(57)【要約】【課題】精錬用粉体を溶鋼内部まで侵入させて精錬効率をより向上させた溶鋼の精錬方法を提供する。【解決手段】雰囲気圧力Ｐb（Ｔｏｒｒ）が１００Ｔｏｒｒ未満の減圧下にてキャリアガスとともに溶鋼表面に精錬用粉体を吹付ける処理において、スロート部の長さｌt（ｍ）がスロート部の直径Ｄt（ｍ）の５倍以上である上吹きランスを用い、かつノズル圧損（Ｔｏｒｒ）、およびジェットによる浴の凹み深さＬ（ｍ）と真空槽内の溶鋼の浴深ｈ（ｍ）との比Ｌ／ｈが所定の条件を満たすようにする。【選択図】図５
2020111775.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
雰囲気圧力Ｐb（Ｔｏｒｒ）が１００Ｔｏｒｒ未満の減圧下にてキャリアガスとともに溶鋼表面に精錬用粉体を吹付ける処理において、前記精錬用粉体を吹付けるランスの先端形状が円筒形のスロート部と円錐形の径拡大部からなり、スロート部の直径Ｄt（ｍ）および長さｌt（ｍ）が（１）式を満たすとともに、前記キャリアガスの供給条件が（２）〜（３）式を満たし、かつ前記キャリアガスが溶鋼表面に形成する凹み深さＬ（ｍ）および真空槽内の浴深ｈ（ｍ）が（４）〜（６）式を満たすことを特徴とする、溶鋼の精錬方法。
ｌt／Ｄt≧５．０                            ・・・（１）
ΔＰ0≧５４０×（ｌt／Ｄt）-0.27          ・・・（２）
ΔＰ0＝０．０８９・Ｑ／Ｄt2                ・・・（３）
０．００２５＜Ｌ／ｈ＜０．０１５            ・・・（４）
Ｌ＝ｖg2・ρg／（１９．６ρm）            ・・・（５）
ｖg＝１２９０・Ｑ0.37Ｄe0.49／（Ｄt0.09Ｐb0.58Ｈ0.77）  ・・・（６）
ここで、ΔＰ0：ノズル圧損（Ｔｏｒｒ）、Ｑ：キャリアガス流量（Ｎｍ3／ｍｉｎ）、ｖg：溶鋼直上のキャリアガス流速（ｍ／ｓ）、ρg：キャリアガス密度（＝常圧でのガス密度×Ｐb／７６０）（ｋｇ／ｍ3）、ρm：溶鋼密度（＝７０００ｋｇ／ｍ3）（ｋｇ／ｍ3）、Ｄe：ランス出口径（ｍ）、Ｈ：ランス高さ（ｍ）である。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、溶鋼の減圧精錬装置内の上吹きランスから噴射される精錬用粉体を大幅に加速させ、効率良く高級鋼を溶製する溶鋼の精錬方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
近年、鉄鋼製品に求められる性能レベルがますます高まっており、Ｓ，Ｃ等の溶鋼中不純物の徹底除去が求められている。例えばＳに関して、１０ｐｐｍ以下の極低硫鋼を溶製するために、ＲＨ等の環流型真空脱ガス装置にて、溶鋼表面にキャリアガスとともにＣａＯを含有する脱硫剤粉体を吹付けて脱硫処理を施す手法がとられる場合がある。
【０００３】
上記粉体上吹き処理における精錬効率を高位に安定化させるために、脱硫剤などのフラックスの吹込速度と溶鋼の環流量とのバランスを適切に制御することが従来行われている。特許文献１には、ＣａＯおよびＣａＦ2を主成分とする組成からなる脱硫フラックスを、フラックス吹込み速度（ｋｇ／分）／溶鋼環流量（ｔｏｎ／分）の値が３ｋｇ／ｔｏｎ以下の条件で吹込む脱硫精錬法が記載されている。この方法では、粉体吹込み時において湯面に粉体が堆積してしまうことを防止し、フラックスの滓化性を向上させることを狙いとしている。
【０００４】
特許文献２には、取鍋内溶鋼量Ｗ（ｔ）と溶鋼環流量Ｑ（ｔ／ｍｉｎ）との比Ｗ／Ｑを２．０ｍｉｎ以下に保持しつつ処理する環流式真空脱ガス装置を用いた極低硫鋼の精錬方法が開示されている。この方法も特許文献１に記載の方法と同様に、上吹きされた粉体を溶鋼中に均一に分散させ、精錬効率を向上させることを狙いとしている。
【０００５】
さらに特許文献３には、溶鋼の環流量ではなく溶鋼の表面速度に着目し、粉状の脱硫剤の粉体供給速度と真空槽内の溶鋼の表面流速との関係、並びにキャリアガスが形成するキャビティ径と真空槽の内径との関係が所定の条件を満たすようにした溶鋼の脱硫方法が開示されている。この方法においても、吹き込み領域での粉体の堆積を緩和し、さらに粉体の堆積を適切に制御することにより更に粉体の利用効率および脱硫速度が向上させることを狙いとしている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００６】
【特許文献１】特開平８−２６９５３３号公報
【特許文献２】特開平７−４８６１９号公報
【特許文献３】特開２０１７−２０６７１９号公報
【非特許文献】
【０００７】
【非特許文献１】Y. Kotani et.al.: Tetsu-to-Hagane, 62(1976), 1795.
