JPH1112633A - 溶融金属の精錬用ランスおよび精錬方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 吹錬初期〜末期の歩留ロスを抑制しつつ、高
能率化を図るための上吹きランスと吹錬方法を提供す
る。 【解決手段】 (1) 中心部に３〜６個の第１ノズル、外
周に第２ノズルを配置したランスであって、第１ノズル
噴出角θ₁ と第２ノズル噴出角θ₂ の関係が6 °≦θ₁
≦15°、θ₂ ≦30°、5 °≦θ₂ −θ₁ ≦20°である上
吹きランス。(2) 第１ノズルからの酸素流量が全流量の
0.1 〜0.9 倍とする吹錬方法。(3) 吹錬末期に酸素流量
を吹錬中期流量の0.4 〜0.8 倍に低下させる吹錬方法。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は酸化性ガスを吹き付
けて溶融金属を精錬する精錬炉用の上吹き酸化性ガスの
ランスおよびこれを用いた精錬方法に関し、特に鉄鋼業
における転炉の上吹き酸素ランスおよびこれを用いた吹
錬方法に関する。

【０００２】

【従来の技術】溶融金属の上吹き精錬炉では、酸化性ガ
スジェットを溶融金属浴に吹き付け、溶融金属中の炭素
（Ｃ）をC ＋1/2 O₂＝COなる脱炭反応により除去して、
所定のＣ含有量の溶融金属に精錬する。精錬に使用され
る酸化性ガスとしては、純酸素、空気、酸素富化空気、
あるいはAr、N₂、CO₂ 等の不活性ガスを含有する酸素等
がある。酸化性ガスが吹き付けられると溶融金属浴は局
部的に凹み、激しい酸化反応が起きる。この凹みをキャ
ビティといい、反応点を火点という。

【０００３】精錬工程では高能率が求められるととも
に、溶融金属の歩留、品質、成分の的中率が重要であ
る。精錬歩留に関しては、溶融金属が吹き飛ばされ炉外
に飛散したり、炉壁に付着して精錬歩留の低下をもたら
すいわゆるスピッティングの問題、溶融金属が蒸発酸化
されて酸化金属のダストとなって精錬歩留の低下をもた
らすダストの問題、あるいは溶融金属中のＣ濃度が低下
してくると酸化性ガスが主に溶融金属と反応してスラグ
に移行する問題などがある。上記の問題に関し、以下に
鉄鋼業の転炉に例をおいて説明する。

【０００４】鉄鋼業における溶鋼の精錬は主として上吹
きまたは上底吹き転炉で行われる。酸素ジェットが溶鋼
浴面に衝突し、その衝突エネルギーおよび火点で生成す
るＣＯガスの生成エネルギーにより、溶鋼が飛沫となっ
てスピッティングが生じる。スピッティングは酸素ジェ
ットの速度が大きいほど、あるいはランスの高さが小さ
いほど、すなわちハードブローになるほど増大する。ま
た、上記の火点からは酸化金属のダストが発生する。ダ
ストの生成要因には、高温の火点から鉄が蒸発すること
によるものと、火点で生成するCOガスの体積膨張によ
り、前記溶鋼の飛散飛沫が細粒化してダスト状になるも
のとの２種類があるとされている。ダストの発生もハー
ドブローになるほど増大する。

【０００５】吹錬を初期、中期、末期と分けた場合、吹
錬初期とは、溶鋼の温度が低く、酸素供給速度が大きく
てもSiやMnが優先的に酸化され、Ｃの酸化（脱炭反応）
はあまり進行しない段階である。吹錬中期とは溶鋼温度
が上昇し、溶鋼中Ｃの火点への到達速度が大きく、供給
酸素の殆どが脱炭反応に寄与する段階である。吹錬末期
とは脱炭が進みＣ濃度が1.0 ％以下まで低下し、Ｃの火
点への到達速度が反応を律速して脱炭速度が低下する段
階である。

【０００６】転炉精錬の主原料である溶銑とスクラップ
の条件、副原料条件、吹錬対象鋼種、終点成分と温度条
件等により、酸素流量、ランス高さは吹錬の初期、中
期、末期の各段階で変更されるが、これを吹錬パターン
という。前記のスピッティングやダストは主として吹錬
の初期〜中期にかけて酸素を最大流量で供給する段階で
発生する問題である。

【０００７】これに対して、吹錬の末期には溶鋼中のＣ
濃度が低く、Ｃの移動速度が脱炭反応の律速になるた
め、これを上回る酸素を供給しても、単に溶鋼中の溶存
酸素を増加させるだけであったり、供給酸素が溶鋼中の
Feと反応して酸化鉄を生じ、酸化鉄はスラグ中に移行し
てスラグ中のトータルFe（以下(T.Fe)と言う）が増大し
て吹錬歩留を低下させると言う問題を生じる。従って、
吹錬末期ではＣの移動律速を回避するため、酸素ジェッ
トによるキャビティの深さＬを大きく、すなわち、溶鋼
浴深さＬ₀ に対する比、Ｌ／Ｌ₀ を大きくすることが重
要であるとされている。

