JPH01142009A - 製鋼方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 〈産業上の利用分野〉 この発明は、全製鋼工程を通じての造滓剤（生石灰等）
使用量を極力抑えつつ高能率脱燐を行うと共に、精錬剤
としてマンガン鉱石（鉄−マンガン鉱石も含む）を利用
し、かつそれを最大限に溶融還元して転炉における精錬
終点［Ｍｎ］濃度を上昇させることにより、品質の良好
な綱をコスト安く溶製する方法に関するものである。

〈背景技術〉 近年、低燐鋼をより一層低いコストで安定溶製する手段
の開発を目指して様々な研究がなされるようになったが
、このような状況の中で、最近では製鋼トータルコスト
のミニマム化や低燐鋼の安定溶製に関し次のような溶銑
の予備脱燐法、即ち、（ａ）トーピード内の溶銑に生石
灰系のフラックス又はソーダ灰をインジェクションする
ことで予備脱燐を行う方法。

（ｂｌ　　取鍋内の溶銑に生石灰系のフラックスをイン
ジェクションしたりブラスティング（吹き付け）するこ
とで予備脱燐を行う方法。

（Ｃ１高炉鋳床樋中の溶銑に生石灰系のフラックスをブ
ラスティングして予備脱燐を行う方法。

が提案され、一部実用化もなされるようになった。

しかし、前記（ａ）及び中）の方法では脱燐を“脱燐剤
の浮上過程で進行する反応（トランジトリ−・リアクタ
ー・リアクション）″に幀るため脱燐フラックスの利用
効率が必ずしも良くなく、また処理時間が長くかかる分
だけ処理時の抜熱が大きくなって溶銑温度が低下すると
言う問題があり、−方、前記（Ｃ１の方法では脱燐処理
が高炉から出銑された直後の溶銑に施されることがら脱
燐処理温度が約１４００℃と高く、従って到達Ｐ含有量
が十分に満足できるレベルになり難いとの指摘がなされ
ていた。

その上、溶銑脱燐フラックスとして生石灰等を用いる場
合には、その後の転炉吹錬で使用される生石灰等の量を
も合わせて考えると、前記何れの方法も、“予備脱燐工
程を省いて転炉のみでの脱燐を行う方法”に比べて必要
造滓剤量（生石灰等の量）の低減効果はそれほど顕著で
あるとは言えなかった。

そこで、上記状況を踏まえた本発明者等は、先に、第３
図で略示されるような［上下両吹き機能を有した２基の
転炉形式の炉を使用するとともに、そのうちの一方を脱
燐炉１、他方を脱炭炉２とし、前記脱燐炉１内へ注入し
た溶銑３に前記脱炭炉２で発生した転炉滓４を主成分と
する精錬剤の添加を行い、攪拌ガス吹き込みノズル５に
よる底吹きガス攪拌を実施しつつランス６より酸素ガス
を上吹きして脱燐炉１の溶銑３の温度を１４００℃以下
に保ちながら溶銑脱燐を行った後、得られた脱燐溶銑を
脱炭炉２にて脱炭並びに仕上脱燐することにより、極め
て少ない量の造滓剤でもって通常燐レベルの鋼或いは低
燐鋼を作業性良く低コストで製造し得るようにした製鋼
方法」 を確立し、特願昭６１−１３２５１７号として提案した
。

