JP5387619B2

JP5387619B2 - 溶融金属減圧精錬用ノズルおよび精錬方法

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Publication number: JP5387619B2
Application number: JP2011115779A
Authority: JP
Inventors: 篤松本; 光裕沼田; 隆智遠藤; 剛徳宮沢
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2011-05-24
Filing date: 2011-05-24
Publication date: 2014-01-15
Anticipated expiration: 2031-05-24
Also published as: JP2012241276A

Description

本発明は、鉄鋼精錬などの溶融金属精錬において、減圧下で溶融金属の表面にフラックスを吹き付けて脱硫処理を行う際に用いるノズルおよび精錬方法に関する。

鉄鋼精錬では、転炉において溶融鉄に酸素ガスを吹き付けて溶鉄中炭素を除去する処理が行われ、引き続いて、目的とする製品に応じてガス吹き込み精錬や真空脱ガスなどの二次精錬が行われる。真空脱ガスなどの二次精錬では、溶鋼中の不純物元素である硫黄濃度を効率的に低減する技術が開発されている。

例えば、ＲＨ真空脱ガス装置を用いて溶鋼表面に上方から脱硫フラックスを吹き付ける方法が知られている。脱硫フラックスの上吹きは、真空槽内に配置された上吹きランスの先端に装着されたノズルからキャリアガスとともに粉体を吹き付けることによって、行われる。

上吹きランスノズルに関する技術としては、ラバールノズルを用いる方法が知られている。しかし、ラバールノズルを用いることには制約がある。例えばスロート部断面積や出口断面積といったラバールノズルの各部の形状は、ガス流量と供給側ガス圧力、出口側雰囲気圧力によって規定される。すなわち、ラバールノズルには使用条件に即した適正な形状が存在するため、使用条件を変更する場合や使用条件が変化する場合には、形状の異なるラバールノズルに交換する必要がある。

このような課題を解決するノズルとして、特許文献１には、ラバールノズルのいわゆるスロート部に、スロットルと呼ばれる尖端部を一方に有する棒状の物体を挿設されたノズルが開示されている。このノズルは、最小限とはいえ可動部を有し、この可動部を処理中に動作させる必要があり、操作がやや煩雑である。

特許文献２には、特許文献１により開示されたノズルの課題を解決するための新たなノズルが開示されている。このノズルは、先端部内に環状スリットの空間部を形成するための気体流路形成体を挿設されており、この気体流路形成体の形状が特定の条件を満足することによって、様々な条件で使用できる。

さらに特許文献３には、特許文献２により開示されたノズルを用いて脱硫処理を行う場合における気体流路形成体の摩耗や、環状スリット部の粉体詰まりを防止する技術が提案されている。この技術によって特許文献２により開示されたノズルをさらに広範な条件で使用することが可能となり、精錬反応が安定するとともに操業作業性も大幅に改善される。

特開平２−１１５３１５号公報特開２００２−２２６９０７号公報特許第３９１５７０１号明細書

特許文献２、３により提案されたノズルは、操業の自由度を大幅に高めることが可能であるものの、脱硫効率は従来のラバールランスと同程度である。特許文献２、３により開示されたノズルの脱硫効率をさらに高めることができれば、処理時間のいっそうの短縮による生産性の向上や、製品のさらなる極低硫化を実現することができる。

本発明の目的は、精錬効率をさらに向上することができる溶融金属減圧精錬用ノズルおよび精錬方法を提供することであり、具体的には、鉄鋼精錬などの溶融金属精錬において、減圧下で溶融金属の表面にフラックスを吹き付けて脱硫処理を行う際に好適に用いることができるノズルおよび精錬方法を提供することである。

特許文献２の図３によって示されるように、内部に流路形成体を有するノズルは、ガスが雰囲気圧力やガス流量に応じて流路形成体に沿って膨張および加速される原理によって、雰囲気圧力やガス流量によらず安定したガス噴流を得ることができる。

ランスの先端に装着されたノズルから吹き付けられる脱硫フラックスの吹き付け速度を上昇させると、全体の処理時間を短縮することができる。差圧方式のフラックス輸送の場合、吹き付け速度を上昇するには、ランス前圧力を低下させることが必要になる。ランス前圧力を低下するためには、例えばラバールランスの場合にはノズルスロート部の断面積を拡大すればよい。しかし、これでは、溶鋼表面からの飛散溶鉄のノズル内部への差し込みが増加する。このため、ラバールランスを使用する場合、脱硫フラックスの吹き付け速度の上昇には限界があった。