【非特許文献２】松尾一泰著：「圧縮性流体力学」(1994/11/10).
【非特許文献３】樫村ら：日本機械学会第73期全国大会講演論文集(II), (1995),173.
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
しかしながら、上述したような従来の手法では、真空槽内で粉体を上吹きすると粉体の多くが排気系に飛散し、仮に粉体が溶鋼表面に到達したとしても溶鋼の表面張力を破ることが難しく、内部まで侵入させることが困難である。したがって、湯面に粉体が堆積してしまうことを防止するだけでは、精錬効率が不十分である。
【０００９】
本発明は、前述の問題点を鑑み、精錬用粉体を溶鋼内部まで侵入させて精錬効率をより向上させた溶鋼の精錬方法を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
本発明者らは、種々のノズル形状、および粉体吹込み条件にて、まずノズルから噴射された粉体の速度を調査する試験を実施した。図１には、ラバールノズルの内部構造の例を示す。ラバールノズルを基本とし、かつラバールノズルにおいて最も圧力が高くなるスロート部の長さｌt（ｍ）を延長することで、粉体を大幅に加速できることを見出した。
また、ノズル圧損ΔＰ0（Ｔｏｒｒ）は、スロート径Ｄt（ｍ）とキャリアガス流量Ｑ（Ｎｍ3／ｍｉｎ）とから（３）式で表される。
ΔＰ0＝０．０８９・Ｑ／Ｄt2            ・・・（３）
【００１１】
（３）式からもわかるように、ノズル圧損ΔＰ0はスロート径Ｄtが小さいほど高くなる。したがって、仮にスロート部の長さｌtをある程度確保したとしても、スロート径Ｄtが大きすぎるとノズル圧損ΔＰ0が小さくなり、粉体の加速不良が生じてしまう。このことから、スロート部の長さｌtとスロート部の直径（スロート径）Ｄtとの比に適正な範囲があることを見出した。
【００１２】
次に本発明者らは、粉体の噴射速度を変えた条件にて、脱硫を対象として溶鋼への粉体上吹き試験を実施し、粉体反応効率と粉体速度との関係を調査した。その結果、粉体速度がある臨界値を超えると粉体が溶鋼の表面を破り溶鋼内に侵入するようになり、粉体反応効率が飛躍的に向上することがわかった。スロート部における粉体の加速にはスロート内部の圧力の絶対値も併せて高めることが必要であることから、スロート部の長さｌtとスロート径Ｄtとの比に加えてノズル圧損ΔＰ0をある臨界値以上に制御することで粉体が溶鋼内に侵入可能な速度まで加速され、粉体反応効率が飛躍的に向上することを見出した。
【００１３】
さらに本発明者らは、ジェットによる浴の凹み深さに着目し、図２に示すようなジェットによる浴の凹み深さＬ（ｍ）と真空槽内の溶鋼の浴深ｈ（ｍ）との比Ｌ／ｈと粉体反応効率との関係について調査した。ここで、その結果、比Ｌ／ｈが大きいほど粉体が溶鋼流（溶鋼の環流）に乗って粉体が溶鋼中に分散されるが、比Ｌ／ｈが大きすぎると浴の凹みが溶鋼流を阻害し、逆に粉体反応効率が低下してしまうことを見出した。
【００１４】
以上のように本発明は、精錬用粉体の噴射速度を大幅に加速させて溶鋼中への侵入を促進させ、精錬効率を飛躍的に向上させるためのランス形状、および粉体噴射条件を明確とすることでなされたものである。本発明は以下のとおりである。
