(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
減圧雰囲気下で、溶鋼に金属アルミニウムを添加した後、該溶鋼に、上流側の小径ノズルと下流側の大径ノズルとが接続された２段ストレートノズルを備えるとともに前記小径ノズルの径ｄ１、前記大径ノズルの径ｄ２および前記大径ノズルの長さＬが下記（１）式および（２）式を満たすＡｌ溶鋼昇温処理用上吹きランスから、酸素ガスを上吹きすることによって前記溶鋼中のＡｌを酸化することを特徴とする溶鋼の昇温方法。
２≦ｄ２／ｄ１≦５          （１）
０．５≦Ｌ／ｄ２≦３        （２）
【請求項２】
前記減圧雰囲気の圧力が１３３０〜１３３００Ｐａであることを特徴とする請求項１に記載の溶鋼の昇温方法。
【請求項３】
前記溶鋼中のＡｌを、Ａｌ２Ｏ３生成に必要な酸素の化学量論的重量と供給重量の比として規定されるＡｌ燃焼効率７０％以上で、酸化する請求項１又は請求項２に記載の溶鋼の昇温方法。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、Ａｌ燃焼効率ηを７０％以上に高く維持することが可能な溶鋼の昇温方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
真空脱ガス処理設備で溶鋼を昇温する方法としては、溶鋼に金属アルミニウムを添加した後、上吹きランスから酸素ガスを供給し、溶鋼に溶解しているAlと酸素との反応熱を熱源とする方法がある。以下、この溶鋼加熱方式をＡｌ溶鋼昇温処理ともいう。
【０００３】
このときに問題となるのは、溶鋼中のMn、Feも同時に酸化され、MnO、FeOとなるおそれがあることである。これらの酸化物は反応サイト付近、すなわち、RH脱ガス装置であれば真空槽内に留まるか、取鍋内の溶鋼中に分散することになる。溶鋼中に分散した酸化物の一部はAlにより還元されるが、大部分の酸化物は、そのまま溶鋼中を浮上し、取鍋上部に存在するスラグ中のMnO、FeO濃度を増加させることになる。
【０００４】
真空槽内に留まったMnO、FeOは、真空槽内壁の耐火物（一般にマグクロれんが）と反応しやすいので、これらの酸化物生成量は真空槽の寿命に大きな影響を与えることになる。
【０００５】
一方、取鍋上部にあるスラグは、脱ガス処理後から鋳込み終了まで取鍋内に残存するものであるから、この間にスラグ中のFeO、MnOとAlとは不可避的に反応しアルミナ系介在物を生成し易い。
鋳込み直前に生成したこのようなアルミナ系介在物は、その多くが溶鋼中に残存しており、鋳込み時のタンディッシュ−モールド間のノズル閉塞や鋼材製品の品質悪化の主原因となり、何らかの対策が必要となる。
この対策としては、溶鋼昇温処理時のAl以外の元素の酸化を極力抑制することが行われる。
【０００６】
特開平8-81712号公報には、Alと上吹きランスから送られた酸素との反応効率を向上させる真空脱ガス方法が提案されている。すなわち、この方法は、粉粒状の発熱材（金属Al）が溶鋼表面に到達する以前に酸素と反応させ、他の元素と酸素との反応を抑制することを特徴とする。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、この方法は、上吹きランスの一方のノズルから金属Alを、他方のノズルから酸素を上吹きする方式であり、金属Alを装入するノズルを閉塞させないようにAl粉粒を相応に小さくせざるを得なく、そのAl細粒化コストが嵩み、さらにその細粒化されたAlを供給するためのキャリアガス（例えば、Arガス）のコストが嵩むという問題もある。
【０００８】