【０００８】吹錬初期〜中期のスピッティングやダスト
による鉄歩留りの低下を防止するため、あるいは吹錬末
期に生じるＣ移動速度の律速によるスラグ中の(T.Fe)増
大を防止するための対策がこれまで種々開示されてい
る。すなわち、ランスノズル形状や酸素供給系統を２つ
に分離するなどの設備的対策、あるいはランス高さ制御
や酸素供給方法の改善などである。

【０００９】ランス先端のノズル形状または酸素供給系
統の分離による設備対策としては、 (a) 特開平７−３０５１０７号公報には、「２〜４重管
から構成されるガス噴出孔を１〜９個有する溶融金属精
錬用上吹きランスにおいて、内管のガス出口が最外管の
ガス出口よりランス奥方向に位置しているガス噴出孔を
少なくとも１個設けるランス」が示されている。このラ
ンスによって、酸素の低流量時にもガスジェットの流速
を確保することができ、酸素流量の広い範囲にわたって
吹錬が可能になる。その結果、吹錬初期〜中期と吹錬末
期での最適な酸素供給速度を選ぶことができ、歩留の向
上が可能になるとしている。

【００１０】(b) 特開平８−１３０１８号公報には、
「先端部に長さと幅の比が５以上の短冊状あるいはそれ
が湾曲した形状の酸素噴出孔を１つ以上有する転炉吹錬
用酸素ランスノズル」、および「可動式中子を回転移動
させてガス噴出孔形状を変化させ、該ガス噴出孔より噴
出する２つ以上のガス噴流を合体あるいは逆に離散させ
ることにより目標物に到達する際のガス噴流の最大速度
を制御するようにした転炉吹錬用酸素ランスノズル」が
開示されている。前者のランスによって湯面での酸素流
速を低くしてスピッティングを防止し、後者のランスに
よっては吹錬中に最適なガス流を選択することができる
ため、やはりスピッティング防止が可能になるとしてい
る。

【００１１】(c) 特開平８−６０２１９号公報には、
「上吹きランスのノズルを２個以上有し、その形状を長
方形、楕円形、円弧形、若しくはそれらを組み合わせた
形とし、各ノズルの短辺長さＹ(m) 、開口部面積をＷ(m
²)、Ｗ／ＹをＸとしたとき、Ｘが30以上300 以下である
上吹きランスを用いて、ノズル先端と鋼浴面との距離Ｇ
を10×Ｘ^0.9 ×Ｙ^0.1 以上30×Ｘ^0.9 ×Ｙ^0.1 以下とす
るダスト発生が少ない転炉精錬方法」が開示されてい
る。

【００１２】吹錬末期の酸素供給速度を制御する方法と
しては、 (d) 特開平８−６０２２０号公報には「溶鋼中のＣ濃度
が0.1 ％以上、0.5 ％以下の所定の設定濃度を境とし
て、当該設定濃度よりも高い領域では溶鋼重量当たりの
酸素供給速度を、100 Nm³/hr・ton 以上、300 Nm³/hr・
ton 以下とし、当該設定濃度以下の領域では、20Nm³/hr
・ton 以上60Nm³/hr・ton 以下とする」技術および「前
記方法において、低Ｃ領域では鋼浴深さＬ₀ (m) と鋼浴
面の凹み深さＬ(m) との比Ｌ／Ｌ₀ を0.2 以上、0.9 以
下とする」技術が開示されている。

【００１３】

【発明が解決しようとする課題】前記の従来技術(a) 〜
(d) においては次のような問題がある。 (a) 特開平７−３０５１０７号公報記載の技術では、１
つのノズルにおいて内管のガス出口を最外管のガス出口
よりランスの奥方向に位置させる構造としている。この
ため、ランス構造が複雑になり、製作上の困難が生じ
る。また、この発明のランスは「従来のランスでは管路
のスロート径が可変でないため流量を変更するためには
ランスの２次圧を変更せざるを得ず、酸素の出口部で線
流速が低下する」ことを防止するためのものである。し
たがって、スピッティングやダストの発生量低減に関す
る効果も認められず、同公報中にはこれらに関する記載
もない。

