JPH01188615A - 高Ｍｎ歩留りを得る固体鉄源溶解法 - Google Patents
高Ｍｎ歩留りを得る固体鉄源溶解法Info
- Publication number
- JPH01188615A JPH01188615A JP63012583A JP1258388A JPH01188615A JP H01188615 A JPH01188615 A JP H01188615A JP 63012583 A JP63012583 A JP 63012583A JP 1258388 A JP1258388 A JP 1258388A JP H01188615 A JPH01188615 A JP H01188615A
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- JP
- Japan
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- slag
- refining
- molten iron
- blowing
- iron
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- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
- Y02P10/00—Technologies related to metal processing
- Y02P10/20—Recycling
Landscapes
- Carbon Steel Or Casting Steel Manufacturing (AREA)
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。
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）
本発明は、炭素物質を熱源としてスクラップなどの固体
鉄源を、溶解する方法に関する。
鉄源を、溶解する方法に関する。
（従来の技術）
高炉−転炉プロセスのように、溶銑を主原料とした精錬
において、Ｍｎを含む溶鋼を製造する時は、通常高価な
Ｆｅ −Ｍｎの使用量を低減するため、転炉内にＭｎ源
として、Ｍｎ鉱石を添加し、炉内で溶鉄中の炭素による
還元か、あるいは還元用炭素源を添加し還元精錬を行な
って、溶製鋼種の規格範囲内で、できる限り鋼中Ｍｎを
高くすることを指向してきた。
において、Ｍｎを含む溶鋼を製造する時は、通常高価な
Ｆｅ −Ｍｎの使用量を低減するため、転炉内にＭｎ源
として、Ｍｎ鉱石を添加し、炉内で溶鉄中の炭素による
還元か、あるいは還元用炭素源を添加し還元精錬を行な
って、溶製鋼種の規格範囲内で、できる限り鋼中Ｍｎを
高くすることを指向してきた。
（１） この時の転炉吹き止め条件は、通常１６００
℃〜１７００°ｃ、、Ｉ中Ｃ量を０．０５〜０．５０％
、スラグＴ、Ｆｅｌ Ｏ〜２５％、塩基度３．５〜５．
０であり、Ｍｎ鉱石の転炉内への添加時期やスラグ量を
考慮した塩基度となっており、又炭素が飽和に近い条件
を維持しながら、約１４００℃の低温で高いＭｎ歩留を
得る精錬方法である。
℃〜１７００°ｃ、、Ｉ中Ｃ量を０．０５〜０．５０％
、スラグＴ、Ｆｅｌ Ｏ〜２５％、塩基度３．５〜５．
０であり、Ｍｎ鉱石の転炉内への添加時期やスラグ量を
考慮した塩基度となっており、又炭素が飽和に近い条件
を維持しながら、約１４００℃の低温で高いＭｎ歩留を
得る精錬方法である。
（２）又、近年スクラップ発生量が増加してくるという
予想のもとに、鉄源としてスクラップのような冷鉄源を
溶解する方法が検討されており、その際熱源として固体
炭素物質を用いるものである。
予想のもとに、鉄源としてスクラップのような冷鉄源を
溶解する方法が検討されており、その際熱源として固体
炭素物質を用いるものである。