なお、本発明者等が先に提案した上記発明は、［全製鋼
工程を通じての造滓剤の必要量はスラグとメタルとを向
流的に接触させる“スラグ−メタル向流精錬”によると
きが最も少なくて良いが、実際上は該向流精錬の完全な
実現は殆ど不可能であり、現状において最も労少なべ造
薄剤の使用量を抑え得る可能性を秘めた製鋼手□段とし
て挙げ得るものは、脱燐工程を２段階に分餉し、その下
工程で発生するスラグを上土程の脱燐剤と”して使用す
る方法以外に見当たらない」との認識の下に、該“転炉
滓再利用による製鋼法”に藺じ、作業安定性、脱燐効率
或いは設備コスト等の面での問題点解消を目指した研究
による次の知見事項′（Ａ）〜（Ｆ）、即ち、 （＾）溶銑の脱燐処理においては脱燐効率からみて処理
温度を出来るだけ低くする方が良いが、該温度が余りに
低くなり過ぎると次工程での不都合を引き起こす上、処
理後スラグへの粒鉄ロスが多くなると言う問題が生じる
ので、該温度は１２００〜１４００℃、好ましくは１３
０〇〜１３５０℃程度が最も良好である。しかし、実際
作業では脱燐剤の添加そのものが処理温度を低下する大
きな要因となるので上記温度を保持するのは極めて困難
であるが、脱燐処理時に少量の酸素ガスを吹き込むこと
によって前記処理温度が安定かつ容易に維持される。

（ｉ３）　　フラックスの脱燐能を十分に発揮せしめて
脱燐能率を上げるには、上述のような処理温度の調整も
さることながら、脱燐平衡状態を達成するための十分な
攪拌を欠くことができないが、高温の溶銑を高能率脱燐
するに十分満足できる効率の良い攪拌を短時間に実現す
るためには、−処理容器底部から吹き込まれるガスによ
るガス攪拌が最も好ましい。

（Ｃ）　　加えて、効率の良い脱燐処理を行うためには
処理容器にスラグフォーミングのための十分なフリーボ
ード（場面から容器上端までの距離）が必要である。

（Ｄ）　　スラグによる処理容器耐火物の溶損を軽減し
て脱燐作業能率を上げるためには、塩基性ライニングの
使用が好ましい。

（Ｅ）２段階脱燐工程を含む製鋼法において脱燐作業能
率を上げるためには処理容器からの排滓能率を無視する
ことができず、排滓が容易な処理容器の使用を欠かせな
い。

（Ｆ）　　高品質鋼を作業性良く量産するためには十分
な排ガス処理設備（集塵＊＞が必要である。

（Ｇ）　　これらの条件を考慮すると、溶銑脱燐処理容
器としては転炉形式の炉、それも炉底から攪拌ガスを導
入できる上下両吹き機能を有した複合吹錬転炉が理想的
であり、これを使用して前述した“２段階脱燐工程を含
む製鋼法”を実施すると、全製鋼工程を通じての造滓剤
の使用量が極く少なくても十分に効率の良い脱燐がなさ
れ、高品質鋼を作業能率良く量産できる。

を基に完成されたものである。

そして、この本発明者等が先に提案した方法は、使用造
滓剤量を極力抑えた低コスト操業でもって低燐鋼を安定
して製造することができ、高品質鋼を安価に提供する上
で極めて有利であった。

しかも、該提案は、転炉精錬（脱炭炉精錬）の際にＭｎ
鉱石を投入し、精錬時の［Ｍｎ］　ロスの軽減や溶鋼［
Ｍｎ］上昇を図ることをも示唆しており、高Ｍｎ鋼を溶
製する場合でも非常に有益なものであった。

特に、近年、厚板鋼材の品質安定化と低コスト化要求が
強まってきたことに対処し、高Ｍｎ鋼をできるだけ低い
価格で溶製しようとの研究が盛んに行われており、これ
らのうちの最も有効な手段として“転炉内の溶銑にマン
ガン鉱石を投入して酸素吹錬を行うことで終点［Ｍｎ］
　？Ｆｊｓ度を上昇させる転炉精錬方法”が挙げられる
が、上記提案の方法によって造滓剤使用量の低減が可能
となり、このことによってマンガン鉱石投入による溶鋼
［Ｍｎ］上昇をより効果的に行うことが可能となったの
である。

ただ、上記提案の方法では、マンガン鉱石の添加を脱炭
炉で行うことを主眼とし、これによって脱炭炉終点の［
Ｍｎ］濃度を上昇させることが大きな狙いであり、脱燐
炉でのマンガン鉱石の添加にはそれほど重きを置いたも
のではなく、〔転炉滓十酸化鉄十蛍石〕を主成分とする
脱燐精錬剤に所望により添加する副次的なものでしかな
かった。