ところで、本発明者らが上記方法を用いて操業を行ったところ、Al燃焼効率η（Al2O3生成に必要な酸素の化学量論的重量と供給重量の比、すなわち、（（処理中Al減少量、kg）×54/48）／（酸素供給量、kg）×100と定義される）は若干向上したもののその程度は小さく、上記のデメリットと併せて考えた場合実用化は困難であるとの結論に達した。
【０００９】
また、特開平4-224613号公報には、減圧下の溶鋼の酸素吹錬で精錬効率を向上させる方法として、上吹きランスのノズル形状を変更する方法が提案されている。同公報に提案のランスは、ノズル形状をストレートタイプまたはラバールタイプに変更できることが基本構成であり、主に脱炭段階ではラバールタイプとし、二次燃焼（生成した一酸化炭素とノズルから供給される酸素との反応）段階ではストレートタイプとすることにより両段階を効率良く行うことができるとしている。しかしながら、このランスでは、Al燃焼効率ηを７０％以上に高く維持することが困難である。
【００１０】
本発明の目的は、Ａｌ燃焼効率ηを７０％以上に高く維持することが可能な溶鋼の昇温方法を提供することにある。
【００１１】
【課題を解決するための手段】
本発明者らは、上吹きランスのノズル形状とAl燃焼効率について検討したところ、下記の知見を得た。
【００１２】
（Ａ）Al燃焼効率ηと湯面におけるジェットの動圧分布とは相関がある。
（Ｂ）ジェットの動圧分布は、上吹きランスのノズル形状により異なる。
本発明は、以上の知見に基づいてなされたもので、その要旨は、下記のとおりである。
【００１３】
（１）減圧雰囲気下で、溶鋼に金属アルミニウムを添加した後、この溶鋼に、上流側の小径ノズルと下流側の大径ノズルとが接続された２段ストレートノズルを備えるとともに前記小径ノズルの径ｄ１、前記大径ノズルの径ｄ２および前記大径ノズルの長さＬが下記（１）式および（２）式を満たすＡｌ溶鋼昇温処理用上吹きランスから、酸素ガスを上吹きすることによって前記溶鋼中のＡｌを酸化することを特徴とする溶鋼の昇温方法。
【００１４】
2≦d2/d1≦5    （１）
0.5≦L/d2≦3     （２）
【００１５】
（２）減圧雰囲気の圧力が１３３０〜１３３００Ｐａであることを特徴とする上記（１）に記載の溶鋼の昇温方法。
（３）溶鋼中のＡｌを、Ａｌ２Ｏ３生成に必要な酸素の化学量論的重量と供給重量の比として規定されるＡｌ燃焼効率７０％以上で、酸化する上記（１）又は（２）に記載の溶鋼の昇温方法。
【００１６】
【発明の実施の形態】
一般に、自由噴流の流れに垂直な面方向（y方向）の動圧変化はガウスの誤差曲線（３）式で近似できる。
【００１７】
P/Pm＝exp[−2・(ln2)・η2]、η＝y/b                   （３）
【００１８】
ここで、Pmはジェットの中心動圧、bは半値幅であり、前者はジェットの強さ、後者はジェットの拡がり幅の指標となる。なお、半値幅とは、ジェットに垂直な面で流速が中心部分の１／２となる位置の中心からの距離と定義される。
発明者らは、ジェットの特性を表すこの２つの指標因子がAl燃焼効率ηに及ぼす影響を調べるため、実機1/10規模の溶鋼試験機で実験した。
【００１９】
図１は、湯面における最大動圧PmとAl燃焼効率ηとの関係を示すグラフである。
図２は、ジェットの半値幅bと、Al燃焼効率ηとの関係を示すグラフである。
【００２０】
図１に示すように、ηは最大動圧Pmの増加に対し、ある臨界値Pmcまでほぼ直線的に増加し、それ以降は最大動圧Pmと無関係にほぼ一定となる。これは、酸素ガスと溶鋼中のAlとの反応（3/2O2＋2Al＝Al2O3）が、ジェットの動圧PmがPmc以下では気相側物質移動律速であり、動圧の増加に伴いηは増加するが、Pmcを超えると溶鋼中Alの物質移動の方が支配的となり、反応速度はジェットの動圧Pmに影響されなくなるためと考えられる。なお、同図より、ここでのPmcは5kPa程度となる。