これに関するものとして特開昭６１−２２７１１９号公
報に、２基以上の転炉を用い、一つの転炉内で冷鉄源を
熔解して溶鉄を得ると共に、他の転炉において、従来の
製鋼精錬を行なう技術が開示されている。
報に、２基以上の転炉を用い、一つの転炉内で冷鉄源を
熔解して溶鉄を得ると共に、他の転炉において、従来の
製鋼精錬を行なう技術が開示されている。
（３）又、特開昭６２−４７４１７号公報には、一つの
反応容器で溶解、製鋼精錬を行なうが、脱Ｓ、脱Ｎを促
進するために、スラグ中の塩基度を１．２以上に確保す
ること、あるいは溶鉄中のＣを２．０％以上とすること
などの報告がなされている。
反応容器で溶解、製鋼精錬を行なうが、脱Ｓ、脱Ｎを促
進するために、スラグ中の塩基度を１．２以上に確保す
ること、あるいは溶鉄中のＣを２．０％以上とすること
などの報告がなされている。
（発明が解決しようとする問題点）
以上記したように、スクランプ、・還元鉄などの固体鉄
源を、炭素物質を用いて転炉内において溶解するという
報告は多数見られるが、前記（１）の方法は、溶鋼を対
象としており、後述の本発明のような溶銑を対象とする
ものとは異なり、そのため、吹止温度、スラグＴ、Ｆｅ
、塩基度など操業条件が大きく異なる。
源を、炭素物質を用いて転炉内において溶解するという
報告は多数見られるが、前記（１）の方法は、溶鋼を対
象としており、後述の本発明のような溶銑を対象とする
ものとは異なり、そのため、吹止温度、スラグＴ、Ｆｅ
、塩基度など操業条件が大きく異なる。
又（２）の方法は、固体鉄中のＭｎに関する考慮は払わ
れていない。
れていない。
更に、（３）の方法は、固体鉄中のＭｎを高く歩留らせ
るという発想はなく、かつ、吹酸速度を制御して、溶鉄
とスラグのＭｎ分配比、あるいは溶鉄中のｃｌ、さらに
はスラグ中Ｔ、Ｆｅを制御するという技術的発想はない
。
るという発想はなく、かつ、吹酸速度を制御して、溶鉄
とスラグのＭｎ分配比、あるいは溶鉄中のｃｌ、さらに
はスラグ中Ｔ、Ｆｅを制御するという技術的発想はない
。
従って、従来技術は、固体炭素物質を用いて固体鉄源を
溶解することに主眼があり、精錬については炭材からの
Ｓ、あるいはＮのピンクアップの問題から脱Ｓ精錬、脱
Ｎ精錬に適正な精錬条件を確保することが考慮されてい
るのみである。またＭｎについては、従来の高炉溶銑あ
るいは、固体鉄源を主原料とする近年の方法においても
、製鋼精錬、つまり脱炭精錬においてＭｎ鉱石を添加し
、溶鉄中の炭素あるいは固体炭素物質の添加によって還
元精錬することが主流であり、固体鉄源中のＭｎを効率
よく金属Ｍｎ源として得る方法は皆無である。
溶解することに主眼があり、精錬については炭材からの
Ｓ、あるいはＮのピンクアップの問題から脱Ｓ精錬、脱
Ｎ精錬に適正な精錬条件を確保することが考慮されてい
るのみである。またＭｎについては、従来の高炉溶銑あ
るいは、固体鉄源を主原料とする近年の方法においても
、製鋼精錬、つまり脱炭精錬においてＭｎ鉱石を添加し
、溶鉄中の炭素あるいは固体炭素物質の添加によって還
元精錬することが主流であり、固体鉄源中のＭｎを効率
よく金属Ｍｎ源として得る方法は皆無である。
特に固体鉄源を主原料として、２基以上の転炉を活用し
ての熔解精錬では、溶解精錬後の出鋼排滓により、他炉
へ溶鉄のめが装入されるために、酸化損失したＭｎは、
はぼ全量廃棄される。そのため、脱炭精錬炉での還元回
収も不可能な事から、溶解精錬炉でのＭｎの酸化ロスを
極小にすることが肝要である。
ての熔解精錬では、溶解精錬後の出鋼排滓により、他炉
へ溶鉄のめが装入されるために、酸化損失したＭｎは、
はぼ全量廃棄される。そのため、脱炭精錬炉での還元回
収も不可能な事から、溶解精錬炉でのＭｎの酸化ロスを
極小にすることが肝要である。
（問題点を解決するための手段）
本発明は、前記の状況に鑑みなされたもので、送酸速度