そして、この時の脱炭炉でのマンガン鉱石添加可能量は
“脱燐銑の温度と溶銑［Ｃ］濃度”及び“脱炭炉終点温
度と溶鋼［Ｃ］Ｎａ度”によって決定されるものであり
、従って、実際には添加主体となる脱炭炉でのマンガン
鉱石添加可能量も精々溶鉄トン当り１５〜２０ｋｇ程度
に過ぎず、脱炭炉終点［Ｍｎ］濃度も０．７〜０．９重
量％程度にしかならないものであった。

これに対して、高めのＭｎ含有量が要求される製品の［
Ｍｎ］濃度は１．５重量％程度とかなり高いものが多（
、そのため足りない分はやはり高価なフェロマンガン等
の添加で補う必要があり、本発明者等が先に提案した上
記方法は、このような観点からすれば今−歩物足りない
点のあることがその後の検討によって強く認識されるに
至ったのである。

即ち、精錬後のフェロマンガン添加量を減らし＝８− て高Ｍｎ鋼の製造コストをより低減するためには脱炭炉
終点［Ｍｎ］　濃度を更に上げることが必要であるが、
前述した理由によりマンガン鉱石の添加・溶融還元可能
量に限界があることから、単に脱炭炉でのマンガン鉱石
添加量を増やす策は採用することができなかった。

もっとも、溶銑予備処理による脱燐銑にマンガン鉱石を
投入しＭ　ｎｔＲ度の高い溶鋼を転炉精錬（転炉を１基
だけ使用した通常の精錬）する際の終点［Ｍｎ］　ｉ１
！度をより一層向上させる手段として、コークスのよう
な炭材を添加するのが有効である事実も知られてはいる
。しかしながら、この方法を先に提案した方法での脱炭
精錬に適用したとしてもコークス使用による費用増を招
くばかりか、吹込み酸素費用も上昇し、吹錬時間の延長
（生産性の低下につながる）、コークスからの［Ｓ］上
昇。

コークスからの脈石上界、脈石を中和するために添加す
る生石灰量の上昇、脈石及び生石灰量上昇の結果として
のスラグ量増大によるマンガン鉱石還元歩留の低下等が
生じ、成る程度のコスト低減−効果は認められるものの
、コークスを添加せずにマンガン鉱石を添加して溶融還
元する場合と同じ［Ｍｎｌ上昇量で比較すると、コーク
ス使用時の便益が小さくなるのを否定できなかった。

〈問題点を解決するための手段〉 そこで、本発明者等は、上下両吹き機能を有した２基の
転炉形式の炉のうちの一方を脱燐炉、他方を脱炭炉とし
て溶銑の精錬を行うと言う先に提案した製鋼方法の利点
を生かし、かつ前述した不利を伴うコークスの添加手段
によることなく脱炭炉での終点［Ｍｎ］　９１１度を効
果的に上昇させることが可能な、“能率が良くて製造コ
ストの安い製鋼方法”を見出すべく研究を続けたところ
、更に次のような知見が得られた。即ち、 （ａ）　　先に提案した方法では脱燐炉でのマンガン鉱
石添加を必須とはしなかったが、その脱燐炉でもマンガ
ン鉱石を必須の精錬剤として吹錬を行うと、このマンガ
ン鉱石も脱燐のための酸化剤として十分に作用する上、
脱燐炉で脱燐された溶銑の［Ｍｎ］　ｔｌｌｆｆ度を最
大限に高めることが簡単に可能となる。そして、この高
［Ｍｎ］　ｔＭ＝度の脱燐銑に更にマンガン鉱石を含む
造滓剤を投入して脱炭炉で精錬すると、極力少ない造滓
剤使用量の下で低燐でかつ［Ｍｎ］　？１度の高い鋼を
コスト安く高能率で安定溶製することが可能となること
、 （ｂｌ　　一般に溶銑脱燐用の精錬剤（フラックス）は
、生石灰、酸化鉄及び蛍石を主成分としていて、酸化鉄
は不可欠な成分とされており、本発明者等が先に提案し
た方法においても「スラグ中のＦｅＯを確保し脱燐を促
進するため、脱燐炉で添加する精錬剤（脱燐剤）中に酸
化鉄を含ませることが不可欠である」と認識されていた
（従って脱燐剤は〔転炉滓＋酸化鉄＋蛍石〕を主成分と
するものが良好とされていた）が、この場合、脱燐剤と
して酸化鉄を含まない〔転炉滓＋マンガン鉱石〕、或い
はこれに蛍石を配合したものを使用してもマンガン鉱石
が酸化鉄の代替剤として有効に作用し良好な脱燐が進行
すること、 （Ｃ１従って、転炉滓以外の必須成分であった酸化鉄に
代えてマンガン鉱石を含む精錬剤を脱燐炉での脱燐剤と
して使用すれば、酸化鉄添加に要する費用が削減された
上で十分に良好な脱燐を進行させることができく勿論、
マンガン鉱石は脱燐促進作用に加え、それ自身が［Ｃ］
等で還元されて脱燐銑の［Ｍｎ］をも効果的に上昇させ
る作用を発揮する）、この点からの製造コスト低減効果
も確保されること、 （ｄ）　　これらの結果、その後の脱炭炉精錬での終点
［Ｍｎ］がより高くなり（脱炭炉のみでマンガン鉱石添
加吹錬を行う場合の限界値よりも遥かに高い終点［Ｍｎ
］濃度が得られる）、マンガン合金鉄の顕著な節減が可
能となること。