【００２１】
一方、図２に示すように、ηはbの増加に対しては単調に増加する。bの増加は酸素ガスと溶鋼との接触面積（以下、界面積ともいう）の増加を意味し、これに伴い酸素ガスと溶鋼中のAlとの反応速度が増加するためと考えられる。
【００２２】
これらの結果から、ηを大きくするにはPm、bともに大きくするのがよい。
図３は、同一流量のジェットにおける最大動圧Pmと半値幅bとの関係を模式的に示すイメージ図である。
【００２３】
図３に示すように、同一流量のジェットにおいては、湯面における最大動圧Pmが大きいものほど半値幅bは小さい。
図１〜３で得られた知見から、最大動圧Pmが臨界値Pmcを超え、しかも半値幅bが大きなジェットを形成させるとAl燃焼効率ηを高くできる。
【００２４】
次に、このようなジェットを形成できるノズル形状を探索するため、実機1/10規模の冷間試験機で実験を行った。
試験条件は、雰囲気圧6666Pa（絶対圧）の下、各ランス鉛直下向きに酸素流量を6．67×10-3m3/s一定とし、ランス先端からの距離が0.3mである水平面におけるジェットの動圧を測定した。
【００２５】
試験には図４、５および６に示す３種のノズルを用いた。
図４は、管の途中にスロートを持つ中細ノズル（ラバールノズル）を示す概念図である。
【００２６】
なお、同図に記載の符号は、１：スロート、dt：スロート径、de：ラバールノズル出口径、Ｌｌ：ラバールノズル長さである。
図５は、通常のストレートノズルを示す概念図である。
【００２７】
なお、同図に記載の符号は、２：ストレートノズル、d1：ストレートノズル径、Ｌs：ストレートノズル長さである。
図６は、ストレートノズルの下流側に、該ストレートノズルの径よりも径の大きいストレートノズルを接続したノズル（以下、２段ストレートノズルという）を示す概念図である。
【００２８】
なお、符号は、３：小径ノズル、４：大径ノズル、d1：小径ノズル径、d2：大径ノズル径、Ｌ：大径ノズル長さである。
これら３種のノズルを使用して、各ノズル先端からの距離が0.3m のジェットの進行方向に対して垂直面におけるジェットの動圧分布の比較を行った。
【００２９】
図７は、各ノズルのジェット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、最大動圧Pmはラバールノズル、２段ストレートノズル、ストレートノズルの順に大きく、ジェット界面積の指標である半値幅bはこの逆の傾向を示した。
【００３０】
さらに、このような動圧分布の差がηへ及ぼす影響について実機1/10規模の溶鋼試験機で調査した。
図８は、使用したノズルとＡｌ燃焼効率ηとの関係を示すグラフである。
【００３１】
同図に示すように、ηは２段ストレートノズル：約８０％、ラバールノズル：約６０％、ストレートノズル：４５％となった。
これは、図１および２に示した結果で説明される。すなわち、２段ストレートノズルのηが最も高い値を示した理由は、PmがPmcの5kPaを超えており、かつ、ラバールノズルよりもbの値が大きいためであると推定される。また、ストレートノズルのηが最も低い値を示した理由は、bの値が最も高くても、PmがPmcより遙かに小さいためと推定される。
【００３２】
つまり、２段ストレートノズルでは、湯面における最大動圧Pmを単純タイプのストレートノズルで到達し得ないPmcとすることが可能であり、さらに、ラバールノズルよりも界面積の大きなジェットを形成することが可能であるため、ηをストレートノズルやラバールノズルよりも大きくすることが可能となるものと推定される。
【００３３】
次に、これら３種のノズルでジェットの動圧分布が大きく異なる原因を調査するため、数値流動シミュレーションを実施した。