これに対し、内部に流路形成体を有するノズルでは、ノズル最狭部である環状の絞り部（スリット）の断面積を拡大しても、構造上、飛散溶鉄の絞り部への差し込みが少ないため、絞り部の断面積を拡大して脱硫フラックスの吹き付け速度を上昇することができる。

また、脱硫効率を上昇させる手段として、ランスおよび湯面間の距離を短く設定することが考えられる。ランスおよび湯面間の距離を短く設定すると、脱硫フラックスが溶鋼内に深く侵入し、溶鋼中硫黄との反応効率が高まる。

しかし、ラバールランスノズルを用いた場合、ランスおよび湯面間の距離が短くなるにつれてノズル内部への差し込みが増加するため、脱硫フラックスの吹き付け速度の上昇には同様に限界があった。また、ランスおよび湯面間の距離が短くなると、輻射熱によるノズル先端部の溶損やスプラッシュによる溶損が増加するため、何らかの対策も必要になる。

本発明者らは、ランス前圧力を低下させて脱硫フラックスの吹き付け速度を上昇させ、かつ脱硫効率を従来のラバールランスより向上させ、さらにノズル先端部の溶損を抑制するため、図１に示すように、管状の本体２と、本体２の内部に配置される流動制御体３とを備えるノズル１の最適な条件について鋭意検討を重ねた結果、本発明を完成した。

本発明は、図１にその縦断面を例示されるように、溶融金属精錬用ランスの先端に配置されて、溶融金属の表面に減圧下で気体と共にフラックスを吹き付けるノズル１であって、ノズル１は、第１の開口部２ａおよび第２の開口部２ｂを有するとともに第１の開口部２ａから第２の開口部２ｂへ向かう軸方向へ向けて気体とフラックスを流す管状の本体２と、第１の開口部２ａと第２の開口部２ｂとの間に本体２の内壁２ｃから離間して配置される流動制御体３とを備え、本体２は、第１の開口部２ａと第２の開口部２ｂとの間の内壁２ｃに環状に形成される突出部４を有するとともに、流動制御体３は、横断面積が第１の開口部２ａ側から第２の開口部２ｂ側へ向けて軸に対称に増加する第１の尖端部３ａと、第１の尖端部３ａの第２の開口部２ｂ側に並設されて、横断面積が第１の開口部２ａ側から第２の開口部２ｂ側へ向けて軸に対称に減少する第２の尖端部３ｂとを有し、かつ、第２の尖端部３ｂの最先端部５は、突出部４から最先端部５までの軸方向への距離ｃと、突出部４から第２の開口部２ｂまでの軸方向への距離ｌとの比（ｃ／ｌ）が０．８〜２．０であるように、配置されることを特徴とする溶融金属減圧精錬用ノズル１である。

別の観点からは、本発明は、溶融金属減圧精錬用ノズル１を用いる精錬方法であって、前記した比（ｃ／ｌ）が０．８〜１．６になるように流動制御体３を配置し、かつ、第２の開口部２ｂから溶融金属の表面までの距離Ａと、第２の開口部２ｂの径Ｄとの比（Ａ／Ｄ）を４５〜６０に調整して、流動制御体３と本体２との間隙から精錬用粉体を溶融金属の表面に吹き付けることを特徴とする精錬方法である。

これらの本発明では、（１）式：ｄ≧０．９×（Ｄ−２ｈ）により規定される関係を満足することが望ましく、（１）’式：ｄ≧（Ｄ−２ｈ）により規定される関係を満足することがさらに望ましい。ただし、（１）式または（１）’式において、符号ｄは流動制御体３の最大径であり、符号Ｄは本体２の内径であり、符号ｈは突出部４の高さである。

これらの本発明では、流動制御体３における最大径ｄを有する部分が、突出部４よりも軸方向に関して第１の開口部２ａの側に配置されることが望ましい。
これらの本発明では、（２）式：θ＝６５〜８０°により規定される関係を満足することが望ましい。ただし、（２）式において符号θは、軸方向の含む縦断面における第２の尖端部３ｂの最先端部５とこの縦断面における第２の尖端部３ｂの最大径ｄを有する部分の一方の外縁部ｆ１とを結んで得られる直線Ｐと、この部分の両方の外縁部ｆ１、ｆ２を結んで得られる直線Ｓとがなす角度である。