この発明は、上記知見に基づいてなされたものであり、 「第１図に示される如く、上下両吹き機能を有した２基
の転炉形式の炉のうちの一方を脱燐炉ｌ、他方を脱炭炉
２として溶銑の精錬を行う製鋼方法において、前記脱燐
炉１内へ注入した溶銑３に前記脱炭炉２で発生した転炉
滓４及びマンガン鉱石（ここでは“鉄−マンガン鉱石”
を含めて“マンゴン鉱石”と総称する）を主成分とする
精錬剤を添加し、攪拌ガス吹込みノズル５による底吹き
ガス攪拌を行いつつ、ランス６より酸素ガスを上吹きし
て溶銑温度を１４００℃以下に保ちながら溶銑脱燐と溶
銑［Ｍｎ］の上昇を行う工程と、得られた脱燐溶銑に通
常造滓剤とマンガン鉱石とを投入して脱炭炉２で精錬し
、溶銑の脱炭と溶鉄の精錬終点［Ｍｎ］の上昇を図る工
程とを含ませることにより、極めて少ない量の造滓剤で
もって低い燐レベルで、しかも高い［’Ｍｎ］”含有量
の高品質鋼を作業性良く低コストで製造し得るようにし
た点」に特徴を有するものである。

脱燐炉での処理温度を１４００℃以下に調整する理由□
は、溶銑処理温度がこれよりも高くなると脱炭ばかりが
進行してスラグ中の酸化剤量が低くなると共に、熱力学
的にも１４００℃以上では脱燐が悪化することにある。

しかし、余りに低温になるとスラグへの粒鉄ロスが増加
するほか、その後の脱炭炉にて溶鋼中の［Ｍｎ］　’１
ｌｌｓ度を高める上でも問題がある。

即ち、マンガン鉱石の溶融還元は Ｍｎ０ｚ　→−２［Ｃ］　→［Ｍｎｌ　＋　２ＣＯなる
吸熱反応で進行する（マンガン鉱石の冷却能はスクラッ
プの約２．５倍もある）。従って、マンガン鉱石添加可
能量（溶融還元可能量）は溶銑の温度及び［Ｃ］？！度
が高いほど多くなる。そのため、脱燐処理は溶銑の温度
及び［Ｃ］ｓ度が高い状態で完了することが、脱炭炉に
おけるマンガン鉱石添加可能量を上昇させ、脱炭炉での
終点［Ｍｎｌ濃度を高める上で好ましい。ここで、温度
と［Ｃ］濃度が高い状態で脱燐処理を完了し易いように
、脱Ｐ炉に注湯する溶銑温度及び溶銑［Ｃ］濃度をでき
るだけ高くすることが先ず考えられるが、高炉の出銑温
度や高炉銑の［Ｃ］濃度を大きく変えることは技術的に
もコスト的にも問題がある。従って、脱燐処理時に溶銑
の温度と［Ｃ］濃度（即ち溶銑の顕熱と潜熱の合計）を
できるだけ下げないことが重要である。

