JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）p. 31-35

真空下での上吹き噴流制御による高効率 2 次精錬技術
High Efficiency Secondar y Refining Technology
by Controlling Jet under Vacuum Pressure
奥山悟郎

OKUYAMA GoroJFE スチール

経営企画部

鷲見郁宏

SUMI Ikuhiro

JFE スチール

スチール研究所

海外事業統括室鍋島誠司

NABESHIMA Seiji

水島合金鉄

BN 事業推進部

主任部員（部長）・博士（工学）

環境プロセス研究部長・博士（工学）

主査・博士（工学）要旨
多くの製鋼精錬プロセスでは上吹き酸素が利用されており，その噴流挙動は冶金特性に影響をおよぼす重要な因子である。Ruhrstahl-Hausen（RH）や Vacuum Oxygen Decarburization（VOD）などの真空精錬プロセスにおいても，上吹き酸素噴流が使用されている。本研究では，モデル実験と数値解析により真空雰囲気下での噴流挙動を調査し，その結果をもとにノズル形状や噴流流速を適正化するために有効なモデル式を提案した。本モデルで設計したノズルを 350 t RH の RH-Kawasaki Steelʼs new top blowing（KTB）ランスに適用した。その結果，二次燃焼による溶鋼の昇熱効果が向上し，真空槽内の付着地金量が 80％低減した。これにより，真空槽内の地金除去回数が従来よりも半減し，RH の稼働率が向上した。

Abstract:
In steelmaking, the top-blown oxygen jet is used in many different refining processes, and its behavior is therefore
an important factor in steel refining. The oxygen jet technique is also applied to such vacuum refining processes as
RH and VOD. In this study, jet behavior under reduced pressure was studied by experiments and numericalsimulations. As a result, a useful mathematical model for optimizing the nozzle shape and jet behavior was proposed.
As a result, heating-up effect of molten metal increased by larger post combustion ratio and the amount of scull in thevacuum chamber decreased by 80%, resulting in the reduction of times to remove the scull became half.

1． 緒言

を適正化するために有効なモデル式を提案し，本モデルにより設計したノズルを実機 RH に適用したので報告する。

多くの製鋼精錬プロセスにおいて，上吹き酸素が利用されており，その噴流挙動は冶金特性に影響をおよぼす重要

2． 実験および数値計算方法な因子である。上吹き酸素は，一般的には Laval ノズルを介2.1して超音速噴流となっている。大気圧下での噴流挙動はさ
1-5）

11）

コールドモデル実験方法。近年では数値計算の発展によ

真空雰囲気下での上吹き噴流の動圧を測定するための実り，超音速噴流の数値シミュレーションが実施されてい験装置を図 1 に示す。上吹きノズルは単孔の Laval ノズルをまざまな研究報告がある
6-8）。転炉プロセスでは，多孔ノズルの上吹きランスが使用いた。真空漕内の雰囲気圧力はロータリーポンプにより調用されており，その噴流挙動は非常に複雑であるが，複数整した。ノズルからは窒素ガスを上吹きし，真空槽内に設噴流の相互作用などの影響を含む，複雑な噴流挙動につい置したピトー管および圧力センサーを用いて，噴流の動圧をても数値解析が可能となっている。また，Ruhrstahl-Hausen測定した。実験条件を表 1 に示す。

る（RH）や Vacuum Oxygen Decarburization（VOD）などの真Exp. 1 では，開口比（Ae/At）が 8.3 の単孔 Laval ノズル

空精錬プロセスにおいても，上吹き酸素噴流が使用されてを用いた。本ノズルはガス流量が 29.4 m -norm./hr の時，9-10）

噴流が適正膨張する雰囲気圧力（Pep）は 8.4 kPa となる。

いる。真空雰囲気下における噴流挙動に関する従来研究

3

雰囲気圧力を 4～101 kPa に変化させた条件で噴流の動圧をはあるものの，定量的な解析は十分ではない。
本研究では，モデル実験と数値解析により，真空雰囲気測定し，噴流挙動に及ぼす雰囲気圧力の影響を調査した。

下での噴流挙動を調査した。また，ノズル形状や噴流流速

また，この実験結果から数値計算の有効性を評価した。Exp.
2 ではノズル形状の異なる条件で噴流挙動を調査し，モデル

2016 年 2 月 13 日受付式の有用性を評価した。
－ 31 －Copyright © 2016 JFE Steel Corporation. All Rights Reserved.