これらの本発明では、突出部４が、第１の開口部２ａと第２の開口部２ｂとの間の所定の位置から第２の開口部２ｂにかけての全部または一部の領域に形成されていてもよい。

本発明により、減圧下でフラックスを吹き付けて溶融金属を精錬する際に、その精錬効率を安定して高めることができる。さらに、ノズル先端部の溶損を抑制しながら脱硫効率を安定して高めることも可能になる。

図１は、本発明に係るノズルの構成の一例を示す縦断面図である。図２は、比（Ａ／Ｄ）別に、比（ｃ／ｌ）と脱硫率ηとの関係を示すグラフである。

添付図面を参照しながら、本発明を説明する。なお、以降の説明では、溶融金属が溶鋼であるとともに減圧下で溶鋼の表面にフラックスを吹き付けて脱硫処理を行う場合を例にとる。

図１は、本発明に係るノズル１の構成の一例を示す縦断面図である。ノズル１は、本体２と流動制御体３とを有するので、これらを順次説明する。

［本体２］
本体２は管状体からなる。本体２は、一方の端部に第１の開口部２ａを有するとともに他方の端部に第２の開口部２ｂを有し、かつ突出部４を有する。突出部４は、第１の開口部２ａと第２の開口部２ｂとの間の内壁２ｃに環状に形成される。突出部４の形状は、段差状に急激に小径化する構造でもよいが、例えば４５°程度の直線勾配状あるいは放物線状に小径化する構造であることが望ましい。本体２の内径Ｄが急激に変化すると、思わぬ圧損を招くからである。

突出部４の軸方向への形成範囲は、図１に示すように、第１の開口部２ａと第２の開口部２ｂとの間の内壁２ｃに幅を持たせずに環状に形成してもよいし、強度確保やノズル製造容易性から幅を持たせて形成してもよい。突出部４の高さｈは、低く第２の開口部２ｂの側では殆ど影響を生じないので、簡便のために、突出部４は、第１の開口部２ａと第２の開口部２ｂとの間の図１に示す所定の位置から、第２の開口部２ｂにかけての全域やその一部に形成されていてもよい。

本体２は、直管でよく、特許文献１に記載されるようにラバールノズルのような末広がり部を有する必要はない。ただし、第２の開口部２ｂの側へ向かって先細りノズル管を用いてもよい。また、ラバールのように第２の開口部２ｂの径がスロート形の１．５倍〜２．５倍となる大きな末広がり部ではなく、保守作業性のために第２の開口部２ｂの径が本体２の内径Ｄの１．３倍以下の小さな範囲で第２の開口部２ｂの径が大きくなってもよい。なお、本体２を直管としない場合、あるいは、突出部４が第１の開口部２ａと第２の開口部２ｂとの間の図１に示す所定の位置から第２の開口部２ｂにかけての全域やその一部に形成されており、本体２の内径Ｄが一様でない場合には、内径Ｄは流動制御体３の最大径ｄの部分の位置における内径とする。

本体２は、第１の開口部２ａから第２の開口部２ｂへ向かう軸方向へ向けて、内部に脱硫フラックスを搬送するキャリアガスを流す。

［流動制御体３］
流動制御体３は、第１の開口部２ａと第２の開口部２ｂとの間に、本体２の内壁２ｃから離間して、配置される。流動制御体３は、第１の尖端部３ａと第２の尖端部３ｂとを有する。第１の尖端部３ａは、その横断面積が軸方向へ対称に増加する。第２の尖端部３ｂは、軸方向へ第１の尖端部３ａに並設されて、その横断面積が軸方向へ対称に減少する。流動制御体３は、本体２に例えば特許文献２に開示される固定手段によって適宜固定される。

また、第１の尖端部３ａと第２の尖端部３ｂとは、図１に示すように直結した構造であってもよいし、第１の尖端部３ａと第２の尖端部３ｂとの間に適当な長さの円筒部を介在させてもよい。これらの構造は、本体２への流動制御体３の固定方法に応じて選択すればよい。