【００１４】(b) 特開平８−１３０１８号公報に記載の
技術では、短冊状の酸素噴出孔からの酸素噴流は、速度
の減衰が大きいため、従来のランスノズルと同一酸素供
給速度、同一ランスノズル高さにて、溶鋼湯面での低流
速化が可能となる旨が記載されている。しかし、たとえ
ば、同公報の図１(c) に示すように従来の円形噴出孔の
周囲に短冊状噴出孔を配したものについても、短冊状噴
出孔の長さと幅の比にのみ着目しているだけであって、
短冊状噴出孔と中心噴出孔との相対関係（たとえば流量
比など）についてはなんら明らかにされてはいない。

【００１５】(c) 特開平８−６０２１９号公報に記載の
技術では複数のノズルを有し、その形状を規定している
が、前記の特開平８−１３０１８号公報記載の技術と同
様に、ノズル同士の関係については明確ではない。ま
た、細長状のノズルのみを用いて吹錬を行うため、吹錬
初期〜中期には所定の酸素供給速度が得られず、吹錬時
間が長くなるという問題がある。

【００１６】(d) 特開平８−６０２２０号公報記載の技
術は、酸素供給速度を低減してもＬ／Ｌ₀ を維持する方
法として複数の大径ラバールノズルと、相対的に小径の
複数ラバールノズルを有する多孔ランスを例示してい
る。この技術は発明者が「発明の効果」で述べているよ
うに「多量のArガスを用いることがない」ため、大径ノ
ズルに供給するパージガス供給速度は吹錬初期〜中期の
酸素供給速度より小さい。従って大径ノズルからの噴出
動圧が低下して大径ノズルへの地金付着のおそれと地金
付着に伴うランスの局部温度上昇と溶損、これによる水
漏れと水蒸気爆発の危険性がある。また、前記特開平８
−６０２２０号公報にはＬ／Ｌ₀ を維持するための具体
的な手段が開示されていない。

【００１７】本発明の課題は、吹錬初期〜中期のスピッ
ティングおよびダストの発生量を抑制する最適条件を明
らかにすることにより、吹錬能率を低下させずに鉄ロス
を低減すること、および吹錬末期に火点への溶鋼中のＣ
移動速度を向上させることにより、脱炭反応を促進し、
Feの酸化を抑制して、高能率化、高歩留化を図るための
精錬用ランスおよびこれを用いる精錬方法を提供するこ
とにある。

【００１８】

【課題を解決するための手段】本発明者は、それぞれの
ノズル形状が持つ特徴を生かし、欠点を他のノズル形状
によって補うという発想をもとに、さらにノズルの相互
作用に着目して、中心部に３つ以上のノズルで構成され
た第１ノズルと、これを取り巻く環状の第２ノズルの組
み合わせを選んだ。そして、種々の実験と検討を行って
下記の知見を得た。

【００１９】(A) 第２ノズルから噴出したスカート状の
ジェットは周囲の気体との接触面が多いため、第１ノズ
ルからのジェットより速度が減衰しやすく、キャビティ
は浅く広くなる。この効果は吹錬初期〜中期に大量に酸
素を供給する時、即ち酸素供給速度が律速となっている
ときにはキャビティが浅いために生じる脱炭速度低下の
問題はなく、むしろスピッティング対策としては好都合
である。また、キャビティが浅く広くなることで、いわ
ゆるソフトブローとなりダストも低減する。

【００２０】適切な範囲の噴出角と流速を選べば、第１
ノズルからのジェットによって生じる負圧のため第２ノ
ズルからのジェットが収縮する。第１ノズルと第２ノズ
ルのの流量比を変化させることによって第２ノズルのジ
ェットの収縮度を変化させることができキャビティの深
さ、広さを制御することができる。

【００２１】(B) 第１ノズルの基本設計は従来の第１ノ
ズルの考え方と同じであるが、特に吹錬末期の酸素流量
が低下したときに所定の流速を確保し、鋼浴の攪拌によ
る脱炭速度を維持するため、低流量時の特性を重視すべ
きである。(C) 第２ノズルの収縮度を制御するため、第
２ノズルと第１ノズルの相互作用を考慮した配置が必要
である。

【００２２】以上の知見にもとづいて、本発明の要旨は
以下の(1) 〜(6) の通りである。 (1) 先端から酸化性ガスを噴出するランスであって、中
心部に３つ以上のノズルで構成された第１ノズルと、前
記第１ノズルを取り囲むようにした環状の第２ノズルと
を備えたことを特徴とする溶融金属の精錬用ランス。

【００２３】(2) 前記第１ノズルの酸化性ガスの流量と
前記第２ノズルの酸化性ガスの流量を各々独立に制御可
能にしたことを特徴とする前記(1) 項記載の溶融金属の
精錬用ランス。

【００２４】(3) 前記第１ノズルの噴出角度θ₁ と前記
第２ノズルの噴出角度θ₂ の関係が、 6 °≦θ₁ ≦15° (1) θ₂ ≦30° (2) 5 °≦θ₂ −θ₁ ≦20° (3) であることを特徴とする前記(1) 項または(2) 記載の溶
融金属の精錬用ランス。

