JPH0215602B2 - - Google Patents
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- JPH0215602B2 JPH0215602B2 JP19308185A JP19308185A JPH0215602B2 JP H0215602 B2 JPH0215602 B2 JP H0215602B2 JP 19308185 A JP19308185 A JP 19308185A JP 19308185 A JP19308185 A JP 19308185A JP H0215602 B2 JPH0215602 B2 JP H0215602B2
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- steel
- blowing
- molten steel
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- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
- C21C5/00—Manufacture of carbon-steel, e.g. plain mild steel, medium carbon steel or cast steel or stainless steel
- C21C5/005—Manufacture of stainless steel
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
- C21C5/00—Manufacture of carbon-steel, e.g. plain mild steel, medium carbon steel or cast steel or stainless steel
- C21C5/28—Manufacture of steel in the converter
- C21C5/30—Regulating or controlling the blowing
- C21C5/35—Blowing from above and through the bath
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- Engineering & Computer Science (AREA)
- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Manufacturing & Machinery (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
- Carbon Steel Or Casting Steel Manufacturing (AREA)
Description
［産業上の利用分野］
本発明は高マンガン含有鋼の溶製方法に関する
ものである。 ［従来の技術］ 上底吹転炉による高マンガン鋼の溶製方法とし
ては、マンガンを考慮することなく通常の脱炭吹
錬を行い、その後マンガン合金鉄を添加してマン
ガン成分を調整するのが一般的である。しかしこ
の方法では、吹錬末期の［Mn］が低く多量のマ
ンガン合金鉄を使用し経済的でない。高品質の鋼
材の製造を目的に、転炉の装入物に、マンガン鉱
石やマンガン合金鉄を加えて吹錬した例もある
が、吹錬中のマンガンの損失量は大きく、又吹錬
末期の［Mn］値も不安定であつた。本発明に関
る従来の技術として転炉をを含む広範囲な精錬炉
での［Ｃ］の優先酸化を示す理論式として
｛2Qo2／（2Qo2＋Qd）｝｛（QO2／（Ｗ／ｔ）｝但
し、Qo2は酸素流量、Qdは稀釈ガス流量、Ｗは
溶鋼量、ｔは均一混合時間、上式で定義される
ISCOなる変数の報告例（鉄と鋼78−S169）があ
るが、これは上底吹転炉で、［Mn］に対し［Ｃ］
を優先的に酸化させる定量的な吹錬方法を示すも
のではない。 他の従来の技術として、特開昭60−125311に上
底吹吹錬酸素ガスに、アルゴン、窒素、空気及び
水蒸気のうち少なくとも１種の希釈ガスを混入す
ることによりマンガンの回収率を高める吹錬法が
提案されている。しかしこの方法では［Ｎ］含有