従って、脱燐炉での処理温度は１４００°Ｃ以下の領域
の中で可能な限り高めに維持するのが良い。

このような処理温度の維持は、上吹きランスからの酸素
ガス吹き込み或いは炉底羽口からの酸素ガス吹き込みの
併用によって行われる。つまり、上記脱燐炉での酸素ガ
ス吹き込みは、脱燐処理温度を保証するために行われる
のである。従って、ここでの上吹き酸素ランスは通常の
転炉ランスでも良いが、脱燐用に新作した小流量ランス
であっても良い。そして、使用酸素ガス量は処理前の溶
銑温度や珪素含有量、転炉滓の温度、脱燐炉の温もり具
合、目的とする処理溶銑温度等によって決定されるが、
概ね２ＯＮｍ３八以下で良く、通常は５〜１ＯＮｍ３／
ｌが効果的である。因に、このときの脱炭量は０．５％
程度である。

前記「上下両吹き機能を有した転炉形式の炉」としては
現在使われている“上下吹き複合吹錬転炉”が最も好ま
しいが、特に脱燐炉については、精錬条件が脱炭炉より
もマイルドであるため炉口体を更に小さくしても良いの
で、脱燐専用に新設してもコスト的にそれほどの影響は
ない。

脱燐炉での精錬剤（脱燐剤）としては、脱炭炉で発生し
た転炉滓とマンガン鉱石を主成分とするものが使用され
るが、例えば、 転炉滓：４０〜８０重量％。

マンガン鉱石：１０〜６０重量％。

蛍石二０〜３０重量％ の配合組成のものが推奨される。

なお、マンガン鉱石は酸化鉄に比して滓化の点で幾分不
利であるため、蛍石は積極的に添加するのが良く、それ
も酸化鉄を配合する場合よりも多めとするのが望ましい
。

この精錬剤は、勿論上記組成に限定されるわけではなく
、付加的に生石灰を配合しても良いし、ＣａＣｊ！　２
＋　ＮａｚＯ’　５ｔ（）ｚ、　ＮａｚＣＯ３等を加え
ても良い。また、マンガン鉱石の代わりに、前述したよ
うに鉄−マンガン鉱石を用いても良い。そして、転炉滓
以外のこれら脱燐剤原料は滓化性の面から小さい粒径程
好ましいが、′一般に使われている程度のものであれば
何ら差し支えない。

ところで、既に述べた如く、本発明者等が先に提案した
方法では、脱燐炉での脱燐剤は〔転炉滓＋酸化鉄＋蛍石
〕が重要な成分であり、このうち転炉滓は言うに及ばな
いが、酸化鉄も脱燐率を確保するために不可欠なものと
考えられていた。

しかし、本発明者等は、この酸化剤として用いる酸化鉄
の代わりにマンガン鉱石を用いる方法を検討し、この場
合に酸化鉄を用いた場合と同様の脱燐率が得られると共
に、処理後の溶鉄の温度や［Ｃ］濃度も酸化鉄を用いた
場合と同レベルの状態に維持しつつ［Ｍｎｌ　ｔａ度の
上昇を達成できることを突き止めて本発明を完成するに
至ったわけである。しかし、従来の生石灰系溶銑脱燐剤
（生石灰＋酸化鉄＋蛍石）を使用する場合に酸化鉄の代
わりに上述の如くマンガン鉱石を配合しても、フラック
スの滓化が非常に悪く、かつ脱燐に必要なスラグ中の酸
化力が確保できないので良好な脱燐は進行しない。とこ
ろが、転炉滓系の脱燐剤（転炉滓＋酸化鉄＋蛍石）のよ
うな場合、構成成分である“酸化鉄”を“マンガン鉱石
”に代えても良好な結果が得られる理由は、［転炉滓は
一度滓化したものであるためフラックスの滓化が良好で
あること」及び「転炉滓中に酸化鉄が１０〜２５重量％
程度含まれているため、これとマンガン鉱石の酸化力が
合わさって脱燐に必要な酸化力が確保できること」によ
ると考えられる。