【００２５】(4) 前記(1) から(3) 項までのいずれかに
記載の精錬用ランスを用いて、第１ノズルからの酸化性
ガスの合計流量が、第１ノズルと第２ノズルからの酸化
性ガスの合計流量の0.1 〜0.9 倍であることを特徴とす
る溶融金属の精錬方法。

【００２６】(5) 前記(1) から(3) 項までのいずれかに
記載の精錬用ランスを用いて、精錬中期は、酸化性ガス
の合計流量を溶融金属のトン当たり2.6 Nm³/min 以上と
し、精錬末期には酸化性ガスの合計流量を精錬中期にお
ける合計流量の0.4 〜0.8 倍とすることを特徴とする溶
融金属の精錬方法。

【００２７】(6) 精錬中期には、酸化性ガスの合計流量
を溶融金属のトン当たり2.6 Nm³/min以上とし、精錬末
期には酸化性ガスの合計流量を精錬中期における合計流
量の0.4 〜0.8 倍とすることを特徴とする前記(4) 項記
載の溶融金属の精錬方法。

【００２８】

【発明の実施の形態】図１は本発明の溶融金属の精錬用
ランスの実施例の要部を示す外観図で、同図(a) は斜視
図、同図(b) は先端の正面図である。同図は、製鋼用転
炉の上吹き酸素ランスの例である。ランス本体１の先端
にノズルブロック２があり、ノズルブロック２のランス
先端部３の中心部に軸対象に４つのノズルで構成する第
１ノズル４、およびこれらを取り巻く環状の第２ノズル
５を備えている。第２ノズル５のスリット間隔を保持す
るため、スリット内に複数のスペーサー６を備えてもよ
いが、機能的には一つの環状のスリットとして認められ
る。冷却方法や構造は従来のランスと同様であり、図示
を省略している。上記の第１ノズル４と第２ノズル５の
断面形状は、ストレート型または末広形状のラバール型
のいずれであってもよい。

【００２９】第１ノズル４を中心部に配置し、第２ノズ
ル５を外周に配置する狙いの一つは、第１ノズル４から
噴射したガスジェットにより生成する溶鋼液滴、または
ガス吹き付け火点における蒸発ヒュームを第２ノズル５
のジェットに巻き込ませ、再度、溶鉄またはスラグに着
地させる効果である。もう一つの狙いは、第１ノズル４
と第２ノズル５との相互作用である。

【００３０】第１ノズル４の個数は３つ以上、望ましい
上限は６個である。第１ノズル４のノズル数を３つ以上
とする理由は、第１ノズル４と第２ノズル５のジェット
の相互作用をできるだけ大きくし、周方向の均等性を確
保するためである。ノズル数は多いほど第２ノズル５の
ジェットとの相互作用には好都合であるが、７つ以上で
はノズルブロック２の水冷構造が複雑になり水冷効果が
低下する恐れがあるし、第１ノズル４によるキャビティ
同士が重なって、スピッティングが増加する恐れもある
ためである。

【００３１】第１ノズル４はキャビティ同士が重ならな
いようにランス中心から遠ざけて配置するのが望まし
い。さらに、第２ノズル５のジェットとの相互作用を大
きくするため、第１ノズル４は第２ノズル５に出来るだ
け接近して配置するのが好ましい。しかし、ランス先端
のノズルブロック２の水冷構造の制約からおのずと限界
がある。

【００３２】図２にランス先端部の縦断面図を示す。同
図において、第１ノズル４の噴出角度θ₁ と第２ノズル
５の噴出角度θ₂ とは、6 °≦θ₁ ≦15°、θ₂ ≦30
°、5°≦θ₂ −θ₁ ≦20°の関係にある。

【００３３】θ₁ は通常の多孔ランスのノズルと同様の
考え方に基づいて決定する。すなわち6 °≦θ₁ の条件
はキャビティ同士が重ならないようにするためであり、
θ₁≦15°の条件はランスを上昇させたときに火点が炉
体側壁に近づき、耐火物を損傷するおそれを回避するた
めである。同様の考え方で第２ノズル５の傾斜角θ₂≦3
0°とするのが好ましい。5 °≦θ₂ −θ₁ ≦20°の条
件は第１ノズルからのジェットと第２ノズルからのジェ
ットとの相互作用を持たせるための条件である。5 °≦
θ₂ −θ₁ であれば実質的に第１ノズルと第２ノズルの
ジェットは同方向に噴射するだけで第２ノズルのジェッ
トの収縮効果を享受できず、θ₂ −θ₁≦20°であれ
ば、第１ノズルと第２ノズルのジェットの相互作用がな
いためである。