の低い鋼を溶製する際には窒素や空気などの安価
な希釈ガスを使用できず、高価なアルゴンガスを
多量に使用することになる。 また特開昭61−104014には、気固酸インジエク
シヨンにより脱Ｐ、Ｓ精錬した温度1300℃以上の
溶銑を上底吹転炉に装入し、O2又はO2を含むガ
スを0.08Nm3／ton・分以上の流量で底吹きしな
がらMn鉱石の還元精錬を実施する方法が提案さ
れている。しかし該方法は精錬中の酸素供給速度
については何等のべられていない。 ［発明が解決しようとする問題点］ 本発明は、上底吹転炉で溶鋼を吹錬する際の、
［Mn］や［Ｃ］の推移と上部からの吹酸量との
相互関係を定量化することを目的としている。更
に具体的には、上底吹転炉で高マンガン鋼を溶製
するに際して、マンガン鉱石を炉内に装入し、脱
炭を行いつつ、マンガン鉱石を還元する吹錬方法
に関するものである。 ［問題点を解決するための手段］ １番目の本発明は、上底吹転炉で、底吹ガス流
量を溶鋼トン当り0.05Nm3／分以上とし、溶鋼ト
ン当り10Kg以上のマンガン鉱石を使用し、1550〜
1750℃の温度範囲の鋼浴に、上部からの吹酸量
Ko2（Ｎm3／分／溶鋼トン）が、4.0以下で且つ次
式で定義されるRIが５〜10になるように吹込み、
マンガンを0.5重量％以上含有する高マンガン鋼
を溶製する方法である。 RI＝（［Mn］／［Ｃ］）×Ko2 但し、 ［Mn］は鋼浴中のマンガンの濃度％ ［Ｃ］は鋼浴中の炭素の濃度％ Ko2は上部からの吹酸量 （以下［Mn］、［Ｃ］、Ko2、及びRIとそれぞれ表
示する）。更に詳しくは、使用する溶銑は、通常
の高炉銑や脱珪、脱リン等の予備処理を行つた高
炉銑を使用する。予備処理を行つた高炉銑の場合
は、少量のスラグで吹錬ができるため、マンガン
鉱石の還元が一層容易である。底吹ガス流量は、
溶鋼トン当り0.05〜0.20Nm3／分が適当である。
マンガン鉱石の使用は、受銑の前に装入してもよ
いし、受銑後に使用してもよい。RIの値は、転
炉の生産負荷状況や操業条件に適合するように、
５〜10の範囲で選定すればよい。上部ランスから
の吹酸は、選定したRI値と、鋼浴の［Ｃ］及び
［Mn］を前式に代入して得られたKo2量を吹き込
む。上記以外は、通常の方法で吹錬を行う。 底吹ガス流量を溶鋼トン当り0.05Nm3／分以上
としたのは転炉内の鋼浴の活発な撹拌運動を確保
するためである。マンガン鉱石の使用量は、溶鋼
トン当り10Kg以上とし、溶鋼温度を1550〜1750℃
の範囲とし、上部からの吹酸量Ko2を上限を4.0
としたが、これ等は本発明を実施する通常の状態
を示したものである。RIを５〜10の範囲で選定
することとしたが、第１図に吹止［Mn］との関
係を図示した。即ち第１図は、170トンおよび280
トンの上底吹転炉で、マンガン鉱石を溶鋼トン当
り37〜80Kg使用し、RI値を変えて［Ｃ］が0.05〜
0.50％になる迄吹錬した場合の、吹止時の［Mn］
を示したものである。第１図から明らかなごと
く、RIが大きくなる程吹止［Mn］が低い値を示
すことをみい出した。RIが５以下となる範囲は、
吹酸量が少なく、従つて吹錬時間が長くなり実用
的でない。溶製する鋼種として、マンガンを0.5
重量％以上含有する高マンガン鋼としたが、これ
は本発明が有利な通常の対象鋼種を示したもので
ある。 次に２番目の本発明を説明すれば溶鋼中の炭素
濃度が低くなると溶鋼中のマンガンの酸化量が急
増するため溶鋼中の炭素濃度の低下に応じて酸素
供給速度を制御することにより、より高いマンガ
ン歩留りが得られることと溶鋼中のマンガン濃度
が高い程マンガン酸化量が多くなるため、マンガ
ン濃度も考慮して酸素供給速度を制御することが
適切であることがわかつた事に基づき、酸素供給
速度と［Ｃ］や［Mn］の推移との相互関係を定
量化することにより上底吹精錬炉でのマンガン回
収率を更に向上させることができる。具体的に
は、マンガンの酸化を極力制御しながら［Ｃ］を
優先的に除去する吹錬法であつて、且つ広範囲に
亘る［Ｃ］と［Mn］の組合せに対処できる吹錬
法であり、最も安価にマンガンの回収率を向上で
きるものである。更に、転炉吹錬終了後に添加し
ていたFe−Mn合金や純Mnを大幅に低減もしく