図９は、ラバールノズルにおけるジェットの動圧分布を概念的に示すイメージ図である。
【００３４】
図１０は、ストレートノズルにおけるジェットの動圧分布を概念的に示すイメージ図である。
【００３５】
図１１は、２段ストレートノズルにおけるジェットの動圧分布を概念的に示すイメージ図である。
図９に示すように、ラバールノズルでは、中心部分のポテンシャルコア５が下流に延び、周囲のガスを巻き込みながら徐々に拡がっていく理想的な噴流を形成しているのがわかる。
【００３６】
これに対し、図１０に示すストレートノズルでは、ガスは出口付近において急激に膨張しており、その直下で中心部分の流速は急激に低下する面６が存在している。一般に、ノズル前圧と雰囲気圧力との差が非常に大きい場合（減圧下の場合等）、ガスは噴出直後に急膨張し、これが原因でマッハディスクと呼ばれる衝撃波が発生することが知られており、この流速が急激に低下する面はマッハディスクに相当すると考えられる。このマッハディスクが原因でストレートノズルでは他の２つのノズルと比べて最大動圧Pmが非常に低いと考えられる。
【００３７】
一方、図１１に示す２段ストレートノズルの動圧分布をみると、下流側の大径ノズルがストレートノズルにみられるガスの急膨張を抑制する機能を果たしていることがわかる。これにより、ノズル出口におけるジェットの減衰が抑制されるので、ストレートよりも高い動圧を実現できると考えられる。
【００３８】
ところで、特開2000-54016号公報には、本発明に類似の２段ストレートノズルが提案されている。同公報記載の２段ストレートノズルはストレートノズルよりも動圧が低いことを利用した発明であり、この点は本発明ノズルの狙いと逆である。同公報に記載の２段ストレートノズルで動圧が低い理由は、「スロート部（本発明ノズルの小径ノズル内に相当）から出た音速酸素ジェットが拡大部（本発明の大径ノズル内に相当）において、膨張しながら前進しようとする際に、衝撃波を発生して圧損が増加するため、ガス通路の出口で圧力が低下する」からであると記載されている。
【００３９】
しかしながら、本発明が対象としている減圧下では、ストレートノズルにおいてノズル出口の縁から膨張波が発生し、さらにこれに起因するマッハディスクと呼ばれる強い衝撃波を含む流れ場が前記の通り形成され、このマッハディスクは流れに垂直に発生しこれが大きいほど下流の動圧は低下する。一方、前記の通り２段ストレートノズルでは、ストレートノズル出口における急激なガス膨張を抑制し下流の動圧を高くすることができる。
【００４０】
従って、本発明で得られた知見と特開2000-54016号公報で示された知見とは、大きな相違がある。
さて、２段ストレートノズルの形状は、ランスの上流側ノズルの径d1と、下流側ノズルの径d2と、下流側ノズルの長さLとの関係式で決められると考えられ、これらの関係式を実機1/10規模の冷間試験機で検討した。
【００４１】
表１に試験に使用したランスのノズル寸法を示す。
【００４２】
【表１】
0003873640.tif 000002
【００４３】
図１２は、表１に記載のグループＡの範囲における、比（d2/d1）と比（Pm/Pms）との関係を示すグラフである。
【００４４】
図１３は、表１に記載のグループＢの範囲における、比（d2/d1）と比（Pm/Pms）との関係を示すグラフである。
なお、図１２および１３に記載のPmsとは径がd1のストレートノズルにおける最大動圧Pmの値を示す
【００４５】
図１２および１３に示すように、比（Pm/Pms）は、比（d2/ d1）が2を境に急激に高くなり、5を境に急激に低くなる。
すなわち、最大動圧Pmを高くするには、比（d2/ d1）を２〜５とするのがよい。好ましくは、３〜４がよい。
【００４６】