【００３４】図３は本発明に係るランスのノズル特性を
調査するため、1/20の水モデル実験を行った結果の説明
図である。同図は第１ノズルの流量を一定にしておき、
第２ノズルの流量の変化によって第２ノズルのジェット
の収縮度が変化する状況を表したものである。同図(a-
1) の状態は第２ノズル５の流量が小さいときのキャビ
ティ７の平面図で、同図(a-2) は同図(a-1) のＸ−Ｘの
縦断面図である。第１ノズルと第２ノズルのジェットに
よって形成されるキャビティは深くて狭い。同図(c-1)
は第１ノズルのジェット流量は同図(a-1) と同じで、第
２ノズルのジェット流量が大きい場合のキャビティ７の
平面図で、同図(c-2) は同図(c-1) のＸ−Ｘの縦断面図
である。キャビティ７は浅く広くなる。同図(b-1) は第
２ノズルの流量が前記(a-1) と(c-1) の中間状態のキャ
ビティ７の平面図であり、同図(b-2) は同図（b-1 ）の
縦断面図である。

【００３５】同図(a-1) 、(a-2) の状態では環状キャビ
ティ７の形状は部分的に内側に歪んでおり、第２ノズル
のスカート状ジェットが内側に引き付けられている。こ
れに対して、同図(c-1) 、(c-2) の状態では第２ノズル
のジェットが中心に歪む現象は殆ど見られない。これは
第２ノズルのジェットの運動量が大きい場合は第１ノズ
ルのジェットによる負圧の効果を殆ど受けず元の噴出角
のままでキャビティに衝突することを表している。

【００３６】以上のことから、図３(c-1) 、(c-2) の状
態は浅く広いキャビティ７で、吹錬初期〜中期の酸素流
量が大きい時のスピッティング対策に適している。一方
図３の(a-1) 、(a-2) の状態は、深いキャビティで、吹
錬末期に酸素流量が低下したときに溶鋼Ｃの移動速度を
高めるのに適している。

【００３７】吹錬末期の酸素の低流量域ではキャビティ
を深くして脱炭反応を促進するため第１ノズルの流量を
大きくするのがよいが、第２ノズルのジェットとの相互
作用を持たせることにより、一層脱炭速度を高めること
ができる。その理由を以下述べる。

【００３８】第１ノズルとして吹錬末期の低流量特性を
考慮すべきであるが、ノズル径が小さすぎると鋼浴深さ
Ｌ₀ に対するキャビティ深さＬの比（Ｌ／Ｌ₀ ）を確保
するのが困難になる。すなわちキャビティ深さＬは一般
に、下式で表される。

【００３９】 Ｖ・ｄ∝ (Ｑ／ｄ²)・ｄ∝Ｌ^1/2 ・( Ｌ＋ｈ) ここで、Ｖは見掛けの酸素の線流速、ｄはノズル径、Ｑ
はガス流量、Ｌはキャビティ深さ、ｈはランス高さであ
る。

【００４０】したがって、キャビティ深さを大きくする
ためには (Ｑ／ｄ²)・ｄを大きくするか、ｈを小さくす
る必要がある。一般に、 (Ｑ／ｄ²)の上限は酸素元圧に
比例し、酸素元圧はタンクおよび配管の設備上の制限を
受けるために大きくできない。酸素元圧が10kg/cm²を超
えると高圧設備の扱いになり設備費や管理費が格段に高
額になるからである。上記のようにｄが小さいノズルを
用いるとランス高さを下げざる得ず、この結果、溶鋼か
ら受ける輻射熱が増加してランス寿命が低下する。従っ
て、ｄの小さい第１ノズルのジェットと第２ノズルのス
カート状ジェットを合体させて、合体後のジェットの総
運動量を増やすことにより、Ｌ／Ｌ₀ を確保することが
重要である。

【００４１】第１ノズルと第２ノズルへの酸素流量条件
について以下に説明する。吹錬初期〜中期では酸素流量
が大きいのでこの段階での課題はスピッティングおよび
ダストの防止である。吹錬条件として、中心部第１ノズ
ルの酸素流量をＱ１、第２ノズルの酸素流量をＱ２とし
たとき、第１ノズルの流量配分比Ｘ（＝Ｑ１／（Ｑ１＋
Ｑ２））の範囲を 0.1〜0.9 とする。

【００４２】Ｘの範囲を前記のように限定した理由は次
のとおりである。Ｘが 0.1未満の場合、溶鋼の飛沫がラ
ンスの先端中心部に付着しやすく溶損のおそれがある。

【００４３】Ｘが 0.9を超える場合、中心部の第１ノズ
ルからの酸素流量が大きく、これによるスピッティング
やダストの発生量増加の問題を無視することができなく
なる。しかも、第２ノズルからの酸素流量が相対的に小
さくなるため、中心部の第１ノズルからのガスジェット
により生成したスピッティングやダストを巻き込ませ、
再度、溶鉄またはスラグに着地させる効果が低下する。