は皆無にでき、またFe−Mn合金や純Mn添加時
の冷却作用によつて溶鋼温度が低下するので通常
はそれに見合う温度を高くして吹止めていたが、
本発明では添加に伴う温度降下が少ないか又はな
いので転炉吹止温度を低下させることができ転炉
耐火物の負荷を軽減することができるものであ
る。 以下に前記２番目の本発明について詳細に説明
する。 浴面下に羽口を有する上吹精錬炉を用いて含マ
ンガン鋼を溶製するに際し、送酸速度（Ｎm3／
分／溶鋼トン）は4.0以下であり、且つ酸素供給
速度を次式で示されるRIDAS（Mn）の値が1000
以下になるように連続的または段階的に制御して
吹錬する上底吹精錬による高マンガン鋼の溶製方
法である。 RIDAS（Mn）＝［％Mn］・τ／1.73［％Ｃ］2＋0.31［％
Ｃ］・Ko2 但し、 Ko2は酸素供給速度（Ｎm3／分／溶鋼トン） ［％Mn］は鋼浴中のマンガン濃度（重量パーセ
ント） ［％Ｃ］は鋼浴中の炭素濃度（重量パーセント） τは、均一混合時間（sec）で τ＝（Ｈ／0.125）2/3・（ρe／1000）1/3・540（ε〓V
,B＋0.1ε〓V,T）-0.5 ε〓V,B＝6.18QB・TL／VL｛2.3logP2＋ρeH／P2＋（１
−Tn／TL）｝ ε〓V,T＝0.632×10-6cosη／VL・QT 3・Ｍ／n2・d3・ｘ 各記号は下記の如くである。 QBは底吹ガス量（Ｎm2／分） TLは鋼浴温度(K) VLは浴の容積（Ｎm3） ρeは鋼浴密度（Kg／Ｎm3） P2は大気圧（10330Kg／m2） Ｈは浴深（ｍ） Tnはガス温度(I) ηはランス孔開き角度（゜） Ｍはガス分子量 QTは上吹ガス量（Ｎm3／分） ｎはランス孔数 ｄは上孔ランス出口径（ｍ） ｘはランス高さ（ｍ） さらに詳しくは、吹錬過程に応じた炭素・マン
ガン濃度、撹拌力に対してRIDAS（Mn）の値が
1000以下になるように連続的または段階的に制御
するようにKo2量を吹き込めばよい。 Ko2の上限を4.0としたのは、それ以上で吹酸
した場合多量のダスト・スピツテイングを発生す
るため、溶鋼歩留、マンガン歩留の低下を招くか
らである。 一般に精錬工程でのマンガンの酸化ロスは、供
給された酸素によるマンガン酸化速度と、一旦生
成されたマンガン酸化物が、撹拌により鋼浴中に
巻き込まれて反応界面へ供給された［Ｃ］により
再び還元される速度とのかねあいによつて決定さ
れる。ここで供給した酸素のうち脱炭に寄与しな
かつた酸素は、鉄およびマンガンの酸化に消費さ
れることから、マンガンの酸化速度は、酸素供給
速度によつて支配される。またマンガン酸化物の
巻き込みおよび［Ｃ］の反応界面への供給は溶鋼
中の炭素濃度および撹拌力に支配される。またこ
の撹拌力は均一混合時間（τ）で表わすことがで
きる。 したがつて、炭素・マンガン濃度、均一混合時
間、酸素供給速度のパラメータを変化させ適正な
範囲に制御することによりマンガンの酸化は可及
的に制御されると考えられる。 そこで数多くの実験を行い、脱炭とマンガンの
酸化について検討した結果、前述RIDAS（Mn）
の値が1000以下に望ましくは600以下になるよう
にKo2を連続的または段階的に制御して吹き込め
ばマンガンの酸化を極力少なくして脱炭が可能で
あることが判明した。 この結果転炉吹錬終了時のMn濃度を高位に安
定させることができ、精錬炉吹錬終了後に添加し
ていたFe−Mn合金や純Mnを大幅に低減もしく
は皆無にすることが可能である。 第２図に、RIDAS（Mn）とMn回収率の関係を
示す。RIDAS（Mn）の減少とともにMn回収率が
増加、すなわちマンガン酸化量が減少しているこ
とがわかる。 尚精錬時におけるマンガン回収率は、精錬時の
スラグ量によつてもかなり変化する。第３図は、
スラグ原単位とマンガン回収率を示す図であり、
スラグ原単位が増加するほどマンガン回収率が抵
下することがわかる。ここでスラグ原単位は、同
一塩基度（CaO／SiO2）であれば一般に溶銑の
Si量によつて決定される。また精錬終了時の目標
Ｐ濃度が低い濃度を要求される場合においては、
脱Ｐを十分促進させるための確保すべき最低スラ
グ原単位、最低塩基度、スラグ中（％Ｔ−Fe）
が存在するため、むやみにスラグ原単位を低減で
きないことになる。そこで脱Ｐ溶銑を使用するこ