（１）雰囲気圧力Ｐb（Ｔｏｒｒ）が１００Ｔｏｒｒ未満の減圧下にてキャリアガスとともに溶鋼表面に精錬用粉体を吹付ける処理において、前記精錬用粉体を吹付けるランスの先端形状が円筒形のスロート部と円錐形の径拡大部からなり、スロート部の直径Ｄt（ｍ）および長さｌt（ｍ）が（１）式を満たすとともに、前記キャリアガスの供給条件が（２）〜（３）式を満たし、かつ前記キャリアガスが溶鋼表面に形成する凹み深さＬ（ｍ）および真空槽内の浴深ｈ（ｍ）が（４）〜（６）式を満たすことを特徴とする、溶鋼の精錬方法。
ｌt／Ｄt≧５．０                            ・・・（１）
ΔＰ0≧５４０×（ｌt／Ｄt）-0.27          ・・・（２）
ΔＰ0＝０．０８９・Ｑ／Ｄt2                ・・・（３）
０．００２５＜Ｌ／ｈ＜０．０１５            ・・・（４）
Ｌ＝ｖg2・ρg／（１９．６ρm）              ・・・（５）
ｖg＝１２９０・Ｑ0.37Ｄe0.49／（Ｄt0.09Ｐb0.58Ｈ0.77）  ・・・（６）
ここで、ΔＰ0：ノズル圧損（Ｔｏｒｒ）、Ｑ：キャリアガス流量（Ｎｍ3／ｍｉｎ）、ｖg：溶鋼直上のキャリアガス流速（ｍ／ｓ）、ρg：キャリアガス密度（＝常圧でのガス密度×Ｐb／７６０）（ｋｇ／ｍ3）、ρm：溶鋼密度（＝７０００ｋｇ／ｍ3）（ｋｇ／ｍ3）、Ｄe：ランス出口径（ｍ）、Ｈ：ランス高さ（ｍ）である。
【発明の効果】
【００１５】
本発明によれば、精錬用粉体を溶鋼内部まで侵入させて精錬効率をより向上させることが可能であり、工業的価値は非常に大きい。
【図面の簡単な説明】
【００１６】
【図１】本発明における上吹きランスのノズル形状を模式的に示した図である。
【図２】ジェットによる浴の凹み深さＬ（ｍ）と真空槽内の溶鋼の浴深ｈ（ｍ）との関係を示す図である。
【図３】ジェットによる浴の凹みおよびその大きさによる粉体の挙動を説明するための図である。
【図４】脱硫ｋ値と比Ｌ／ｈとの関係を示す図である。
【図５】ランスから吹き込まれるジェットを模式的に示した図である。
【発明を実施するための形態】
【００１７】
（１．本発明における用語の定義）
以下に本発明について説明する。以下に説明する「ＲＨ真空脱ガス装置」とは、真空槽を有する溶鋼処理装置であり、「粉体反応効率指数」とは、上吹きした精錬用粉体（以下、粉体）が溶鋼と反応し、不純物の低減に寄与した効率を示す。また、「粉体上吹き処理」とは、ＲＨ真空脱ガス装置などの精錬容器の内部に設置された上吹きランスから、キャリアガスとともに粉体を吹き付けて溶鋼の精錬を行う処理である。粉体、粉体と溶鋼との反応、不純物元素の具体的な例に基づく「粉体反応効率指数」の算出については後述する。
【００１８】
（２．本発明に係る粉体噴射条件）
［Ｐb：１００Ｔｏｒｒ未満］
キャリアガスが形成するジェットはノズル前圧とノズル出口圧力との圧力勾配を駆動力とするため、ノズル出口圧力が低いほど超音速ジェットを形成し易い。また、真空槽内の雰囲気圧力Ｐbが低いほど空気抵抗が小さくなるため、ノズルから噴射された粉体が溶鋼表面に到達するまでの速度の減衰が抑えられ、粉体の溶鋼への侵入効率が安定する。したがって、雰囲気圧力Ｐbを１００Ｔｏｒｒ以上としてしまうと、キャリアガスジェット流速の大幅な低下、空気抵抗の大幅な増加により粉体噴射後の速度の大幅な減衰を招くことから、雰囲気圧力Ｐbを１００Ｔｏｒｒ未満とする。
【００１９】
［ｌt／Ｄt≧５．０      ・・・（１）］
粉体速度がある臨界値を超えると粉体が溶鋼の表面を破り、浴内に侵入するようになり、反応効率が飛躍的に向上する。粉体反応効率指数とノズル出口での粉体噴射速度との関係を調査した結果から、粉体噴射速度がおよそ６０ｍ／ｓを超えると脱硫効率が飛躍的に向上することを知見した。