マンガン鉱石の溶融還元（自身は酸化剤として作用する
）量は、添加量によっても異なるが、例えば投入量１０
ｋｇ／ｌで［Ｍｎ］増加量は０．３〜０．４％程度であ
る。

この場合、マンガン鉱石の添加歩留を高くするためには
スラグ塩基度を２．５以上にした方が有利である。その
理由を第２図を用いて説明する。

第２図は“脱燐炉のスラグ中（Ｍｎ）　［実際はＭｎＯ
の形態であるＭｎ分を重量％で表わしたもの］と溶銑［
Ｍｎ］との比（Ｍｎ分配比）″　と“スラグ塩基度”と
の関係を示したものであるが、この第２図からも明らか
なように、塩基度が高くなるほど（Ｍｎ）／［Ｍｎ］は
小さくなることが分かる。つまり、スラグ塩基度が高い
ほど酸化マンガンは還元され易くなり、スラグ塩基度が
２．５以上の領域ではこの傾向が最も強くなって一定化
することを確認できる（なお、フラグ塩基度が高くなる
ほど脱硫も進行し易くなり、Ｃａｂ／Ｓｉｎｇが３の場
合には脱硫率が６０％程度になることも確認済みである
）。

スラグの塩基度を高くするためには、脱炭炉の転炉滓量
を多くする方法があるが、転炉滓と共に生石灰を補助的
に添加しても良い。

脱燐炉で使用される精錬剤（脱燐剤）の量は溶製する鋼
の［Ｐ］　レベルにより決定されるが、通常は３０〜６
０ｋｇ／を程度で良い。

さて、脱燐炉で使用される精錬剤の主成分たる転炉滓と
しては、脱炭炉で発生した溶融状態のものが熱経済的に
も脱燐フラフクスの滓化性の面からも好ましいが（この
ように熔融状態のものを用いる場合には耐火物を内張す
した鍋を介して脱燐炉に注滓される）、取り扱いの容易
さ等を考慮して脱炭炉で得られたものを一旦冷却凝固さ
せ、粒状又は塊状に破砕してから用いても良い（なお、
この時も熱的な面からスラグの温度は高い程良い）。

ただ、この場合、脱燐炉での滓化性向上のために粒径は
小さい程良好であるが、転炉滓は本来滓化性に富んでい
ることもあって粒径が１００鰭を下回る程度でも格別な
不都合を来たすことがないし、これより大きくても使用
可能である。

そして、使用される転炉滓は、タイミングとしては前回
チャージのものが良いが、それ以前に脱炭炉から出たも
のや他の工場の脱炭炉で発生したものでも良いことは言
うまでもない。

炉底から吹き込む攪拌ガスとしてはＡｒ、ＣＯ２１ＣＯ
，Ｎ、、Ｏ□、空気等の何れであっても良い。

そして、脱燐炉の炉底ガス攪拌の程度は通常の上下両吹
き複合吹錬におけると同程度（０，０３〜０．２Ｎｍ’
／ｌ　）で良いが、脱燐速度の向上を狙ってこれよりも
更に多くして良いことは勿論である。

以上のような条件で脱燐処理を行うと、通常、２０分以
内で所望の高［Ｍｎ］濃度の脱燐銑を得ることができる
。

そして、このようにして脱燐炉で［Ｍｎ］を上昇させた
脱燐銑を脱Ｃ炉で吹錬する場合、添加マンガン鉱石量を
増加させるためにコークス等の炭材を熱源として添加し
ても良いことは言うまでもない。