本発明の目的は、フラックス吹付けを伴う溶融金属減圧精錬において、ラバールノズルを用いるよりも精錬効率を向上することができるノズルと、そのノズルを用いる精錬方法を提供することである。そのために、上記した本体２と流動制御体３とを備えるノズル１を利用することに着目した。このノズル１は、前記したように、ガスが雰囲気圧力やガス流量に応じて流路形成体に沿って膨張および加速される原理によって、雰囲気圧力やガス流量によらず安定したガス噴流を得ることができる。さらに、ノズル最狭部である環状の絞り部（スリット）の断面積を拡大しても、構造上、飛散溶鉄の絞り部への差し込みが少ないため、絞り部の断面積を拡大して脱硫フラックスの吹き付け速度を上昇することができるという特徴がある。しかし、それらの特徴を実際に溶融金属減圧精錬において、ラバールノズルを用いるよりも精錬効率が向上するように活用した例は、未だ知られていない。

そこで、上吹きランスを備えるＲＨ真空脱ガス装置を用いて約３００ｔｏｎの溶鋼を脱硫処理し、そのランス先端に装着するノズル１の形状やノズル先端から溶鋼湯面までの距離などと、脱硫効率やノズル溶損状況との関係を調査検討した。

調査した溶鋼の脱硫処理前成分は、Ｃ：０．０４〜０．０７％（本明細書では化学組成または濃度に関する「％」は「質量％」を意味する）、Ｓｉ：０．１〜０．３％、Ｍｎ：０．５〜１．３％、Ｐ：０．００５〜０．０１３％、Ｓ：２０〜２４ｐｐｍ、ｓｏｌ．Ａｌ：０．０３〜０．０７％とし、脱硫処理後の溶鋼中Ｓ成分を２〜１０ｐｐｍに低減させた。その際、キャリアガスの流量を０．０４Ｎｍ^３／ｍｉｎ・ｔｏｎとするとともに、雰囲気圧力を８０００〜１２０００Ｐａとして脱硫フラックス（ＣａＯ粉にＣａを３質量％混合した粉体）を５〜７ｋｇ／ｔ吹き付けた。脱硫効率の指標には、（３）式で定義される脱硫率を採用した。

脱硫率η(%)=（脱硫フラックス吹付け前Ｓ(ppm)−脱硫フラックス吹付け後Ｓ(ppm)）／脱硫フラックス吹付け前Ｓ(ppm)×１００・・・（３）
また、図１において、本体２に直管を用い、第２の開口部２ｂの内径Ｄは８０ｍｍとし、突出部４から最先端部５までの軸方向への距離ｃは１１０ｍｍとし、突出部４の高さｈは６ｍｍとした。さらに、流動制御体３の最大径ｄは６４〜７０ｍｍとした。

実験条件は、突出部４から最先端部５までの軸方向への距離ｃと、突出部４から第２の開口部２ｂまでの軸方向への距離ｌとの比（ｃ／ｌ）を０．２〜２．０の範囲において８水準で変化させると共に、第２の開口部２ｂから湯面までの距離Ａ（ｍｍ）と、第２の開口部２ｂの径Ｄ（ｍｍ）との比（Ａ／Ｄ）を１５、３０、４５、６０、および７５の５水準で変化させて、比（ｃ／ｌ）および比（Ａ／Ｄ）と脱硫率ηとの関係を調査した。なお、試験は、それぞれの条件で２０チャージずつ実施し、平均脱硫率η、ノズル先端部の溶損、およびスプラッシュによる溶損を評価した。

図２に、比（Ａ／Ｄ）別に、比（ｃ／ｌ）と脱硫率ηとの関係をグラフで示し、表１に、比（Ａ／Ｄ）、比（ｃ／ｌ）毎の溶損状況を示す。溶損状況は○、△、×で評価した。○は溶損なしであることを示し、△は溶損はあるが連続使用は問題無いレベルであることを示し、さらに×は溶損があり連続使用には適さないが、１０チャージ程度の脱硫処理には差し支えないレベルであることを示す。

図２のグラフから、脱硫率ηは比（ｃ／ｌ）が大きくなるにつれて高まることがわかる。脱硫率ηは、比（ｃ／ｌ）が０．８以上になると、比（Ａ／Ｄ）の条件に関係なく向上していた。比（ｃ／ｌ）が１より小さい場合（すなわちｌがｃより長い場合であって、流動形成体３の最先端部５が第２の開口部２ｂよりも内部の側に存在する場合）には、ガス膨張が適正にならず噴流が広がっているため、フラックス吹付けを伴う脱硫処理において脱硫率ηを高めるのに、この比（ｃ／ｌ）が０．８以上であることを要すると考えられる。