とにより精錬炉での脱Ｐ不可を軽減することがで
き、スラグ原単位の減少が図れるためマンガン回
収率は更に向上する。 また精錬炉において目標Mn濃度が0.7重量％以
上の高マンガン鋼を溶製する場合に、通常脱Ｐ溶
銑のMn濃度が0.20％程度であるため、多量のMn
鉱石を添加して還元する必要が生じる。この場合
Mn鉱石の還元熱を補償するために、熱源として
カーボン源、例えばコークスを添加せざるを得
ず、吹錬時間が延長する。この場合吹錬時間を所
定時間内に収めようとすると、酸素供給速度を増
大するか、Mn鉱石の投入量を削減しなければな
らない。ここで前者ではダスト発生量が増加して
歩留が低下する等の問題が生じ、後者では目標
Mn濃度が得られないため吹錬終了後にFe−Mn
合金や純Mnを使用しなければならず、結局目的
を達成し得ない。このような場合においては、脱
Ｐ処理時にマンガン源をインジエクシヨンもしく
は添加してマンガン分を還元回収した高Mn脱Ｐ
溶銑を使用することにより、精製炉でのマンガン
源使用量を削減でき、効率よく目標を達成し得る
のである。 ［実施例］ (1) 170トンの上底吹転炉で、底吹ガス流量を溶
鋼トン当り0.10Nm3／分に保ち、溶銑予備処理
により、［Si］0.05％、［Ｐ］0.015％に調整した
溶銑170トンとマンガン鉱石7.4トンの鋼浴を、
RI値が10となるKo2量で吹酸を行い、［Ｃ］が
0.5％に達して吹止めた。吹止時の［Mn］は
1.2％で、マンガン鉱石の還元率は78％であつ
た。 (2) 280トンの上底吹転炉で、底吹ガス流量を
0.10Nm3／トン／分に保ち、溶銑予備処理によ
り、［Si］0.05％、［Ｐ］0.015％に調整した溶銑
280トンとマンガン鉱石11トンの装入を行い、
RI値が５となるKo2量で吹酸し、［Ｃ］0.095％
で吹止めた。吹止時の［Mn］は0.9％で、マン
ガン鉱石の還元率は65％であつた。 (3) RIDAS（Mn）の値を1000以下になるように
酸素供給速度を連続的または段階的に制御する
こととしたが、280トン上底吹転炉で本発明を
実施した吹錬例を比較例と共に以下に説明す
る。 第４図に本発明を実施した吹錬例Ａチヤージと
比較例Ｂチヤージの溶鋼［％Ｃ］に対する酸素供
給速度を示す。第４図に示すように本発明を実施
した吹錬例Ａチヤージは溶鋼［％Ｃ］の低下とと
もにRIDAS（Mn）の上限が600を超えないように
酸素供給速度を低下させているが、比較例Ｂチヤ
ージは一定酸素供給速度で脱炭を行つた。 なおこの時の底吹きガス量はＡ、Ｂチヤージ共
0.16Nm3／分／溶鋼トン一定とし、Arを使用して
いる。均一混合時間は、両チヤージ共約37秒であ
る。第１表に吹錬の概要を示す。本発明法である
ＡチヤージのMn回収率は72％と高く、比較例Ｂ
チヤージのそれは30.5％であり、酸素供給速度制
御の効果は明白である。
ものである。 ［従来の技術］ 上底吹転炉による高マンガン鋼の溶製方法とし
ては、マンガンを考慮することなく通常の脱炭吹
錬を行い、その後マンガン合金鉄を添加してマン
ガン成分を調整するのが一般的である。しかしこ
の方法では、吹錬末期の［Mn］が低く多量のマ
ンガン合金鉄を使用し経済的でない。高品質の鋼
材の製造を目的に、転炉の装入物に、マンガン鉱
石やマンガン合金鉄を加えて吹錬した例もある
が、吹錬中のマンガンの損失量は大きく、又吹錬
末期の［Mn］値も不安定であつた。本発明に関
る従来の技術として転炉をを含む広範囲な精錬炉
での［Ｃ］の優先酸化を示す理論式として
｛2Qo2／（2Qo2＋Qd）｝｛（QO2／（Ｗ／ｔ）｝但
し、Qo2は酸素流量、Qdは稀釈ガス流量、Ｗは
溶鋼量、ｔは均一混合時間、上式で定義される
ISCOなる変数の報告例（鉄と鋼78−S169）があ
るが、これは上底吹転炉で、［Mn］に対し［Ｃ］
を優先的に酸化させる定量的な吹錬方法を示すも
のではない。 他の従来の技術として、特開昭60−125311に上
底吹吹錬酸素ガスに、アルゴン、窒素、空気及び
水蒸気のうち少なくとも１種の希釈ガスを混入す
ることによりマンガンの回収率を高める吹錬法が
提案されている。しかしこの方法では［Ｎ］含有
の低い鋼を溶製する際には窒素や空気などの安価
な希釈ガスを使用できず、高価なアルゴンガスを