゛脱炭炉での吹錬は、基本的には通常の“炉外で脱燐さ
れた溶銑”を吹錬する場合と同じであるが、終点での溶
鋼の［Ｍｎ］　ｔＭ度を向上させるため、生石灰やドロ
マイトを中心とする造滓剤の他にマンガン鉱石が添加さ
れる。

ところで、この発明に係る製鋼法を実施する場合には、
出来れば適用される溶銑の事前脱硫処理を行うのが良い
。その第一の理由として該製鋼法では脱硫の進行が極め
て鈍いことが挙げられるが、他方では、事前脱硫してい
ない溶銑を用いた場合には転炉スラグ中のＳ含有量が上
昇し、次のチャージにおける溶鋼Ｓ含有量を高めること
も懸念されるからである。なお、前記事前脱硫は通常行
われている溶銑脱硫方法の何れによっても良い。

更に、この方法に適用される原料溶銑のＳｉ含有量も低
い程好ましい。なぜなら、溶銑中のＳｉ含有量が多くな
るほど前記脱燐炉でのスラグ塩基度が低下して脱燐能が
落ち、全体での生石灰等の使用量が増加するためである
。それ故、溶銑のＳｉ含有量は出来れば０．３％以下、
好ましくは０．２％以下に調整しておくのが良策である
。なお、脱炭炉の条件から処理後の溶銑温度を少しでも
高くしたいような場合、溶銑のＳｉ含有量は０．２％程
度の方が有利なこともあり、工場のローカル条件によっ
て決定すべきである。

次に、この発明を比較例と対比した実施例により更に具
体的に説明する。

〈実施例〉 比較例 トーピード内で脱硫・脱珪処理した第１表の上段に示さ
れる如き成分の溶銑２５０トンを脱燐炉として使用する
上下両吹き複合吹錬転炉に注銑し、これに同様形式の脱
炭炉で発生した転炉滓を冷却・凝固して３０ｗ以下の粒
径に破砕したもの２５ｋｇ／ｌと、同様の粒径を持つ鉄
鉱石１２ｋｇ／を並びに蛍石８ｋｇ八とを混合状態で添
加して１３分間の脱燐処理を行った。

なお、使用した脱燐炉並びに脱炭炉は、何れも炉底より
ガス吹込み攪拌が可能な２５’Ｏトン上下両吹き複合吹
錬転炉であり、第２表に示したような操業条件が採用さ
れた。

このようにして得られた脱燐銑（成分組成は第１表の中
段に示す）を、−旦鍋中に出銑してから脱炭炉に注銑し
、更に生石灰８ｋｇ／ｌ、　　ドロマイト５ｋｇ／ｌ、
蛍石１　ｋｇ／を及びマンガン鉱石２０ｋｇ／ｌを添加
してから主吹錬を実施した。

このとき発生した転炉滓は２５ｋｇ／ｌであり、これを
鉄鉱石及び蛍石と共に次のチャージの脱燐剤原料として
脱燐炉に添加し脱燐を行うと言う一連の操作を繰り返し
た。

この結果、全製鋼工程での使用生石灰及びドロマイト量
が合計で１３ｋｇ八と言う少ない値で、第１表の下段に
示すような網中［Ｐ］が０．０１１重量％、　　［Ｍｎ
］が０．８２重量％と言う溶鋼が得られた。

なお、第１表で脱燐後の［Ｍｎ］が上昇しているのは、
脱炭炉で発生した転炉滓中の（ＭｎＯ）が１８重量％と
高くなっていたことによるものである。

実施例　１ 脱燐炉内に注銑した第３表の上段に示される如き成分の
脱硫・脱珪溶銑２５０トンに、脱炭炉で発生した転炉滓
２５ｋｇ／ｌと蛍石８ｋｇ／ｌのほか、鉄鉱石に代えて
粒径３０ｍｍ以下のマンガン鉱石１２ｋｇへを添加した
以外は上記比較例の場合と同様条件で脱燐処理を行った
。