この脱硫率ηの向上効果は、この調査においてｃ／ｌの上限とした２．０まで同程度であった。このｃ／ｌの上限値は、ｃ／ｌが２．０を超えて大きくすると流動制御体３の先端部分が諸々の要因により損傷され易くなり、実際操業に困難が生じる場合があり得るので、実際操業上２．０以下としておくことが適当である。

比（ｃ／ｌ）は、脱硫率の向上という観点からは０．８〜２．０の範囲で効果が確認された。しかし、脱硫率が向上するだけでなく、ノズル先端部の溶損が少ない方が脱硫処理の安定性や生産性の向上の観点から好ましいことは当然である。その観点から本発明に係る調査結果を纏めて示した表１によると、脱硫効率が良かった比（ｃ／ｌ）が０．８〜２．０の中でも、比（Ａ／Ｄ）が１５や３０の条件ではノズル溶損が大きく、比（Ａ／Ｄ）が４５〜７５では溶損が小さかったことが分かる。但し、比（Ａ／Ｄ）が４５〜７５であっても、比（ｃ／ｌ）が１．８や２．０ではノズル溶損の防止が十分ではなかった。

したがって、脱硫効率が高く、かつ、ノズル溶損が少ない条件は、図２と表１とを合わせて考えると、比（ｃ／ｌ）が０．８〜１．６であって、かつ、比（Ａ／Ｄ）が４５〜７５であると言える。さらに、脱硫率ηが８０％という値以上という条件では、比（ｃ／ｌ）が０．８〜１．６であって、かつ、比（Ａ／Ｄ）が４５〜６０であると言える。

ここで、脱硫効率を高めながらノズル溶損を防ぐためのノズル１の形状の詳細を説明する。ガス膨張に伴う噴流加速を考慮するには、ガス膨張を規定する条件、すなわち、流動制御体３の最大径ｄ（図１に示すノズル１では第１の尖端部３ａおよび第２の尖端部３ｂの接続部の外径）と、突出部４の高さｈ（内壁面２ｃからの突出部４の高さ）と、本体２の内径Ｄとの関係を調査検討すればよい。

そこで、突出部４の設置位置における本体２の内径は（Ｄ−２×ｈ）として定義されるので、（Ｄ−２ｈ）との関係を動圧測定結果から検討した。その結果、（１）式：ｄ≧０．９×（Ｄ−２ｈ）により規定される関係を満足することによって噴流の直進性が向上することが確認され、さらに（１）’式：ｄ≧Ｄ−２ｈにより規定される関係を満足することによって噴流の直進性がさらに向上することが確認された。

噴流の直進性を向上させることは、脱硫効率の向上に効果があり、非常に重要な因子である。（１）式もしくは（１）’式により規定される関係を満足することによって、ガスの圧縮が流動制御体３の第１の尖端部３ａで完了し、第２の尖端部３ｂでの圧縮が起こらない結果、噴流の直進性が向上すると考えられる。

特許文献１により開示されたノズルでは、特許文献１の第１図に示されるように、スロットルがスロート内に挿入される場合があるため、スロットルは突出部より十分に細い必要がある。これは特許文献１が適正なガス膨張を意図しているためである。これに対し、ノズル１は、反応効率の向上を目的とするため、流動制御体３が、突出部４の設置位置における本体２の内径（Ｄ−２ｈ）に近い径、あるいはこの内径（Ｄ−２ｈ）よりも大きな径を有することが望ましい。この違いは、ガス膨張に対する技術思想が相違することに起因する。

以上のように、ノズル１は、その目的や技術思想の相違から、ノズル性能を支配する最狭部の構造が公知技術と相違する。
また、ノズル１において、流動制御体３と突出部４との関係が（１）式を満足することによって、ガス圧縮を第１の尖端部３ａで行うためには、流動制御体３における最大径を有する部分（図１に示すノズル１では第１の尖端部３ａおよび第２の尖端部３ｂの接続部）が、突出部４よりも軸方向に関して第１の開口部２ａの側に配置されること、すなわち流動制御体３の最も太い部分が突出部４よりも第１の開口部２ａの側に存在することが望ましい。

流動制御体３における最大径を有する部分が突出部４よりも第２の開口部２ｂの側に存在すると、流動制御体の第１の尖端部３ａの途中が最狭部となるため、流動制御体３の第１の尖端部３ａからガス膨張が進行してしまい、噴流の直進性が損なわれる場合があるからである。なお、（１）’式を満足する場合は、この条件が必須である。

