and the molten metal surface was 2.5 m. Since the throat portion diameter d is constant in the nozzles of 2-stage-1 to 2-stage-17, the gas flow rate is 165 m / s. L / d in the range of the present invention is 0.83 to 2.9 (-), and d / D is 0.07 to 0.35 (-).
Table 4 also shows the desulfurization rate by spraying.
[0045]
[Table 4]

[0046]
When the method of the present invention was followed, a desulfurization rate of about 90% was obtained, but when the method of the present invention was not followed, the desulfurization rate was 50 to 60%. Also, when a straight nozzle or a Laval nozzle was used, the desulfurization rate was 50 to 65%.
[0047]
【The invention's effect】
By the reduced pressure refining method of the present invention, the reaction efficiency of the powder top blow refining under reduced pressure can be remarkably increased.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a longitudinal sectional view schematically showing the shape of a two-stage nozzle used in the present invention.
FIG. 2 is a graph showing the relationship between the distance from the nozzle axis center of the jet and the dynamic pressure.
FIG. 3 is a graph showing the relationship between the product of (central dynamic pressure × jet spreading area) of various nozzles and the desulfurization rate.
FIG. 4 is a graph showing the effect of gas flow rate and L / d on the desulfurization rate.
FIG. 5 is a graph showing the influence of gas flow rate and d / D on desulfurization rate.
FIG. 6 is a graph showing the relationship between atmospheric pressure (back pressure) and desulfurization rate.
FIG. 7 is a graph showing the relationship between the nozzle-metal surface distance and the desulfurization rate.
[Explanation of symbols]
1: Lance 2: Nozzle 3: Throat part 4: Enlarged part

Claims

A vacuum refining method for spraying a refining powder together with a carrier gas on the surface of a molten steel, wherein a nozzle portion at the tip of a lance for spraying the refining powder includes a throat portion having a diameter d, a diameter D and a length L following the throat portion. It consists of a cylindrical enlarged portion, the d, D, and flow velocity V of the carrier gas through the L and throat (m / s), but the relationship represented by the following (1) to (3) A vacuum refining method characterized by being satisfied.
0.0012V + 0.63 ≦ L / d ≦ 0.002V + 2.6 (1)
0.00015V + 0.05 ≦ d / D ≦ 0.00018V + 0.32 (2)
100 ≦ V ≦ 1000 (3)
Here, the flow velocity V (m / s) of the carrier gas is a value obtained by dividing the gas flow rate (m ³ / s) in terms of the standard state by the cross-sectional area (m ² ) of the throat portion.