真空下での上吹き噴流制御による高効率 2 次精錬技術

図 1 実験装置の模式図
Fig. 1

Schematic view of experimental apparatus

図 2 噴流マッハ数の軸方向（ランス高さ方向）分布
Fig. 2Mach number distribution in the axial direction

Fig. 3

Mach number distribution in the radial direction

表 1 実験条件
Table 1

Experimental conditions
Exp. 1

Exp. 24, 8, 13,40, 101

4

N2 flow rate (m -norm./hr)

29.4

26.4

Throat dia.

(mm)

2.6

3.0

3.0

3.0

3.0

Exit dia.

(mm)

7.5

7.5

6.0

5.0

4.0

Ae/Ar

(−)

8.3

6.3

4.0

2.8

1.8

Pep(kPa)

8.4

8.8

17.631.768.5

Ambient pressure(kPa)32.2

数値計算方法図 3 噴流マッハ数の半径方向分布

数値計算は Exp. 1 と同じ条件で実施した。計算条件を表®

2 に示す。数値流体計算は FLUENT を用いた。
上述のように計算結果と数値計算結果を比較することで，本数値計算の有効性を評価するとともに，噴流流速に及ぼすガス流量の影響を調査するため，ガス流量を変化させたにおける半径方向分布の実験結果と数値計算結果を併せて条件でも計算した。それらの結果を用いて，減圧下での噴示す。マッハ数は噴流の動圧から（1）式を用いて算出した。

流挙動をモデル化した。
g −1

P  gM =  −1g − 1  Pe 

3． 実験および数値計算結果

22…………………… （1）

図 2 および図 3 に Exp. 1 の条件における噴流のマッハ数
雰囲気圧力が低下すると，噴流のポテンシャルコア長さの軸方向（ランス高さ方向）分布およびランス高さ 200 mmが増加し，噴流流速の減衰が抑制されることがわかる。また，計算結果は実験結果と良く一致しており，計算の有効性を

表 2 数値計算条件
Table 2Conditions for numerical simulation示している。
図 4 に Exp. 2 におけるノズルの出口径の異なる条件でのSoftware, Model：Fluent, RSM

Medium：Nitrogen, 300 K

Domain：300 mmf×500 mm

Nozzle：1 hole, Laval nozzle

Nitrogen flow rate：12, 18, 29.4 m -norm./hr

流の膨張状態が変化するため，噴流流速に影響を及ぼしてNozzle diameter：throat 2.6 mm
exit 7.5 mmいることを示している。ノズル形状が定まっている場合は，

Ambient pressure：4, 8, 13, 40, 101 kPa

上で非常に有効なツールである。しかしながら，ノズル形状

JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）

3噴流マッハ数の測定結果を示す。ガス流量とノズルスロート径は同一であるものの，出口径の増加にしたがってマッハ数は増加した。これはノズル形状により，ノズル出口での噴数値計算はそのノズルを使用した時の噴流挙動を調査する－ 32 －

真空下での上吹き噴流制御による高効率 2 次精錬技術

図 5 P0/Pe と噴流の減衰パラメーター K の関係
Fig. 5

図 4 ノズルの出口径の異なる条件での噴流マッハ数
Fig. 4

Relationship between pressure ratio P0/Pe and K

Effects of nozzle exit diameter on Mach numberを設計し，上吹き条件を最適化する場合では多くのケースを計算する必要があり，膨大な時間を要する。そこで，ノズル形状と減圧下での噴流挙動の関係を容易に評価することができるよう，数値計算結果から得られた簡易的な数式を用いて減圧下の噴流流速のモデル化をした。

4． 減圧下の噴流流速のモデル化
ポテンシャルコアの存在するノズルから近い領域では M/M0 は 1 になり，それ以降はノズルからの距離に反比例して

図 6 Pe/P0 と見かけのポテンシャルコア長さ K＋αの関係低下することが知られている。そこで，噴流軸方向のマッハFig. 6数を（2）式と定義した。

MM0=

K

(x / D) − a………………………… （2）Relationship between pressure ratio Pe/P0 and K＋aMtheo は（1）式から算出される理論マッハ数であり，Mlossは理論 M0 と測定された M0 の差を示す。

M0 は数値計算から得られたノズル出口のマッハ数であり，雰囲気圧力とノズルが適正膨張する設計雰囲気圧力の比

ノズル形状や雰囲気圧などの条件により不適正膨張の影響

Pe/Pep が 1 の時，噴流は適正膨張し Mloss は理論的には 0 にを含んでいる。噴流が適正膨張している時のノズル出口にな り，M0 は Mtheo と 等 し く な る。Pe/Pep が 1 で な い 時，おけるマッハ数の理論値は（1）式から得られる。また，KMtheo および数値計算から求めた M0 を用いて（3）式からと a はそれぞれパラメーターであり，噴流の減衰が始まるMloss を算出した。図 7 に Pe/Pep と Mloss の関係を示す。