【００２０】
また、ノズル前圧を変更した条件にてノズル出口での粉体噴射速度を実測し、比ｌt／Ｄtで整理したところ、比ｌt／Ｄt＜５．０の範囲においては粉体加速効果が不十分であり、ノズル前圧を高位に制御したとしても粉体噴射速度を６０ｍ／ｓ以上とすることができなかった。したがって、本発明の効果を十分に発揮するためには、比ｌt／Ｄtを５．０以上とする必要がある。
【００２１】
［ΔＰ0≧５４０×（ｌt／Ｄt）-0.27・・・（２）］
比ｌt／Ｄtが異なると粉体加速効果は大きく異なってくるため、臨界速度を超えるために必要なノズル圧損ΔＰ0の値は比ｌt／Ｄtによって当然異なってくる。そこで、比ｌt／Ｄtが５．０以上を満たしている条件にて粉体噴射速度が６０ｍ／ｓを超えるため、必要なノズル圧損ΔＰ0および比ｌt／Ｄtの条件を定式化し、（２）式を得た。したがって、本発明の効果を得るためには、（１）式の条件に加え、比ｌt／Ｄtに応じてノズル圧損ΔＰ0が（２）式の条件を満たすように制御する必要がある。ノズル圧損ΔＰ0は、前述した（３）式により算出することができる。
【００２２】
［０．００２５＜Ｌ／ｈ＜０．０１５  ・・・（４）］
前述したように、図２に示すようなジェットによる浴の凹み深さＬ（ｍ）と真空槽内の溶鋼の浴深ｈ（ｍ）との比Ｌ／ｈと粉体反応効率との関係について調査したところ、比Ｌ／ｈが大きいほど粉体が溶鋼流に乗って粉体が溶鋼中に分散されるが、比Ｌ／ｈが大きすぎると浴の凹みが溶鋼流を阻害し、逆に粉体反応効率が低下してしまう。
【００２３】
図３（ａ）〜図３（ｃ）は、ジェットによる浴の凹みおよびその大きさによる粉体の挙動を説明するための図である。図３（ａ）は、比Ｌ／ｈが小さすぎる場合の粉体の挙動を示している。比Ｌ／ｈが小さすぎると、ジェットにより粉体が溶鋼中に侵入しても、侵入した粉体が溶鋼流に乗らず、溶鋼中に粉体が十分に拡散されない。一方、図３（ｃ）は、比Ｌ／ｈが大きすぎる場合の粉体の挙動を示している。比Ｌ／ｈが大きすぎると、ジェットによる浴の凹みが大きくなることによって溶鋼流が阻害され、粉体が効率良く拡散されなくなる。
【００２４】
そこで本発明では、図３（ｂ）に示すように、比Ｌ／ｈを適切な範囲に制御することにより、溶鋼流が阻害されず、かつ溶鋼中に侵入した粉体が溶鋼流に乗って拡散できるようにし、粉体反応効率を向上させている。ここで、ジェット（キャリアガス）が溶鋼表面に形成する凹み深さＬ（ｍ）は、以下の（５）式および（６）式から算出することができる。
Ｌ＝ｖg2・ρg／（１９．６ρm）            ・・・（５）
ｖg＝１２９０・Ｑ0.37Ｄe0.49／（Ｄt0.09Ｐb0.58Ｈ0.77）  ・・・（６）
【００２５】
ここで、ｖg：溶鋼直上のキャリアガス流速（ｍ／ｓ）、ρg：キャリアガス密度（＝常圧でのガス密度×Ｐb／７６０）（ｋｇ／ｍ3）、ρm：溶鋼密度、Ｄe：ランス出口径（ｍ）、Ｐb：真空槽内の雰囲気圧力（Ｔｏｒｒ）、Ｈ：ランス高さ（ランス−湯面間距離）（ｍ）である。なお、溶鋼直上のキャリアガス流速ｖgの算出方法については後述する。
【００２６】
次に、種々の条件にて上吹きランスから脱硫剤粉体を溶鋼に上吹きして脱硫処理を実施し、比Ｌ／ｈが具体的にどの範囲であれば粉体反応効率が優れているかを調査した。その結果を図４に示す。図４は、脱硫ｋ値と比Ｌ／ｈとの関係を示す図である。図４の○はラボ実験においてスロート長を付与した条件、●はラボ実験においてスロート長を付与しない条件で脱硫剤粉体を上吹きした際の脱硫ｋ値である。また、□は実機ＲＨ真空槽内にてスロート長を付与しない通常のラバールノズルを用いて実際に粉体を上吹きした際の脱硫ｋ値を示している。ここで、脱硫ｋ値は粉体反応効率を示す指数の一例であり、以下の（７）式により算出される。