図１４は、表１に記載のグループＣの範囲における、比（Ｌ/ d2）と比（Pm/Pms）との関係を示すグラフである。
【００４７】
図１５は、表１に記載のグループＤの範囲における、比（Ｌ/ d2）と比（Pm/Pms）との関係を示すグラフである。
【００４８】
図１４および１５に示すように、比（Pm/Pms）は、比（Ｌ/ d2）が0.5を境に急激に高くなり、3を境に急激に低くなる。
すなわち、最大動圧Pmを高くするには、比（Ｌ/ d2）を0.5〜3とするのがよい。好ましくは、1〜2.5がよい。
【００４９】
このように、径が異なる２つのノズルを長手方向に接続したノズルによって、高いPmを得るためには、比（d2/ d1）または比（Ｌ/ d2）の良好範囲が存在する。
【００５０】
これは、図１１に示した様に、２段ストレートノズルにおいては、下流側の大径ノズルがストレートノズルにおける不足膨張を抑制する働きを持つが、この部分が短すぎる（Lが小さすぎる）、あるいは、太すぎる（d2が大きすぎる）場合その役割が十分に果たせなくなるためである。
【００５１】
ところで、ノズル出口におけるガスの急膨張を抑制するという点では、ラバールノズルが２段ストレートノズルと比較した場合優れるが、Al燃焼効率ηはラバールノズルが２段ストレートノズルと比較した場合に劣る。その理由は、以下の（１）〜（２）の通りである。
【００５２】
（１）操業時の目標雰囲気圧で適正な膨張をするように設計されたラバールノズルでは２段ストレートノズルよりも高いPmが得られるが、その反面bが小さくなる。前記図２に示したように、臨界値Pmcを超えてからはPmの増加に対しηはほぼ一定であり、これよりもbの減少に伴うηの低下の度合いが大きいため、２段ストレートノズルほどのηが得られない。
【００５３】
（２）ランス−湯面間距離を大きくすることで動圧を維持したままbを大きくすることも可能であるが次の点で問題がある。ジェットは湯面に到達するまでに雰囲気ガス（一般にはArガス）を巻き込みながら拡がっていく。よって、湯面到達時のジェットは酸素と雰囲気ガスとが混合した状態にある。当然のことながらランス−湯面間距離が大きいほど雰囲気ガスの巻き込み量は大きく湯面の酸素濃度は低い状態となる。酸素濃度が低すぎると酸素ガスと溶鋼中Alとの反応の駆動力が低下する。したがって、ランス−湯面間距離を過度に大きくしての操業は好ましくない。
【００５４】
一方、ストレートノズルを使用し、ランス−湯面間距離を小さくして適正な動圧分布を形成させるという方法もあるが、ランス−湯面間距離が小さすぎる場合、飛散溶鉄によるランス溶損が起こりやすく、コスト面および安全面で問題となる。
【００５５】
以上の理由により適正なランス−湯面間距離でηを高くできるのは２段ストレートノズルのランスに限られる。
以下の（１）〜（３）に、本発明のランスを270質量ton規模のＲＨ真空脱ガス装置に適用したときの、望ましい小径ノズル径の決め方、望ましい真空槽内の雰囲気圧力およびランス−湯面間距離について述べる。
【００５６】
（１）小径ノズルの径d1 (m)は、下記（４）式から計算されるノズル前圧P0が196,000pa（絶対圧）以上となるように決定するのが望ましい。
P0＝8.14・102×Q／d12     （４）
なお、式中のQは酸素供給速度(m3（標準状態）/s)である。
P0の値が196000Pa未満であると、ノズル内に飛散物が侵入し、ノズルに飛散物が付着しやすく、この場合ジェットの片流れやランスの水漏れ等の問題が発生するおそれがあるからである。
【００５７】
（２）真空槽内の雰囲気圧力は1330Pa以上に制御するのが望ましい。