、溶銑撹拌力、溶鉄中のＣ量を考慮した指標により送酸
速度を決定し、溶鉄中のＣ量、スラグ中Ｔ、Ｆｅ濃度を
制御するものであり、その結果、固体鉄源中のＭｎを高
い歩留で得ることができるものである。
、溶銑撹拌力、溶鉄中のＣ量を考慮した指標により送酸
速度を決定し、溶鉄中のＣ量、スラグ中Ｔ、Ｆｅ濃度を
制御するものであり、その結果、固体鉄源中のＭｎを高
い歩留で得ることができるものである。
本発明においては、反応容器の大きさ、固体鉄源のサイ
ズ、吹酸方法の差（上吹き、底吹き、上底吹き）等に関
係なく、溶鉄中の（％Ｃ〕と、撹拌力と、吹酸速度を組
み合わせた指標により吹酸速度を制御卸し、溶鉄中の〔
％Ｃ〕、スラグ中Ｔ、Ｆｅを適正範囲に制御する。同時
にスラグ塩基度、精錬温度を生石灰、軽焼Ｆロマイトの
ような副材の添加量及びヒートバランスから設定し、高
位なＭｎ歩留りを得る方法である。
ズ、吹酸方法の差（上吹き、底吹き、上底吹き）等に関
係なく、溶鉄中の（％Ｃ〕と、撹拌力と、吹酸速度を組
み合わせた指標により吹酸速度を制御卸し、溶鉄中の〔
％Ｃ〕、スラグ中Ｔ、Ｆｅを適正範囲に制御する。同時
にスラグ塩基度、精錬温度を生石灰、軽焼Ｆロマイトの
ような副材の添加量及びヒートバランスから設定し、高
位なＭｎ歩留りを得る方法である。
第１図は、Ｍｎ分配比（％Ｍｎ０）／ （％Ｍｎ）と溶
鉄中〔％Ｃ〕の関係を表わし、吹止め時において溶鉄中
の炭素濃度が３．８％未満になるとＭｎ分配比が象、激
に大きくなる。即ち、Ｍｎの酸化ロスが大きくなること
から吹止め時の溶鉄中〔％Ｃ〕は３．８％以上とする必
要がある。
鉄中〔％Ｃ〕の関係を表わし、吹止め時において溶鉄中
の炭素濃度が３．８％未満になるとＭｎ分配比が象、激
に大きくなる。即ち、Ｍｎの酸化ロスが大きくなること
から吹止め時の溶鉄中〔％Ｃ〕は３．８％以上とする必
要がある。
第２図は、Ｍｎ分配比とスラグ中（％Ｔ、Ｆｅ）の関係
を表わし、吹止め時において、スラグ中〔χＴ、Ｆｅ）
が２．０％を超えると急激にＭｎ分配比が大きくなり、
酸化ロスが大となるので吹止め時のスラグ中〔％Ｔ、
Ｆｅ ）は２．０％以下とする必要がある。
を表わし、吹止め時において、スラグ中〔χＴ、Ｆｅ）
が２．０％を超えると急激にＭｎ分配比が大きくなり、
酸化ロスが大となるので吹止め時のスラグ中〔％Ｔ、
Ｆｅ ）は２．０％以下とする必要がある。
冶金的には、上記吹止め時の溶鉄中〔％Ｃ〕とスラグ中
Ｔ、Ｆｅは独立の因子ではなく、〔％Ｃ〕が３．８％未
満となると溶鉄中の酸素ポテンシャルが増加し、その結
果、それと平衡するスラグ中の酸素ポテンシャルＦｅＯ
は高くなる。制御因子としては、溶鉄中〔％Ｃ〕を調整
する事の方が容易であるが、スラグを還元剤により強制
的に還元することも技術的に可能であり、両方の因子を
制御因子として設定した。
Ｔ、Ｆｅは独立の因子ではなく、〔％Ｃ〕が３．８％未
満となると溶鉄中の酸素ポテンシャルが増加し、その結
果、それと平衡するスラグ中の酸素ポテンシャルＦｅＯ
は高くなる。制御因子としては、溶鉄中〔％Ｃ〕を調整
する事の方が容易であるが、スラグを還元剤により強制
的に還元することも技術的に可能であり、両方の因子を
制御因子として設定した。
一方、溶鉄中〔％Ｃ〕を安定して３．８％以上とするた
めには、固体鉄源を添加する前の溶鉄がＣ５０，８％と
なっていることが必須の条件であるが更に、吹酸速度を
考慮する必要がある。つまり、固体鉄源を溶解するため
の熱源である固体炭素物質は、連続的に投入されるため
、溶鉄中への浸炭も含め炭素物質中のＣの反応速度に見
合った酸素のみを供給すれば、Ｃ以外の元素、特にＭｎ
の酸化ロスを減少することができる。更に、ＣＯの二次
燃焼を意図的に高める場合、炉内での酸素ポテンシャル
を高めるために必要な酸素量を付加する必要がある。そ
の結果、次に示す（１）式に従って与えられる酸素供給