多量に使用することになる。 また特開昭61−104014には、気固酸インジエク
シヨンにより脱Ｐ、Ｓ精錬した温度1300℃以上の
溶銑を上底吹転炉に装入し、O2又はO2を含むガ
スを0.08Nm3／ton・分以上の流量で底吹きしな
がらMn鉱石の還元精錬を実施する方法が提案さ
れている。しかし該方法は精錬中の酸素供給速度
については何等のべられていない。 ［発明が解決しようとする問題点］ 本発明は、上底吹転炉で溶鋼を吹錬する際の、
［Mn］や［Ｃ］の推移と上部からの吹酸量との
相互関係を定量化することを目的としている。更
に具体的には、上底吹転炉で高マンガン鋼を溶製
するに際して、マンガン鉱石を炉内に装入し、脱
炭を行いつつ、マンガン鉱石を還元する吹錬方法
に関するものである。 ［問題点を解決するための手段］ １番目の本発明は、上底吹転炉で、底吹ガス流
量を溶鋼トン当り0.05Nm3／分以上とし、溶鋼ト
ン当り10Kg以上のマンガン鉱石を使用し、1550〜
1750℃の温度範囲の鋼浴に、上部からの吹酸量
Ko2（Ｎm3／分／溶鋼トン）が、4.0以下で且つ次
式で定義されるRIが５〜10になるように吹込み、
マンガンを0.5重量％以上含有する高マンガン鋼
を溶製する方法である。 RI＝（［Mn］／［Ｃ］）×Ko2 但し、 ［Mn］は鋼浴中のマンガンの濃度％ ［Ｃ］は鋼浴中の炭素の濃度％ Ko2は上部からの吹酸量 （以下［Mn］、［Ｃ］、Ko2、及びRIとそれぞれ表
示する）。更に詳しくは、使用する溶銑は、通常
の高炉銑や脱珪、脱リン等の予備処理を行つた高
炉銑を使用する。予備処理を行つた高炉銑の場合
は、少量のスラグで吹錬ができるため、マンガン
鉱石の還元が一層容易である。底吹ガス流量は、
溶鋼トン当り0.05〜0.20Nm3／分が適当である。
マンガン鉱石の使用は、受銑の前に装入してもよ
いし、受銑後に使用してもよい。RIの値は、転
炉の生産負荷状況や操業条件に適合するように、
５〜10の範囲で選定すればよい。上部ランスから
の吹酸は、選定したRI値と、鋼浴の［Ｃ］及び
［Mn］を前式に代入して得られたKo2量を吹き込
む。上記以外は、通常の方法で吹錬を行う。 底吹ガス流量を溶鋼トン当り0.05Nm3／分以上
としたのは転炉内の鋼浴の活発な撹拌運動を確保
するためである。マンガン鉱石の使用量は、溶鋼
トン当り10Kg以上とし、溶鋼温度を1550〜1750℃
の範囲とし、上部からの吹酸量Ko2を上限を4.0
としたが、これ等は本発明を実施する通常の状態
を示したものである。RIを５〜10の範囲で選定
することとしたが、第１図に吹止［Mn］との関
係を図示した。即ち第１図は、170トンおよび280
トンの上底吹転炉で、マンガン鉱石を溶鋼トン当
り37〜80Kg使用し、RI値を変えて［Ｃ］が0.05〜
0.50％になる迄吹錬した場合の、吹止時の［Mn］
を示したものである。第１図から明らかなごと
く、RIが大きくなる程吹止［Mn］が低い値を示
すことをみい出した。RIが５以下となる範囲は、
吹酸量が少なく、従つて吹錬時間が長くなり実用
的でない。溶製する鋼種として、マンガンを0.5
重量％以上含有する高マンガン鋼としたが、これ
は本発明が有利な通常の対象鋼種を示したもので
ある。 次に２番目の本発明を説明すれば溶鋼中の炭素
濃度が低くなると溶鋼中のマンガンの酸化量が急
増するため溶鋼中の炭素濃度の低下に応じて酸素
供給速度を制御することにより、より高いマンガ
ン歩留りが得られることと溶鋼中のマンガン濃度
が高い程マンガン酸化量が多くなるため、マンガ
ン濃度も考慮して酸素供給速度を制御することが
適切であることがわかつた事に基づき、酸素供給
速度と［Ｃ］や［Mn］の推移との相互関係を定
量化することにより上底吹精錬炉でのマンガン回
収率を更に向上させることができる。具体的に
は、マンガンの酸化を極力制御しながら［Ｃ］を
優先的に除去する吹錬法であつて、且つ広範囲に
亘る［Ｃ］と［Mn］の組合せに対処できる吹錬
法であり、最も安価にマンガンの回収率を向上で
きるものである。更に、転炉吹錬終了後に添加し
ていたFe−Mn合金や純Mnを大幅に低減もしく
は皆無にでき、またFe−Mn合金や純Mn添加時
の冷却作用によつて溶鋼温度が低下するので通常
はそれに見合う温度を高くして吹止めていたが、