一般に、ノズル出口におけるガスの膨張は雰囲気圧力が低いほど急激となる。本発明ノズルにおいても、雰囲気圧力が1330Pa未満の場合にはこれが過度となり、結果、湯面における動圧はAl燃焼効率を70%以上とするのに十分な動圧（前述のPmc）に至らない。また、溶鋼昇温処理は脱ガスではないので排気設備のエネルギーコスト抑制の点から雰囲気圧を必要以上に低くするのは望ましくない。
【００５８】
一方、雰囲気圧力の上限は13300Paとするのが望ましい。これは、雰囲気圧力が高すぎると真空槽内の溶鋼量が十分でなく、本発明ノズルで形成される反応効率の高いジェットの場合槽底に到達しこの部分の溶損が問題となるからである。
【００５９】
（３）ランス−湯面間距離は1.5〜4.5mとするのが望ましい。1.5m未満であると、飛散した溶鉄がノズル内に容易に侵入し易くなり、ノズルに付着し易くなるため、ノズル前圧P0が小さい場合と同様に安定操業に支障を来すおそれがあるからである。また、ランス−湯面距離が4.5m超となると、雰囲気ガスの巻き込み量が大きくなり、湯面到達時のジェットの酸素濃度が低下し、酸素ガスと溶鋼中Alとの反応の駆動力が低下するおそれがあり。ランス−湯面距離は4.5m以下が望ましい。
【００６０】
上記（１）〜（３）に本発明のランスを270質量ton規模のＲＨ真空脱ガス装置に適用したときの、望ましい小径ノズル径の決め方等について述べたが、DH脱ガス装置またはVOD装置等にも本発明のランスを使用することが可能である。
【００６１】
【実施例】
図１６は、本実施例を行ったときに使用した溶鋼量270質量ton/chのRH真空脱ガス装置を示す概念図であり、この装置を使用して溶鋼の昇温処理試験を行った。なお、同図に記載の符号は、７：溶鋼、８：スラグ、９：真空槽、１０：取鍋、１１：上吹きランスである。
表２に、溶鋼の昇温処理の操業条件（溶鋼温度、上吹き酸素の供給速度とその総量、真空槽内雰囲気圧、ランス−湯面間距離）を示す。
【００６２】
【表２】
0003873640.tif 000003
【００６３】
表３に、この昇温処理試験に使用した溶鋼の成分濃度（質量％）を示す。
【００６４】
【表３】
0003873640.tif 000004
【００６５】
表４に各試験に使用した上吹きランスのノズル形状と各部の寸法、比（d2/d1）とその評価A、比（L/d2）とその評価B、ならびに処理前後のAl濃度と供給酸素総量から求めたAl燃焼効率η、処理後の取鍋スラグ中のFeO濃度とMnO濃度の増加量の和（質量％）：Δ(FeO+MnO)、および溶鋼の温度上昇量を示す。
【００６６】
【表４】
0003873640.tif 000005
【００６７】
なお、表中の評価Aは比（d2/d1）の値が２以上５以下であれば○、２未満または５超であれば×とした。同様に、評価Bは比（L/d2）の値が０．５以上３以下であれば○、０．５未満または３超であれば×とした。
Δ(FeO+MnO)の値は、溶鋼中の介在物量に大きく影響する因子であり、これが低いほどタンディッシュ−モールド間のノズル詰まりの発生が少なく、かつ製品鋼材の品質も良好となる。ここで、表中のη、Δ(FeO+MnO)および温度上昇の値は、各ランスにおける10ch試験の結果を平均したものである。
【００６８】
比較例１、２のランスは、一般的なラバールノズルおよびストレートノズルをそれぞれ使用し、比較例３、４は、２段ストレートノズルのランスを使用した。
表４に示すように、比較例１のラバールノズルと比較すると、比較例２〜４のηは小さく、比較例２のストレートノズルで最小であった。
これに対し、評価Aおよび評価Bが○の本発明例は、いずれの場合もAl燃焼効率ηが70%以上と高く、比較例１のラバールノズルのランスを凌駕する成績であった。また、本発明例のΔ(FeO+MnO)の値は約5〜10%であり、比較例１〜４の約15〜23%と比べて大きく減少した。
【００６９】
一方、本発明例および比較例の溶鋼温度の上昇は80℃±2℃であり、ノズル形状の差異は特に無かった。