【００４４】第１ノズルの流量配分比Ｘの最適条件につ
いて、５トン上底吹き試験転炉（内径約1.3m) を用いた
調査で得られた結果を説明する。試験転炉で用いたラン
スは、図１、図２に示す構成と同様に中心部に４つのノ
ズルを備えた第１ノズルと、これらを取り巻く環状の第
２ノズルを配置したものである。底吹きガスとして４箇
所の羽口からArガスを２Nm³/min 投入した。この試験で
は、溶銑装入量を4.4トンとし、装入前に極力スラグを
排除してスラグレス条件で吹錬をおこなった。溶銑の代
表組成は表１のとおりである。

【００４５】

【表１】

【００４６】吹錬を開始したときの溶銑温度は1200〜12
30℃であり、単位時間あたりの酸素流量は12Nm³/min で
一定とした。すなわち、Ｑ１とＱ２との合計流量を12Nm
³/min で一定とし、Ｑ１とＱ２との比率を変更すること
によりＸを調整した。

【００４７】吹錬中期に入った段階の途中で（開始後６
分）、高さ方向に10個の鉄製ケースを取り付けたサンプ
ラーを炉内に１分間挿入し、飛散溶鋼を採取した。ま
た、吹錬中に排気ダクトからダストを採取した。これら
の結果を図４および図５に示す。

【００４８】図４は、飛散鉄の採取量、すなわち飛散量
に及ぼす第１ノズルへの流量配分比Ｘの影響を示す図で
ある。鉄の飛散量はＸ＝0.1 のときの飛散量を１として
相対値として表している。図４からわかるように、Ｘが
0.1〜0.9 の範囲でスピッティング飛散量を抑制するこ
とができる。

【００４９】図５は、ダストの採取量、すなわちダスト
発生量に及ぼす第１ノズルへの流量配分比Ｘの影響を示
す図である。ダスト発生量はＸ＝0.1 のときのダスト発
生量を１として相対値として表している。図５からわか
るように、Ｘが 0.1〜0.9 の範囲でダストの発生量を抑
制することができる。

【００５０】本発明方法では図４および図５に示すとお
り、吹錬中にスピッティングやダストの発生状況に応じ
てＸを 0.1〜0.9 の範囲内で変更してもよいし、或る一
定値に固定してもよい。しかし、第１ノズルと第２ノズ
ルと酸素の供給系統が同一の場合には、流量配分比Ｘを
第１、第２ノズルの径で調整することになり、これを自
在に変更することはできない。したがってランス構造は
多重管とし、ランスの入側および内部で第１ノズルと第
２ノズルとについて酸素供給系統を別々にし、各系統の
入側でＱ１とＱ２とをそれぞれ独立に制御するのが望ま
しい。

【００５１】吹錬中期は脱炭速度が酸素供給律速の時期
である。本発明のランスを用いればスピッティングの問
題は小さいので、吹錬能率を上げるためには酸素流量を
2.6Nm³/min・ton 以上を確保するのが望ましい。この条
件の下で、吹錬末期には酸素流量を吹錬中期流量の0.4
〜0.8 倍にすることが望ましい。

【００５２】吹錬末期流量を中期流量の0.4 倍以上と規
定したのは、0.4 未満では中心部の第１ノズルジェット
の運動量が確保できないため十分なキャビティが形成さ
れず、Ｃ移動律速により脱炭反応が阻害されるからであ
る。また、吹錬末期流量が中期流量の0.8 倍を超えると
火点での酸素が過剰となって、Feの酸化が進行し、スラ
グの（T.Fe）が上昇するためである。

【００５３】本発明のランスは吹錬末期の低流量時にも
深いキャビティを形成する（Ｌ／Ｌ₀ を大きくする）こ
とができ、吹錬末期で酸素流量を0.4 〜0.8 倍に低下さ
せても脱炭速度を高く保つことができる。

【００５４】前記吹錬末期の酸素流量の変更範囲を確認
するため以下の吹錬実験を行った。吹錬初期および中期
の酸素流量を同量のＱp （第１ノズルと第２ノズルの合
計）、吹錬末期の酸素流量をＱq とし、両者の比Ｙ＝Ｑ
q ／Ｑp （吹錬末期流量比）を変化させて終点の溶鋼酸
素濃度との関係を調べた。終点Ｃは0.045 〜0.055 ％で
ある。終点での溶鋼酸素濃度が高いほど、吹錬末期の
酸素が脱炭反応に寄与せず 、溶鋼中に消費されたこと
を示す。