また、第２の尖端部３ｂの形状を説明する。尖端部の形状を与える指標を定義するために、図１に示す縦断面において、流動制御体３の最も太い部分の外縁部ｆ１、ｆ２のうちの一方ｆ１と第２の尖端部３ｂの最先端部５とを結ぶ直線をＰとする。そして、流動制御体３の最も太い部分の外縁部ｆ１、ｆ２を結んだ直径を示す直線Ｓと、直線Ｐとがなす角度θを用いて、適正形状を動圧測定により検討する。すなわち、角度θは、本体２の軸方向の含む縦断面における第２の尖端部３ｂの最先端部５とこの縦断面における第２の尖端部３ｂの最大断面積部の一方の外縁部ｆ１とを結んで得られる直線Ｐと、この縦断面における最大面積部の両方の外縁部ｆ１、ｆ２を結んで得られる直線Ｓとがなす角度である。

その結果、角度θが６５°未満ならびに８０°を超えて大きいと、動圧が低下した。これは、第２の尖端部３ｂの傾斜が過剰であれば不足膨張が発生し、一方過小であるとガス膨張が本発明に係るノズル１の内部で進行しないためと考えられる。よって、角度θは６５°以上８０°以下であることが望ましい。

そして第２の尖端部３ｂの形状は直線Ｐによって規定される円錐形でもよい。また、先行技術のように、第２の尖端部３ｂを曲面状に構成してもよいが、直線Ｐで構成される円錐形よりも外側にはみ出さないことが望ましい。この曲面は、角度θが６５°で構成される円錐の外側にあり、かつ、θが８０°で構成される円錐の内側にあることが最も望ましい。

次に、ノズル１の具体的仕様の決定方法を説明する。
ノズルの設計には供給ガス圧力や必要流量、設備大きさや処理溶鋼量などさまざまな前提条件や制約条件が存在し、その有無や優先順位は使用者によって異なる。このため、全ての条件で本発明に係るノズル１の設計手法を詳細に説明することは不可能であるため、ノズルの具体的仕様の決定方法の一例を説明する。

以降の説明では、工場のガス供給圧力とランス外径に制約がある条件で、ＲＨ真空槽内にキャリアガスとともに脱硫フラックスを上吹きして溶鋼を精錬する例として、ノズル１の最適な仕様決定手順を説明する。

はじめに、ランスの外径が制約条件に基づいて決定される。ランスの外径が制約条件に基づいて決定されると、ランスの冷却構造や耐火構造を考慮してノズル１の本体２の内径Ｄが決定される。この内径Ｄと（１）式とにより、流動制御体３の最大径ｄと、ノズル最狭部となる突設部４の高さｈとの関係が得られる。そして、最大径ｄまたは高さｈのいずれか一方の値を適宜決定することにより他方の値を決定する。

最大径ｄおよび高さｈは、比（ｈ／ｄ）が０．０２７以上０．１４以下となるように決定することが望ましい。比（ｈ／ｄ）が０．０２７未満であると小径化の効果が小さくなり、一方０．１４を超えると急激な小径化により圧損が大きくなるからである。

突出部４が決定したら流動制御体３の仕様を以下の手順で決定する。上述した手順で決定された最大径ｄと、角度θ：６５〜８０°とに基づいて、第２の尖端部３ｂの軸方向長さを決定する。適正範囲や側面形状については上述した通りである。もちろん、第２の尖端部３ｂを円錐形ではなく、放物線状の曲面とする場合には特許文献２に記載された流体力学的手法を用いればよい。

流動制御体３の第１の尖端部３ａの形状が性能に与える影響は小さいため、第１の尖端部３ａは、その先端断面の広がり角θ２が３０〜６０°の円錐形に設定すればよい。第１の尖端部３ａの形状は、その他に紡錘形なども選択可能である。

比（ｄ／Ｄ）は０．７５以上０．９５以下であることが望ましい。比（ｄ／Ｄ）が０．７５未満であると流動制御体３の効果が減殺され、反応効率が不安定になる場合がある。一方、比（ｄ／Ｄ）が０．９５を超えて大きいと、角度θ：６５〜８０°を満足するためにはノズル全長が長くなり、冷却が難しくなる。