すなわち、本発明例は、溶鋼温度の上昇を80℃±2℃に確保しながら、Al燃焼効率ηを70%以上と高く、しかもΔ(FeO+MnO)の値を約5〜10%に低くすることができた。
【００７０】
【発明の効果】
本発明の溶鋼の昇温方法によれば、従来法と同等の昇温効果でＡｌ燃焼効率を７０％以上の高位にすることが可能となる。その結果、ＦｅＯおよびＭｎＯの生成が抑制され安定操業が可能となり、鋼材品質の悪化原因である鋼中介在物量を低減することが可能となる。また、これら酸化物との反応に起因する耐火物溶損を抑制できる。
【図面の簡単な説明】
【図１】実機1/10規模の溶鋼試験機での湯面における最大動圧PmとAl燃焼効率ηとの関係を示す図である。
【図２】実機1/10規模の溶鋼試験機でのジェットの半値幅bと、Al燃焼効率ηとの関係を示す図である。
【図３】同一流量のジェットにおけるジェットの半値幅bと、湯面における最大動圧Pmとの関係を模式的に示す概念図である。
【図４】管の途中にスロートを持つ中細ノズル（ラバールノズル）を示す概念図である。
【図５】通常のストレートノズルを示す概念図である。
【図６】ストレートノズルの下流側に、さらにストレートノズル径よりも径の大きい大径ノズルを接続したノズルを示す概念図である。
【図７】実機1/10規模の冷間試験機での湯面相当平面における各ノズルの動圧分布を比較した図である。
【図８】実機1/10規模の溶鋼試験機での各ノズルのηを比較した図である。
【図９】数値流動シミュレーションにより求めたラバールノズルのジェット流速分布を模式的に示す図である。
【図１０】数値流動シミュレーションにより求めたストレートノズルのジェット流速分布を模式的に示す図である。
【図１１】数値流動シミュレーションにより求めた２段ストレートノズルのジェット流速分布を模式的に示す図である。
【図１２】表１に記載のグループＡの範囲における、比（d2/ d1）と比（Pm/Pms）との関係を示すグラフである。
【図１３】表１に記載のグループＢの範囲における、比（d2/ d1）と比（Pm/Pms）との関係を示すグラフである。
【図１４】表１に記載のグループＣの範囲における、比（Ｌ/ d2）と比（Pm/Pms）との関係を示すグラフである。
【図１５】表１に記載のグループＤの範囲における、比（Ｌ/ d2）と比（Pm/Pms）との関係を示すグラフである。
【図１６】本実施例を行ったときに使用した溶鋼量270質量ton/chのRH真空脱ガス装置を示す概念図である。
【符号の説明】
dt：スロート径、
de：ラバールノズル径、
Ｌｌ：ラバールノズル長さ、
d1：小径ノズル径、
Ｌs：ストレートノズル長さ、
d2：大径ノズル径、
Ｌ：大径ノズル長さ、
１：スロート、
２：ストレートノズル、
３：小径ノズル、
４：大径ノズル、
５：ポテンシャルコア、
６：マッハディスク、
７：溶鋼、
８：スラグ、
９：真空槽、
１０：取鍋、
１１：上吹きランス。
【図１】
0003873640.tif 000006
【図２】
0003873640.tif 000007
【図３】
0003873640.tif 000008
【図４】
0003873640.tif 000009
【図５】
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【図６】
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【図７】
0003873640.tif 000012
【図８】
0003873640.tif 000013
【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
0003873640.tif 000021