【００５５】図６に吹錬末期流量比Ｙ（＝Ｑq ／Ｑp ）
と溶鋼酸素濃度の関係を示す。同図からわかるように、
Ｙが0.8 以下において、終点酸素濃度の低減効果が著し
いことがわかる。

【００５６】図７には、図６の実験で得られた終点スラ
グ中の（T.Fe）濃度（wt％）と末期流量比Ｙとの関係を
示す。Ｙが0.8 以下で終点スラグ中の（T.Fe）濃度の低
減効果が著しいことがわかる。また、同じ実験で終点炭
素濃度0.045 〜0.055 （wt％）に到達するまでの吹錬時
間の延長時間を調べた。延長時間はＹ＝１の条件（第１
ノズルのみ使用）を吹錬時間のベース条件とした。

【００５７】図８にＹと吹錬延長時間との関係を示す。
同図からわかるように、Ｙが0.4 未満では吹錬延長時間
の増加が著しく、生産性に悪影響を及ぼす。

【００５８】なお、吹錬末期に第２ノズルの酸素流量を
低下させる場合に、従来法と同様に第２ノズルの動圧が
低下してランス先端に地金が付着するのを防止するため
に、環状ジェットにCO、CO₂ 、Ar、N₂などの希釈ガスを
混合させてもよい。この場合でも、従来法の大径単孔ノ
ズルまたは第１ノズルに希釈ガスを混合させる場合より
もはるかに少ないガス流量で地金付着を防止することが
できる。

【００５９】

【実施例】

（実施例１）第１ノズルと第２ノズルの組み合わせ効果
を確認するため、250 トンの転炉で吹錬実験を行った。
転炉の形式は上底吹き型である。上吹きランスは図１お
よび図２に示す構成のランスで、水冷構造を含め外径35
0 mmで、第１ノズル径37mm（スロート部の径）、第２ノ
ズルのスリット中心での直径270 mm、スリット幅5 mm
（スロート部）、第１ノズルの傾斜角θ₁ ＝10°、第２
ノズルの傾斜角θ₂ ＝18°、第１ノズルの中心と第２ノ
ズルスリットの中心とはノズル出口で約60mmの距離であ
る。

【００６０】表２に吹錬実験で使用した溶銑の成分範囲
を示す。溶銑は250 トン／チャージ（温度：1250〜1300
℃）を用い、溶銑率は100 ％であった。終点Ｃはいずれ
も0.045 〜0.055 ％の範囲であった。

【００６１】

【表２】

【００６２】第１ノズルと第２ノズルの流量配分比Ｘを
種々変化させ、歩留と吹錬時間のデータを採取した。表
３に実験条件と吹錬結果を併記して示す。ここでノズル
流量配分比はＸ＝Ｑ１／（Ｑ１＋Ｑ２）で、Ｑ１は第１
ノズル流量、Ｑ２は第２ノズル流量である。酸素流量は
吹錬初期〜末期まで約1000Nm³/min 一定である。ランス
高さは吹錬中約３ｍで一定とした。底吹ガスは、Arと
し、４箇所の羽口から合計ガス流量は50Nm³/min とし
た。

【００６３】表３に示す第１ノズル流量配分比Ｘの各条
件に対し、それぞれ約20〜50チャージの吹錬を実施し
て、それらの平均歩留ロス量を算出した。実験 No.１５
の従来方法、すなわちＸ＝１（第２ノズル流量＝０）の
ケースを比較ベースとし、本発明例および比較例ａ（第
２ノズルを使用するが、流量は本発明範囲外）は実験 N
o.１５の諸データと比較した。

【００６４】

【表３】

【００６５】表３に示すように、Ｘが 0.1〜0.9 の範囲
で大きく歩留改善効果が認められた。一方、この範囲外
の条件では殆ど効果がなかった。また、吹錬時間につい
てはベース条件との差がほとんどなかった。

【００６６】（実施例２）実施例２では酸素流量パター
ンは、吹錬初期〜中期までは実施例１の吹錬実験と同じ
条件とし、吹錬末期に酸素の合計流量を吹錬中期より低
下させた。第２ノズルにはある程度の流量を与えた。

【００６７】表４に実験条件と吹錬結果を併記して示
す。実験 No.１５（ベース）に対して、実験 No.１６〜
２０は吹錬末期での酸素流量を低下させたもので、比較
例ｂと記した実験 No.は流量配分比Ｘおよび吹錬末期流
量比Ｙのいずれもが本発明の範囲外のものである。本発
明例Ａと記した条件はＸが本発明範囲内、Ｙが範囲外の
ものである。