次いで、このようにして得られた脱燐銑（成分組成は第
３表の中段に示す）を前記比較例と同様条件で脱炭炉に
おいて精錬した。

その結果、第３表の下段に示すような溶鋼が得られ、脱
炭炉での終点［Ｍｎ］が１．０５重量％まで上昇したこ
とが明らかとなった。勿論、全製鋼工程での使用生石灰
及びドロマイト量が少なくて済んだことは比較例の場合
と同様であった。

このように、脱燐炉での精錬剤として鉄鉱石に代えてマ
ンガン鉱石を用いる本発明方法によると、前記比較例の
場合に比して０．２３％より高い［Ｍｎ］上昇を確保で
きることが確認された。

実施例　２ 第４表の上段に示される如き成分の脱硫・脱珪溶銑２５
０トンを対象に、脱燐剤（脱燐炉での精−２５＝ 練剤）として 脱炭炉、で発生した転炉滓：　２５ｋｇ／ｌ。

マンガン鉱石：　１２ｋｇ／ｌ。

生石灰：　７ｋｇ／ｌ。

蛍石：　１０ｋｇ／ｌ の配合物を用いたほかは実施例１と同様の転炉吹錬を実
施した。

この時の脱燐溶銑組成を第４表の中段に、そして脱炭炉
における終点溶鋼組成を第４表の下段に示す。

第４表からも明らかなように、この精錬によって脱炭炉
における終点［Ｍｎ］を１．１３重量％まで上昇するこ
とができた。

これは、前記比較例の場合と比べて０．３１％高い［Ｍ
ｎ］上昇が確保されたことを意味するものである。

〈効果の総括〉 以上に説明した如く、一般に脱炭炉においてマンガン鉱
石を使用した場合、これらの約半分はＭｎにまで還元さ
れずに酸化物としてスラグ中に残る＝２６− が、この発明によれば、該スラグを溶銑脱燐フラックス
として再使用するので上記残留鉱石の有効利用がなされ
、溶銑脱燐段階における“［Ｍｎ］ロスの軽減”或いは
”　［Ｍｎ］上昇”に役立つ。また、脱炭炉にマンガン
鉱石を添加して還元させるので、脱炭炉における終点［
Ｍｎ］を従来法に比べ０．２〜０．３重量％程度も安定
かつ安価に上昇させることができる゛。従って、フェロ
マンガン添加量を粗鋼１トン当り３〜４ｋｇ節減するこ
とが可能となる上、製鋼工程の全体を通じて必要な造滓
剤量の著しい低減も達成できるなど、産業上極めて有用
な効果がもたらされるのである。

【図面の簡単な説明】

第１図は、本発明プロセスの概念図である。 第２図は、脱燐炉でのＭｎ分配比とスラグ塩基度との関
係を示したグラフである。 第３図は、先に提案した製鋼法に係るプロセスの概念図
である。 図面において、 １・・・脱燐炉１　　　２・・・脱炭炉。 ３・・・溶銑、　　　　　４・・・転炉滓。 ４′・・・転炉滓を主成分とする脱燐スラグ。 ５・・・攪拌ガス吹き込みノズル。 ６・・・ランス。

Claims (2)

【特許請求の範囲】
1. （１）上下両吹き機能を有した２基の転炉形式の炉のう
   ちの一方を脱燐炉、他方を脱炭炉として溶銑の精錬を行
   う製鋼方法において、前記脱燐炉内へ注入した溶銑に前
   記脱炭炉で発生した転炉滓及びマンガン鉱石を主成分と
   する精錬剤を添加し、底吹きガス攪拌を行いつつ酸素ガ
   スを上吹きして溶銑温度を１４００℃以下に保ちながら
   溶銑脱燐と溶銑［Ｍｎ］の上昇を行う工程と、得られた
   脱燐溶銑に通常造滓剤とマンガン鉱石とを投入して脱炭
   炉で精錬し、溶銑の脱炭と溶鉄の精錬終点［Ｍｎ］の上
   昇を図る工程とを含むことを特徴とする製鋼方法。
2. （２）被処理溶銑が、Ｓｉ含有量０．３０重量％以下に
   まで予備脱珪処理されたものである、特許請求の範囲第
   １項に記載の製鋼方法。