見かけのポテンシャルコア長さ Lp は（2）式から K＋a となる。
図 5 に P0/Pe と噴流マッハ数の減衰パラメータ K の関係

以上の結果から得られた K，K＋a および Mloss の近似式を下式に示す。

を示す。雰囲気圧力の低下にともなってマッハ数の減衰が2
K＝6.02×10－5×（P0/Pe）＋5.40 ……………… （4）抑制される。
同様に図 6 に Pe/P0 と見かけのポテンシャルコア長さ K＋a の関係を示す。雰囲気圧力の低下にともなってポテンシャ

K＋a－150.4′（Pe/P0）＋27.8 …………………… （5）ルコア長さが増加した。
これらの関係から，減圧下の噴流特性は Pe/P0 を用いてz＝Pe/Pep ……………………………………… （6）示すことが可能であることがわかる。
M0 は上述のように噴流の不適正膨張のため，ノズル出口

2
Mloss＝2.03（z－1），x＜1 ……………………… （7）での膨張状態に影響される。そこで，M0 を（3）式で定義
3－2
2
Mloss＝8.83×10－4（z－1）－2.44×10 （z－1）

した。

－1＋2.34×10 （z－1），1＜z＜7 ………… （8）M0＝Mtheo－Mloss ……………………………… （3）－ 33 －

JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）

真空下での上吹き噴流制御による高効率 2 次精錬技術

が 15 kPa 以下になった時点から上吹き送酸を開始した。
処理中に雰囲気圧力が変化するため，上吹き送酸中の酸素流量が一定でも，噴流の動圧は変化する。図 9 に雰囲気圧力と上述のモデルで算出した鋼浴表面での噴流の動圧の関係を示す。どちらのノズルも雰囲気圧力が低下すると噴流の動圧は増加するものの，ノズルにより雰囲気圧力による噴流動圧の挙動が異なる。Type 1 ノズルは前半の高雰囲気圧力の時は Type 2 ノズルよりも噴流動圧が低位であるが，後半の低雰囲気圧力の時に動圧は増加した。一方で，Type2 ノズルは雰囲気圧力による噴流動圧の変化量は小さくなる。このように，本モデルを活用することで，減圧下での上

図 7 不適正膨張パラメータ Pe/Pep と Mloss の関係
Fig. 7 Relationship between incorrect expansion parameter, Pe/Pep, and Mloss

吹き酸素噴流の挙動を定量的に検討することが可能になった。
図 10 に RH での上吹き送酸中の二次燃焼率の挙動をそれぞれのノズルの動圧挙動と併せて示す。送酸前半は Type 2

図 8 測定結果とモデル式から算出されるマッハ数の比較
Fig. 8 Comparison with observed value and calculated value ofMach number

Exp. 1 および 2 のそれぞれの測定結果と本モデル式から算出されるマッハ数の比較を図 8 に示す。ノズル形状など

図9 雰
 囲気圧力とモデル式で算出した鋼浴表面での噴流の動圧の関係
Fig. 9Relationship between dynamic pressure calculated fromthe jet modelが異なった条件でも，モデルによる計算値は測定値と良い相関が得られている。これらの結果から，数値計算を実施することなく，この噴流モデルによりノズル出口での噴流の不適正膨張の影響を考慮して噴流流速を容易に算出することが可能となった。

4． 本モデルの実機 RH への適用
上述したモデルを用いて 350 t RH-KTB ランスを設計し，上吹き酸素による脱炭処理での実験を実施した。本実験では，Type 1 および Type 2 の形状の異なった Laval ノズルを用いて操業した。また，どちらの操業も送酸速度は同様条件とした。Type 1 はノズル背圧 P0 が 0.86 MPa で，ノズル出口において噴流が適正膨張する雰囲気圧力 Pep が 9 kPa となるノズルである。一方，Type 2 はノズル背圧 P0 が 0.44 MPaで，適正膨張する雰囲気圧力 Pep が 15 kPa である。
RH 処理が開始されると雰囲気圧力は低下し，雰囲気圧力
JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）

図 10 RH 上吹き送酸中の二次燃焼率の挙動と噴流動圧
Fig. 10－ 34 －Post-combustion behavior and dynamic pressure of jet
during RH operation真空下での上吹き噴流制御による高効率 2 次精錬技術