【００６８】

【表４】

【００６９】実験 No.１５（ベース）に対して、実験 N
o.１６〜２０はいずれも歩留が改善されているものの、
吹錬時間延長が大きかった。

【００７０】実験 No.２１〜２５はＹが本発明範囲内の
もので、本発明例Ｂと記した実験例はＸが本発明範囲
外、Ｙが範囲内である。本発明例ＣはＸ、Ｙいずれも本
発明範囲内である。本発明例Ｃの実験 No.２２〜２４で
は歩留が大きく改善され、吹錬延長時間も実験 No.１７
〜１９に比較して小さかった。

【００７１】実験 No.２６〜３５の本発明例Ｃについて
は、実験 No.１７〜１９、あるいは実験 No.２２〜２４
に比較して、吹錬末期流量流量比Ｙが大きく、吹錬延長
時間が少なくなった。

【００７２】実験 No.３６〜４０はＹが本発明範囲外で
あるが、実験 No.１５（ベース）と比較して歩留向上は
若干見られるものの、実験 No.２１〜３５までの対応す
る各実験例に比べて歩留は低下していた。

【００７３】以上の実験から、第１ノズルの流量配分比
を0.1 〜0.9 に制御することによって、スピッティング
やダストによる歩留ロスを改善することができることが
わかった。さらに、吹錬末期の合計流量を吹錬中期にく
らべて0.4 〜0.8 倍に低下させることによって吹錬末期
のFe酸化ロスが防止できるため一層の歩留向上効果があ
り、吹錬能率も維持できることがわかった。

【００７４】

【発明の効果】本発明によれば吹錬初期〜中期のスピッ
ティングによる歩留低下、吹錬末期のスラグ中の（T.F
e）増加による歩留低下を防止しつつ、吹錬能率を維持
することができる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明の精錬用ランスの構成例の概略を示す要
部の外観図である。同図(a) は斜視図、同図(b) はラン
ス先端の正面図である。

【図２】本発明の精錬用ランス先端の要部の縦断面図で
ある。

【図３】本発明の精錬用ランスの1/20の水モデルによる
キャビティの形成状況を示す説明図である。同図(a-1)
、(a-2) は第２ノズル流量が大流量、同図(b-1) 、(b-
2) は中流量、同図(c-1) 、(c-2) は小流量の場合のそ
れぞれ平面図と縦断面図である。

【図４】中心第１ノズルの流量配分比Ｘとスピッティン
グによる飛散鉄採取量の関係を表すグラフである。

【図５】中心第１ノズルの流量配分比Ｘとダストの採取
量の関係を表すグラフである。

【図６】吹錬末期流量比と吹錬終点での溶鋼酸素濃度の
関係を表すグラフである。

【図７】吹錬末期流量比と吹錬終点でのスラグ中（T.F
e）の関係を表すグラフである。

【図８】吹錬末期流量比と吹錬延長時間の関係を表すグ
ラフである。

【符号の説明】

１ ランス本体 ５ 第２ノズル ２ ノズルブロック ６ スペーサー ３ ランス先端部 ７ キャビティ ４ 第１ノズル

Claims (6)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 先端から酸化性ガスを噴出するランスで
   あって、中心部に３つ以上のノズルで構成された第１ノ
   ズルと、前記第１ノズルを取り囲むようにした環状の第
   ２ノズルとを備えたことを特徴とする溶融金属の精錬用
   ランス。
2. 【請求項２】 前記第１ノズルの酸化性ガスの流量と前
   記第２ノズルの酸化性ガスの流量を各々独立に制御可能
   としたことを特徴とする請求項１記載の溶融金属の精錬
   用ランス。
3. 【請求項３】 前記第１ノズルの噴出角度θ₁ と前記第
   ２ノズルの噴出角度θ₂ の関係が、 6 °≦θ₁ ≦15° (1) θ₂ ≦30° (2) 5 °≦θ₂ −θ₁ ≦20° (3) であることを特徴とする請求項１または２記載の溶融金
   属の精錬用ランス。
4. 【請求項４】 請求項１から３までのいずれかに記載の
   精錬用ランスを用いて、第１ノズルからの酸化性ガスの
   合計流量が、第１ノズルと第２ノズルからの酸化性ガス
   の合計流量の0.1 〜0.9 倍であることを特徴とする溶融
   金属の精錬方法。
5. 【請求項５】 請求項１から３までのいずれかに記載の
   精錬用ランスを用いて、精錬中期は、酸化性ガスの合計
   流量を溶融金属のトン当たり2.6 Nm³/min 以上とし、精
   錬末期には酸化性ガスの合計流量を精錬中期における合
   計流量の0.4〜0.8 倍とすることを特徴とする溶融金属
   の精錬方法。
6. 【請求項６】 精錬中期には、酸化性ガスの合計流量を
   溶融金属のトン当たり2.6 Nm³/min 以上とし、精錬末期
   には酸化性ガスの合計流量を精錬中期における合計流量
   の0.4 〜0.8 倍とすることを特徴とする請求項４記載の
   溶融金属の精錬方法。