脱硫ｋ値＝ｌｎ（［％Ｓ］PB前／［％Ｓ］PB後）／脱硫剤原単位  ・・・（７）
【００２７】
ここで、［％Ｓ］PB前は脱硫処理前の溶鋼中Ｓ濃度（質量％）を表し、［％Ｓ］PB後は脱硫処理後の溶鋼中Ｓ濃度（質量％）を表す。また、脱硫剤原単位（ｋｇ／ｔｏｎ）は、脱硫処理に使用した粉体総質量を溶鋼質量で除した値を表す。図４に示すように、脱硫ｋ値が０．２５以上で発明の効果が得られると判断した場合、比Ｌ／ｈが０．００２５超０．０１５未満である場合に効果が得られることがわかる。以上のように本発明では、粉体反応効率を向上させるために（４）式を満たすようにする必要がある。
【００２８】
続いて、前述の（５）式および（６）式中の溶鋼直上のキャリアガス流速ｖgの算出方法について、図５を参照しながら説明する。溶鋼直上のキャリアガス流速ｖgは直接算出することは困難であるが、影響するパラメータを用いて回帰式を作成し、以下の計算方法により種々パラメータを用いて溶鋼直上のキャリアガス流速ｖgを計算することができる。
【００２９】
ノズル１のスロート部２におけるノズル前圧Ｐ0（Ｔｏｒｒ）は、キャリアガスにＡｒを用いた場合、キャリアガス流量Ｑ（Ｎｍ3／ｍｉｎ）、スロート径Ｄt（ｍ）、ＡｒおよびＯ2のモル質量ＭAr，ＭO2（ｋｇ／ｋｍｏｌ）と以下の（８）式の関係があることが知られている（非特許文献１参照）。また、ノズル前圧Ｐ0はノズル圧損ΔＰ0とノズル出口（雰囲気）の雰囲気圧力Ｐb（Ｔｏｒｒ）とを用いて（９）式で表される。
Ｑ＝１０．８７ＣＤt2・ΔＰ0（ＭAr／ＭO2）0.5        ・・・（８）
Ｐ0＝Ｐb＋ΔＰ0                    ・・・（９）
【００３０】
ここで、Ｃ：流量係数（＝０．９５）である。非特許文献２の記載によれば、ノズル出口での音速Ｕsおよびマッハ数Ｍａは、ノズル出口の圧力Ｐbおよびノズル前圧Ｐ0の関数としてそれぞれ以下の（１０）、（１１）式で表される。また、ノズル出口の流速Ｕeは以下の（１２）式で表される。
Ｕs＝（γｇＲＴgas／Ｍgas）0.5・（Ｐb／Ｐ0）γ-1/2γ  ・・・（１０）
Ｍａ2＝２／（γ−１）・｛（Ｐ0／Ｐb）γ-1/2γ−１｝      ・・・（１１）
Ｕe＝Ｍａ・Ｕs                                          ・・・（１２）
【００３１】
ここで、γ：気体の比熱比、ｇ：重力加速度（９．８ｍ／ｓ2）、Ｒ：気体定数（８４８ｋｇｍ／Ｋ／ｋｇｍｏｌ）、Ｔgas：ガス温度である。ノズルから出たジェットは超音速領域（コア）を形成するためジェットは拡散しないが、コアより下部は亜音速領域であるため、流速が減衰しながら一定の広がり角度で拡散していく。ここで、コアの長さＨp（ｍ）に関して以下の（１３）式が非特許文献３において報告されており、かつコアの幅はランス出口径Ｄeと同等で、コア以下ではジェットが６°の角度で広がると仮定した場合、ジェットにより溶鋼３の直上に形成されるキャビティ径Ｄ（ｍ）は以下の（１４）式で表される。さらに、コア下端のガス流速はランス出口の流速Ｕeに等しく、かつコア下端と湯面間でジェットの運動量が保存されると仮定した場合、キャリアガス流速ｖgは以下の（１５）式で表される。
Ｈp＝０．６０８・（Ｐ0／Ｐe）0.5・Ｄe          ・・・（１３）