本発明では添加に伴う温度降下が少ないか又はな
いので転炉吹止温度を低下させることができ転炉
耐火物の負荷を軽減することができるものであ
る。 以下に前記２番目の本発明について詳細に説明
する。 浴面下に羽口を有する上吹精錬炉を用いて含マ
ンガン鋼を溶製するに際し、送酸速度（Ｎm3／
分／溶鋼トン）は4.0以下であり、且つ酸素供給
速度を次式で示されるRIDAS（Mn）の値が1000
以下になるように連続的または段階的に制御して
吹錬する上底吹精錬による高マンガン鋼の溶製方
法である。 RIDAS（Mn）＝［％Mn］・τ／1.73［％Ｃ］2＋0.31［％
Ｃ］・Ko2 但し、 Ko2は酸素供給速度（Ｎm3／分／溶鋼トン） ［％Mn］は鋼浴中のマンガン濃度（重量パーセ
ント） ［％Ｃ］は鋼浴中の炭素濃度（重量パーセント） τは、均一混合時間（sec）で τ＝（Ｈ／0.125）2/3・（ρe／1000）1/3・540（ε〓V
,B＋0.1ε〓V,T）-0.5 ε〓V,B＝6.18QB・TL／VL｛2.3logP2＋ρeH／P2＋（１
−Tn／TL）｝ ε〓V,T＝0.632×10-6cosη／VL・QT 3・Ｍ／n2・d3・ｘ 各記号は下記の如くである。 QBは底吹ガス量（Ｎm2／分） TLは鋼浴温度(K) VLは浴の容積（Ｎm3） ρeは鋼浴密度（Kg／Ｎm3） P2は大気圧（10330Kg／m2） Ｈは浴深（ｍ） Tnはガス温度(I) ηはランス孔開き角度（゜） Ｍはガス分子量 QTは上吹ガス量（Ｎm3／分） ｎはランス孔数 ｄは上孔ランス出口径（ｍ） ｘはランス高さ（ｍ） さらに詳しくは、吹錬過程に応じた炭素・マン
ガン濃度、撹拌力に対してRIDAS（Mn）の値が
1000以下になるように連続的または段階的に制御
するようにKo2量を吹き込めばよい。 Ko2の上限を4.0としたのは、それ以上で吹酸
した場合多量のダスト・スピツテイングを発生す
るため、溶鋼歩留、マンガン歩留の低下を招くか
らである。 一般に精錬工程でのマンガンの酸化ロスは、供
給された酸素によるマンガン酸化速度と、一旦生
成されたマンガン酸化物が、撹拌により鋼浴中に
巻き込まれて反応界面へ供給された［Ｃ］により
再び還元される速度とのかねあいによつて決定さ
れる。ここで供給した酸素のうち脱炭に寄与しな
かつた酸素は、鉄およびマンガンの酸化に消費さ
れることから、マンガンの酸化速度は、酸素供給
速度によつて支配される。またマンガン酸化物の
巻き込みおよび［Ｃ］の反応界面への供給は溶鋼
中の炭素濃度および撹拌力に支配される。またこ
の撹拌力は均一混合時間（τ）で表わすことがで
きる。 したがつて、炭素・マンガン濃度、均一混合時
間、酸素供給速度のパラメータを変化させ適正な
範囲に制御することによりマンガンの酸化は可及
的に制御されると考えられる。 そこで数多くの実験を行い、脱炭とマンガンの
酸化について検討した結果、前述RIDAS（Mn）
の値が1000以下に望ましくは600以下になるよう
にKo2を連続的または段階的に制御して吹き込め
ばマンガンの酸化を極力少なくして脱炭が可能で
あることが判明した。 この結果転炉吹錬終了時のMn濃度を高位に安
定させることができ、精錬炉吹錬終了後に添加し
ていたFe−Mn合金や純Mnを大幅に低減もしく
は皆無にすることが可能である。 第２図に、RIDAS（Mn）とMn回収率の関係を
示す。RIDAS（Mn）の減少とともにMn回収率が
増加、すなわちマンガン酸化量が減少しているこ
とがわかる。 尚精錬時におけるマンガン回収率は、精錬時の
スラグ量によつてもかなり変化する。第３図は、
スラグ原単位とマンガン回収率を示す図であり、
スラグ原単位が増加するほどマンガン回収率が抵
下することがわかる。ここでスラグ原単位は、同
一塩基度（CaO／SiO2）であれば一般に溶銑の
Si量によつて決定される。また精錬終了時の目標
Ｐ濃度が低い濃度を要求される場合においては、
脱Ｐを十分促進させるための確保すべき最低スラ
グ原単位、最低塩基度、スラグ中（％Ｔ−Fe）
が存在するため、むやみにスラグ原単位を低減で
きないことになる。そこで脱Ｐ溶銑を使用するこ
とにより精錬炉での脱Ｐ不可を軽減することがで
き、スラグ原単位の減少が図れるためマンガン回