デル実験および数値計算により調査した。
その結果をもとに，ノズル形状や噴流設計を容易に検討するためのモデル式を提案した。本モデルで設計したノズルを 350 t RH の RHKTB ランスに適用した。その結果，二次燃焼による溶鋼の昇熱効果が向上し，真空槽内の付着金量が 80％低減した。
それにより，真空槽内の地金除去回数が従来よりも半減し，RH の稼働率向上につながった。
Nomenclature
Ae：Area of the nozzle exit（m2）
At：Area of the nozzle throat（m2）

図 11 R H 処理開始前 C 濃度と RH 処理中の溶鋼温度低下速度の関係

D：Theoretical nozzle exit diameter（m）

Fig. 11 Relationship between Temperature decreasing rate ofmolten metal during RH operation and C content before
RH

K：Attenuation parameter（－）
M：Mach number（－）
Mo：Mach number at the nozzle exit（－）
Mtheo：Theoretical Mach number at the nozzle exit（－）
Mloss：Difference between Mo and Mtheo（－）
P：Pressure（Pa）
Pe：Ambient pressure（Pa）
Pep：Ambient pressure for correct expansion（Pa）
Po：Backpressure in the nozzle（Pa）
x：Lance height（m）
y：Radial distance from center axis of the jet（m）

図 12 真空槽内付着地金量の比較
Fig. 12a：Core parameter（－）

Comparison of the amount of scull in vacuum chamberの方が酸素噴流の動圧が高く，二次燃焼率は Type2 は低位

g：Ratio of heat capacity（－）
参考文献1）Imai, R.; Kawakami, K.; Miyoshi, S.; Jinbo, S. Nippon Kokan TechnicalReport, Overseas. May, 1968, p. 9.
2）Ito, S.; Muchi, I. Tetsu-to-Hagané. 1969, vol. 55, p. 1152.
3）Shimada, M.; Ishibashi, M.; Morise, H. Seitetsu-Kenkyu. 1969, vol. 266, p.
8855.になる。しかしながら，送酸後半に雰囲気圧力が低下しても，Type 2 の噴流動圧の増加量は小さいため，Type 1 よりも動圧が低位になり二次燃焼率が高くなる。これより上吹き送酸中の Type 2 の二次燃焼率は Type 1 よりも増加した。

4）Naito, K.; Ogawa, Y.; Inomoto, T.; Kitamura, S.; Yano, M. ISIJ Int. 2000,
vol. 40, p. 23.

図 11 に RH 処理開始前 C 濃度と RH 処理中の溶鋼温度低下速度の関係を示す。Type 2 ノズルを使用した場合，Type15）Sumi, I.; Kawabata, R.; Kikuchi, Y.; Igarashi, H.; Nakabayashi, H.;
Kobayashi, N. CAMP-ISIJ. 2001, vol. 14, p. 876.

ノズルよりも溶鋼温度低下速度が低下した。これは，図 116）Sumi, I.; Kawabata, R.; Ishii, T.; Kikuchi, Y. CAMP-ISIJ. 2000, vol. 13, p.
970.
7）Sumi, I.; Kawabata, R.; Kikuchi, Y.; Kohira, S.; Isawa, T. Steel Research.
2003, vol. 74, p. 14.
8）Tago, Y.; Higuchi, Y. ISIJ Int. 2003, vol. 43, p. 209.

で示したように Type2 ノズルを使用した場合は二次燃焼率が高くなるため，二次燃焼による溶鋼の昇熱効果が向上したためである。
図 12 にそれぞれのノズルでの真空槽内の地金付着量の比較を示す。地金付着量は真空槽に設置し，処理毎の真空槽

9）Kotani, Y.; Ikeda, T.; Ishihara, K. Tetsu-to-Hagané. 1976, vol. 62, p. 1795.
10）Naito, K.; Miyamoto, K.; Kitamura, S. CAMP-ISIJ. 2005, vol. 18, p. 164.
11）Sumi, I.; Okuyama, G.; Nabeshima, S.; Matsuno, H.; Kishimoto, Y. ISIJの重量変化から算出した。Type2 ノズルを使用した場合は，Int. 2007, vol. 47, p. 73.

真空槽内の地金付着量は Type1 よりも 80％低減した。これは，Type2 を使用した場合，処理中の二次燃焼率が高くいため付着した地金が再溶解しているだけでなく，処理後半で噴流動圧が小さいため，地金付着量が少ないものと考えられる。これにより，地金除去回数が従来よりも半減した。

5． 結言
二次精錬で利用される減圧下での上吹き噴流の挙動をモ－ 35 －

奥山悟郎

鷲見郁宏

鍋島誠司
JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）

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