Ｄ＝２・（Ｈ−Ｈp）ｔａｎ６°＋Ｄe              ・・・（１４）
ｖg＝Ｄe／Ｄ・Ｕe                              ・・・（１５）
【００３２】
（３．処理条件）
本発明において、転炉等の精錬炉から取鍋に出鋼された溶鋼は、脱酸、合金添加等の成分調整を終えた後、ＲＨ真空脱ガス装置等に代表される精錬容器において溶鋼の処理が実施される。上吹きランスを具備した精錬容器内にて前述の条件を満たす範囲でランス形状、操業条件を設定し、精錬用粉体をキャリアガスとともに上吹きする。ここで、粉体上吹きに用いる上吹きランスの断面形状は必ずしも真円形である必要はない。断面形状が真円以外の場合、スロート径Ｄtおよびノズル出口径Ｄeの値は、断面積から円相当径に換算した値を用いる。また、孔数についても特に限定しないが、孔数が多すぎると孔一つ当たりの前圧が低下して粉体の加速が困難となるため、単孔が望ましい。
【００３３】
一方で、粉体上吹きに用いるキャリアガスの種類は限定しないが、操業安定性、処理コストの観点から、希ガス元素が望ましく、特にＡｒを使用することがより望ましい。また、キャリアガス流量Ｑが大きすぎると真空槽内の雰囲気圧力Ｐbを高真空に維持することが困難となることに加え、キャリアガスジェットによる溶鋼飛散が活発となり設備負荷が大きく増加する。さらに、キャリアガス流量Ｑが大きすぎると、前述したように、ジェットが著しい不足膨張となって威力が大きく減衰し、粉体の加速効果が大幅に減少してしまう。このことから、キャリアガス流量Ｑは２０Ｎｍ3／ｍｉｎ未満とすることが望ましい。さらに、本発明は脱硫に限定せず粉体上吹き処理全般を対象としているため、精錬用粉体は除去する不純物に応じて種類を変更してもよい。
【００３４】
（５．効果の確認方法）
本発明の効果は、粉体反応効率指数にて評価することができる。まず、粉体上吹き処理前後にて溶鋼サンプルを採取し、化学分析に供することで溶鋼中の不純物濃度［％Ｘ］を得る。ここで、後述の実施例の脱硫処理ではＸはＳ（硫黄）であるが、本発明は脱硫処理に限らず様々な不純物の除去に適用し得ることから、例えば脱炭処理ではＸはＣ（炭素）、脱窒処理ではＸはＮ（窒素）である。粉体反応効率は以下の（１６）式の粉体反応効率指数で評価する。
粉体反応効率指数＝ｌｎ（［％Ｘ］上吹き前／［％Ｘ］上吹き後）／粉体原単位
・・・（１６）
【００３５】
ここで、粉体原単位（ｋｇ／ｔｏｎ）は、粉体上吹き処理に使用した粉体総質量を溶鋼質量で除した値である。本発明において、粉体反応効率指数が０．２５以上であったものを発明の効果が得られたと判断できる。
【実施例】
【００３６】
次に、本発明の実施例について説明するが、実施例での条件は、本発明の実施可能性及び効果を確認するために採用した一条件例であり、本発明は、この一条件例に限定されるものではない。本発明は、本発明の要旨を逸脱せず、本発明の目的を達成する限りにおいて、種々の条件を採用し得るものである。
【００３７】
転炉吹錬を終えた溶鋼を取鍋に出鋼した後、取鍋をＲＨ真空脱ガス装置まで搬送し、上吹きランスを具備した真空槽を取鍋内の溶鋼に挿入し、溶鋼を真空槽内に吸引して粉体の上吹き処理を開始した。実施例、比較例はすべて脱硫処理を対象とし、上吹きランスは単孔ラバールランス、上吹きする粉体はＣａＯ、キャリアガスはＡｒ、溶鋼量は２５０ｔｏｎ規模、溶鋼温度は１６００〜１６４０℃とした。粉体の上吹き処理を行う際に、雰囲気圧力Ｐb、スロート径Ｄt、ノズル出口径Ｄe、スロート部の長さｌt、キャリアガス流量Ｑ、ランス高さＨ（ｍ）および浴深ｈ（ｍ）を操作因子として以下の表１のように変化させ、溶鋼表面に形成する凹み深さＬ（ｍ）を算出した。さらに、他の精錬条件は以下の通りとした。