収率は更に向上する。 また精錬炉において目標Mn濃度が0.7重量％以
上の高マンガン鋼を溶製する場合に、通常脱Ｐ溶
銑のMn濃度が0.20％程度であるため、多量のMn
鉱石を添加して還元する必要が生じる。この場合
Mn鉱石の還元熱を補償するために、熱源として
カーボン源、例えばコークスを添加せざるを得
ず、吹錬時間が延長する。この場合吹錬時間を所
定時間内に収めようとすると、酸素供給速度を増
大するか、Mn鉱石の投入量を削減しなければな
らない。ここで前者ではダスト発生量が増加して
歩留が低下する等の問題が生じ、後者では目標
Mn濃度が得られないため吹錬終了後にFe−Mn
合金や純Mnを使用しなければならず、結局目的
を達成し得ない。このような場合においては、脱
Ｐ処理時にマンガン源をインジエクシヨンもしく
は添加してマンガン分を還元回収した高Mn脱Ｐ
溶銑を使用することにより、精製炉でのマンガン
源使用量を削減でき、効率よく目標を達成し得る
のである。 ［実施例］ (1) 170トンの上底吹転炉で、底吹ガス流量を溶
鋼トン当り0.10Nm3／分に保ち、溶銑予備処理
により、［Si］0.05％、［Ｐ］0.015％に調整した
溶銑170トンとマンガン鉱石7.4トンの鋼浴を、
RI値が10となるKo2量で吹酸を行い、［Ｃ］が
0.5％に達して吹止めた。吹止時の［Mn］は
1.2％で、マンガン鉱石の還元率は78％であつ
た。 (2) 280トンの上底吹転炉で、底吹ガス流量を
0.10Nm3／トン／分に保ち、溶銑予備処理によ
り、［Si］0.05％、［Ｐ］0.015％に調整した溶銑
280トンとマンガン鉱石11トンの装入を行い、
RI値が５となるKo2量で吹酸し、［Ｃ］0.095％
で吹止めた。吹止時の［Mn］は0.9％で、マン
ガン鉱石の還元率は65％であつた。 (3) RIDAS（Mn）の値を1000以下になるように
酸素供給速度を連続的または段階的に制御する
こととしたが、280トン上底吹転炉で本発明を
実施した吹錬例を比較例と共に以下に説明す
る。 第４図に本発明を実施した吹錬例Ａチヤージと
比較例Ｂチヤージの溶鋼［％Ｃ］に対する酸素供
給速度を示す。第４図に示すように本発明を実施
した吹錬例Ａチヤージは溶鋼［％Ｃ］の低下とと
もにRIDAS（Mn）の上限が600を超えないように
酸素供給速度を低下させているが、比較例Ｂチヤ
ージは一定酸素供給速度で脱炭を行つた。 なおこの時の底吹きガス量はＡ、Ｂチヤージ共
0.16Nm3／分／溶鋼トン一定とし、Arを使用して
いる。均一混合時間は、両チヤージ共約37秒であ
る。第１表に吹錬の概要を示す。本発明法である
ＡチヤージのMn回収率は72％と高く、比較例Ｂ
チヤージのそれは30.5％であり、酸素供給速度制
御の効果は明白である。
【表】
［発明の効果］
本発明は、上底吹転炉で、［Mn］の酸化を防
止しつつ、［Ｃ］を優先的に酸化除去する吹酸方
法の研究を基礎とするものであるが、本発明の結
果、上底吹転炉で高マンガン鋼を溶製するに際し
て、マンガン鉱石を炉内に装入し、脱炭を行いつ
つマンガン鉱石を還元し、従つてフエロマンガン
の使用量を節減できる、安定した新吹錬方法が可
能となつた。 本発明は、上記のごとくマンガンの酸化還元を
律する、［Ｃ］と吹酸量の関係に基ずくものであ
り、従つて、本発明の対象ではないが、高品質の
鋼材の製造を目的に、フエロマンガン等を装入し
た鋼浴を吹錬する際に、マンガン損失を少なくす
る吹酸方法としても使用出来る。又本発明は、鋼
浴を高マンガンレベルに維持して吹錬を行うた
め、高品質の溶鋼を製造する吹錬方法としても適
切である。
止しつつ、［Ｃ］を優先的に酸化除去する吹酸方
法の研究を基礎とするものであるが、本発明の結
果、上底吹転炉で高マンガン鋼を溶製するに際し
て、マンガン鉱石を炉内に装入し、脱炭を行いつ
つマンガン鉱石を還元し、従つてフエロマンガン
の使用量を節減できる、安定した新吹錬方法が可
能となつた。 本発明は、上記のごとくマンガンの酸化還元を
律する、［Ｃ］と吹酸量の関係に基ずくものであ
り、従つて、本発明の対象ではないが、高品質の
鋼材の製造を目的に、フエロマンガン等を装入し
た鋼浴を吹錬する際に、マンガン損失を少なくす
る吹酸方法としても使用出来る。又本発明は、鋼
浴を高マンガンレベルに維持して吹錬を行うた