以上の手順により、流動制御体３の形状が決定する。次に、本体２への流動制御体３の設置位置を決定する。
前提条件としての単位時間当たりの脱硫フラックス吹き込み速度の要求値が設定されると、必要なランス前圧力が決定され、ラバールノズルで用いられるスロート断面積が算出できる。この計算は一般的な教科書に記載されているとともに特許文献２にも記載されており、当業者にとっては周知の事項である。

ノズル１においても、このランス前圧力とガス流量との関係は成立するので、ノズル１の絞り部（スリット）の面積、すなわち流動制御体３と突出部４との間に形成されるランス軸方向に垂直な部分（図１におけるＷ部分）の断面積が算出される。必要な脱硫フラックスの吹き込み速度を得るためのランス前圧力となるように、流動制御体３を設置する。

このとき、突出部４から最先端部５までの軸方向への距離ｃと、突出部４から第２の開口部２ｂまでの軸方向への距離ｌとの比（ｃ／ｌ）が０．２以上であることにより、脱硫効率が上昇する。ただし、比（ｃ／ｌ）が２．０を超えるとノズル先端部が溶損するため、比（ｃ／ｌ）が２．０以下であることが望ましい。

以上の手順により、ノズル１の最適仕様が決定される。
次に、ノズル１を用いる精錬方法を説明する。本発明を、転炉とＲＨを用いて実施する場合を例に、最良の形態を説明する。

転炉処理終了後に溶鋼を取鍋へ出鋼する。所定のＡｌ濃度に調整するためのＡｌを添加し、生成するＡｌ_２Ｏ_３生成量に対し、ＣａＯを投入すればよい。ＲＨ真空脱ガス処理では処理開始直後からフラックス上吹きを開始してもよい。また溶鋼処理昇温処理あるいは脱ガス、成分調整等の処理を行ってもよい。

フラックス上吹き量は処理前硫黄濃度、目標処理後硫黄濃度から求まるが、ＣａＯ粉にＣａを３％混合した粉体で３ｋｇ／ｔ以上８ｋｇ／ｔ以下が望ましい。３ｋｇ／ｔ未満であると脱硫量が少なく、８ｋｇ／ｔを越えて多いと総スラグ量が増加してしまう。

フラックスに混合するＣａは金属Ｃａ、Ｃａ合金などいかなるものでもよい。
キャリアガス流量は０．０３Ｎｍ^３／（ｍｉｎ・溶鋼ｔｏｎ）以上０．２Ｎｍ^３／（ｍｉｎ・溶鋼ｔｏｎ）以下が望ましい。

ノズル１は、幅広い雰囲気圧力に対応できるので、ラバールノズルの様に雰囲気圧力を厳格に管理する必要はないが、雰囲気圧力は８００Ｐａ以上１２０００Ｐａ以下とすることが望ましい。８００Ｐａ未満では噴流が強くなると同時に静圧が低下するため、溶鋼飛散量が増加する。一方、１２０００Ｐａを超えて高いとＲＨ環流速度が遅くなるため、脱硫効率が低下する。

ノズル１の第２の開口部２ｂと溶鋼湯面との鉛直距離Ａは、第２の開口部２ｂの径Ｄとの比（Ａ／Ｄ）で４５以上６０以下であることが望ましい。比（Ａ／Ｄ）が４５未満では溶鋼の輻射熱とスプラッシュによるノズル先端部の溶損が大きくなる。一方、比（Ａ／Ｄ）が６０を越えるとフラックスが排気されてしまうため、単位脱硫フラックス当りの効率が低下する。比（Ａ／Ｄ）が４５以上６０以下であれば、ノズル溶損を生じることなく８０％以上の脱硫効率を得られる。

予め、必要に応じて溶銑脱硫および溶銑脱燐処理を行った溶銑を、３００トン規模の上底吹き転炉に装入し、溶鉄中Ｃ含有率が０．０３〜０．０７％になるまで粗脱炭吹錬を行い、終点温度を１６３０〜１６９０℃として粗脱炭溶鋼を取鍋に出鋼し、出鋼時に各種脱酸剤および合金を添加して取鍋内溶鋼成分を、Ｃ：０．０４〜０．０７％、Ｓｉ：０．１〜０．３％、Ｍｎ：０．５〜１．３％、Ｐ：０．００５〜０．０１３％、Ｓ：２０〜２４ｐｐｍ、ｓｏｌ．Ａｌ：０．０３〜０．０７％とした。