粉体上吹き処理前のＳ濃度［％Ｓ］上吹き前：０．００２５〜０．００３５質量％
粉体上吹き処理前の溶鋼の組成：
Ｃ濃度［％Ｃ］：０．０５〜０．２０質量％
Ｓｉ濃度［％Ｓｉ］：０．０５〜０．３０質量％
Ｍｎ濃度［％Ｍｎ］：０．５０〜１．５０質量％
Ａｌ濃度［％Ａｌ］：０．１０〜０．２０質量％
粉体上吹き処理時間：１０ｍｉｎ
粉体供給速度：１５０ｋｇ／ｍｉｎ
【００３８】
【表１】
2020111775.tif 000003
【００３９】
粉体上吹き処理の前後に溶鋼サンプルを採取し、溶鋼サンプルの一部を化学分析に供することで処理前後のＳ濃度［％Ｓ］を得て、前述の（７）式にて粉体反応効率指数として脱硫ｋ値を算出した。各条件における脱硫における脱硫ｋ値を表２に併せて示す。なお、上述した効果の確認方法に則り、脱硫における粉体反応効率指数（脱硫ｋ値）が０．２５以上で発明の効果が得られたものを実施例、発明の効果が得られなかったものを比較例とした。
【００４０】
【表２】
2020111775.tif 000004
【００４１】
実施例のＣｈ．Ｎｏ．１〜６は、前述の（１）式〜（６）式の条件を全て満たしていたため、発明の効果が特に顕著に得られた。
【００４２】
一方、比較例のＣｈ．Ｎｏ．７〜１２は、必須の条件を一部満たしていなかったため、発明の効果が得られなかったものである。表中の下線は、本発明範囲から外れた数値であることを示している。Ｃｈ．Ｎｏ．７は、雰囲気圧力が１００Ｔｏｒｒ以上であったため、キャリアガスジェットの動圧、流速が大きく減衰したことに加え、雰囲気の空気抵抗が大きくノズル出口噴射後の粉体速度が大きく減速して低下してしまい、発明の効果が得られなかったと考えられる。したがって、粉体の上吹き処理中の雰囲気圧力は必ず１００Ｔｏｒｒ未満とする必要があることが確認できた。
【００４３】
Ｃｈ．Ｎｏ．８は、比ｌt／Ｄtが５．０を下回っていたため、粉体の加速距離が不十分であり、ノズル出口での噴射速度が６０ｍ／ｓを超えることができず、脱硫における粉体反応効率指数が低位であった。したがって、本発明において比ｌt／Ｄtは必ず５．０以上である必要があることが確認できた。
【００４４】
Ｃｈ．Ｎｏ．９および１０は、いずれも（３）式で算出されるノズル圧損ΔＰ0が（２）式における下限値を下回っていたため、ノズルでの粉体の加速が十分になされず加速不足で噴射されたため、脱硫における粉体反応効率指数が低位であった。したがって、（３）式で算出されるノズル圧損ΔＰ0は、必ず（２）式の範囲を満たす必要があることが確認できた。
【００４５】
Ｃｈ．Ｎｏ．１１は、比Ｌ／ｈが（４）式における下限値を下回っていたため、粉体が溶鋼流に十分に乗らず、脱硫における粉体反応効率指数が低位であった。一方、Ｃｈ．Ｎｏ．１２は比Ｌ／ｈが（４）式における上限値を超えていたため、溶鋼流が分断されて粉体が十分に拡散せず、脱硫における粉体反応効率指数が低位であった。したがって、比Ｌ／ｈは必ず（４）式の範囲内である必要があることが確認できた。
【図１】
2020111775.tif 000005
【図２】
2020111775.tif 000006
【図３】
2020111775.tif 000007
【図４】
2020111775.tif 000008
【図５】
2020111775.tif 000009