め、高品質の溶鋼を製造する吹錬方法としても適
切である。
第１図は、上底吹転炉でのRI値と吹止［Mn］
の関係を示す図である。第２図は、RIDAS（Mn）
とMn回収率の関係を示す図、第３図はスラグ原
単位とMn回収率を示す図、第４図は本発明と比
較例の酸素供給パターンを示した図である。
の関係を示す図である。第２図は、RIDAS（Mn）
とMn回収率の関係を示す図、第３図はスラグ原
単位とMn回収率を示す図、第４図は本発明と比
較例の酸素供給パターンを示した図である。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 上底吹転炉で底吹ガス流量を溶鋼トン当り
0.05Nm3／分以上とし、溶鋼トン当り10Kg以上の
マンガン鉱石を使用し、1550〜1750℃の温度範囲
の鋼浴に、上部からの吹酸量Ko2（Ｎm3／分／溶
鋼トン）が、4.0以下で且つ次式で定義されるRI
の値が５〜10になるように吹込み、マンガンを
0.5重量％以上含有する高マンガン鋼を溶製する、
上底吹転炉による高マンガン鋼の溶製方法。 RI＝（［Mn］／［Ｃ］）×Ko2 但し、 ［Mn］は鋼浴中のマンガンの濃度％ ［Ｃ］は鋼浴中の炭素の濃度％ Ko2は上部からの吹酸量とする。 ２ 上底吹転炉で、含マンガン鋼を溶製するに際
し、酸素供給速度（Ｎm3／分／溶鋼トン）は4.0
以下であり、且つ次式で示されるRIDAS（Mn）
の値が1000以下になるように連続的または段階的
に制御することを特徴とする高マンガン鋼の溶製
方法。 RIDAS（Mn）＝［％Mn］・τ／1.73［％Ｃ］2＋0.31［％
Ｃ］・Ko2 但し、 Ko2は酸素供給速度（Ｎm3／分／溶鋼トン） ［％Mn］は鋼浴中のマンガン濃度（重量パーセ
ント） ［％Ｃ］は鋼浴中の炭素濃度（重量パーセント） τは均一混合時間（秒）
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP19308185A JPS6254010A (ja) | 1985-09-03 | 1985-09-03 | 高マンガン鋼の溶製方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP19308185A JPS6254010A (ja) | 1985-09-03 | 1985-09-03 | 高マンガン鋼の溶製方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6254010A JPS6254010A (ja) | 1987-03-09 |
| JPH0215602B2 true JPH0215602B2 (ja) | 1990-04-12 |
Family
ID=16301902
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP19308185A Granted JPS6254010A (ja) | 1985-09-03 | 1985-09-03 | 高マンガン鋼の溶製方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6254010A (ja) |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP6252182B2 (ja) * | 2014-01-09 | 2017-12-27 | 新日鐵住金株式会社 | 転炉における酸化マンガン還元方法 |
-
1985
- 1985-09-03 JP JP19308185A patent/JPS6254010A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS6254010A (ja) | 1987-03-09 |
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Legal Events
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|---|---|---|---|
| EXPY | Cancellation because of completion of term |