次に、ＲＨ真空脱ガス装置を用いてこの溶鋼表面に、真空槽内に配置された上吹きランスの先端に装着された表１に示す各種ノズル（出口径を本発明例と同一としたストレートノズル（比較例）、スロート径２６ｍｍで出口径８０ｍｍのラバールノズル（従来例）、図１に示すノズル１（本発明例））からキャリアガスとともに脱硫剤（ＣａＯ粉にＣａを３％混合した粉体）を５〜７ｋｇ／ｔを吹き付けることによって、脱硫処理を行った。ここで図１に示すノズルの突出部４から最先端部５までの軸方向までの距離cを１１０ｍｍ、ノズル内径Ｄを８０ｍｍ、流動制御体３の最大径ｄを６８ｍｍ、角度θを７５°とした。結果を表２にまとめて示す。

表２に示すうち、Ｎｏ．１〜Ｎｏ．１８が本発明例であり、Ｎｏ．１９〜Ｎｏ．２２は比較例であって、その比（ｃ／ｌ）が本発明に係る技術的範囲から外れているものである。また、Ｎｏ．２３は従来のラバールノズルを用いて、本発明例同様に脱硫処理した従来例である。

表２に示したように、本発明例のノズル溶損状況は、いずれも実際操業に適用可能なレベルにあったが、一部には１０チャージを超える連続操業での使用に支障が生じる可能性があるレベルのものもあった。但し、先に図２に示した比（ｃ／ｌ）と脱硫率ηとの関係から、比（ｃ／ｌ）を０．８以上としたことによって、ランス操作条件が同じ比（Ａ／Ｄ）においては、相対的に高い脱硫率が得られていたものと考えられる。

このことは、本発明例における脱硫率が６８％〜９１％であったことに比べ、比（ｃ／ｌ）を０．５としたＮｏ．１９とＮｏ．２０では、ランス操作条件が脱硫処理に好適な比（Ａ／Ｄ）においても、脱硫率が５８％及び６４％と低かったこと、また、従来例であるＮｏ．２３でも、その脱硫率が７１％と比較的に低位にあったことと整合する。

この比（ｃ／ｌ）を０．１〜１．６の範囲内とし、かつ、比（Ａ／Ｄ）を４５〜６０の範囲で脱硫処理した場合には、本発明例として示したＮｏ．１３〜Ｎｏ．１８のように、ノズル溶損を実際上無くし、かつ、脱硫率８０％以上を安定して達成することができることが確認された。

１本発明に係るノズル
２本体
２ａ第１の開口部
２ｂ第２の開口部
２ｃ内壁
３流動制御体
３ａ第１の尖端部
３ｂ第２の尖端部
４、４−１突出部
５最先端部

Claims

溶融金属精錬用ランスの先端に配置されて、溶融金属の表面に減圧下で気体と共にフラックスを吹き付けるノズルであって、
該ノズルは、第１の開口部および第２の開口部を有するとともに前記第１の開口部から前記第２の開口部へ向かう軸方向へ向けて前記気体とフラックスを流す管状の本体と、前記第１の開口部と前記第２の開口部との間に前記本体の内壁から離間して配置される流動制御体とを備え、
前記本体は、前記第１の開口部と前記第２の開口部との間の内壁に環状に形成される突出部を有するとともに、
前記流動制御体は、横断面積が前記第１の開口部側から前記第２の開口部側へ向けて前記軸に対称に増加する第１の尖端部と、前記第１の尖端部の前記第２の開口部側に並設されて、横断面積が前記第１の開口部側から前記第２の開口部側へ向けて前記軸に対称に減少する第２の尖端部とを有し、かつ
前記第２の尖端部の最先端部は、前記突出部から前記最先端部までの前記軸方向への距離ｃと、前記突出部から前記第２の開口部までの前記軸方向への距離ｌとの比（ｃ／ｌ）が０．８〜２．０であるように、配置されること
を特徴とする溶融金属減圧精錬用ノズル。
請求項１に記載された溶融金属減圧精錬用ノズルを用いる精錬方法であって、
前記した比（ｃ／ｌ）が０．８〜１．６になるように流動制御体を配置し、かつ、前記第２の開口部から前記溶融金属の表面までの距離Ａと、前記第２の開口部の径Ｄとの比（Ａ／Ｄ）を４５〜６０に調整して、前記流動制御体と前記本体との間隙から精錬用粉体を前記溶融金属の表面に吹き付けることを特徴とする精錬方法。