速度を保持することが重要である。
めには、固体鉄源を添加する前の溶鉄がＣ５０，８％と
なっていることが必須の条件であるが更に、吹酸速度を
考慮する必要がある。つまり、固体鉄源を溶解するため
の熱源である固体炭素物質は、連続的に投入されるため
、溶鉄中への浸炭も含め炭素物質中のＣの反応速度に見
合った酸素のみを供給すれば、Ｃ以外の元素、特にＭｎ
の酸化ロスを減少することができる。更に、ＣＯの二次
燃焼を意図的に高める場合、炉内での酸素ポテンシャル
を高めるために必要な酸素量を付加する必要がある。そ
の結果、次に示す（１）式に従って与えられる酸素供給
速度を保持することが重要である。
Ｖｏｚ＝ ０．９３３Ｗｃ ＋ＶＰＣ−−−（１）式コ
コア０．９３３ハＣ＋ ％ｏｚ −＋ ｃｏ 反応ニ
ヨリＣ源１ ｋｇを燃焼させるのに必要な化学当量とし
ての酸素量（Ｎｎ（）である。ＶＰＣは二次燃焼として
必要な酸素量（Ｎｎ（）である。この定義式以上の酸素
を吹酸した場合には溶鉄中〔％Ｃ〕を３．８％以上に保
持することは不可能であり、結果としてＭｎＯ濃度も高
く、高Ｍｎ歩留を得ることはできない。
コア０．９３３ハＣ＋ ％ｏｚ −＋ ｃｏ 反応ニ
ヨリＣ源１ ｋｇを燃焼させるのに必要な化学当量とし
ての酸素量（Ｎｎ（）である。ＶＰＣは二次燃焼として
必要な酸素量（Ｎｎ（）である。この定義式以上の酸素
を吹酸した場合には溶鉄中〔％Ｃ〕を３．８％以上に保
持することは不可能であり、結果としてＭｎＯ濃度も高
く、高Ｍｎ歩留を得ることはできない。
また当該送酸速度により精錬し、吹止時の溶鉄中〔％Ｃ
〕が３．８％未満番ごなった場合には、固体炭素物質を
、望ましくは底部から粉状として添加し、所定の範囲に
入るように加炭、撹拌精錬する。
〕が３．８％未満番ごなった場合には、固体炭素物質を
、望ましくは底部から粉状として添加し、所定の範囲に
入るように加炭、撹拌精錬する。
その結果、スラグ中のＦｅＯが還元低下すると同時にＭ
ｎＯも還元され、所定のＭｎ分配比を得ることが可能で
ある。
ｎＯも還元され、所定のＭｎ分配比を得ることが可能で
ある。
スラグ中の塩基度を高くすれば、Ｍｎ分配比が小さくな
ることは冶金原理として公知の事実であるが、ＣａＯ添
加量の増加に伴ないスラグ量が増加し、Ｍｎ歩留りとし
ては不利になる。しかし、逆に塩基度が１．０未満にな
ると耐火物溶損が激しく進行することから１．０以上は
確保する必要がある。第３図に塩基度と経済評価の関係
を示す。経済評価は耐火物コストとＭｎ歩留りを考慮し
た評価であり、第３図から判るように塩基度Ｖ−ＣａＯ
／ＳｉＯ□を１．０乃至２．０とするのが良い。
ることは冶金原理として公知の事実であるが、ＣａＯ添
加量の増加に伴ないスラグ量が増加し、Ｍｎ歩留りとし
ては不利になる。しかし、逆に塩基度が１．０未満にな
ると耐火物溶損が激しく進行することから１．０以上は
確保する必要がある。第３図に塩基度と経済評価の関係
を示す。経済評価は耐火物コストとＭｎ歩留りを考慮し
た評価であり、第３図から判るように塩基度Ｖ−ＣａＯ
／ＳｉＯ□を１．０乃至２．０とするのが良い。
精錬温度は、高い程Ｍｎ分配比は小さくなる（Ｍｎ歩留
りは高くなる）事も冶金原理として公知であるが、精錬
温度が高い程耐火物溶損が激しくなることから、上限が
あり、また溶解精錬後の脱Ｓあるいは脱Ｐ精錬といった
溶銑予備処理等の後工程の処理のために必要な温度確保
から最低温度は決定される。精錬温度は、Ｍｎ分配比に
直接影響するだけでなく、スラグ中Ｔ、Ｆｅの値にも、
また撹拌力にも影響し、その変動は少なくないが、経済
的効果とプロセス制約から経験的に１３８０℃乃至１４
５０℃とするのが最適であることを見出した。
りは高くなる）事も冶金原理として公知であるが、精錬
温度が高い程耐火物溶損が激しくなることから、上限が
あり、また溶解精錬後の脱Ｓあるいは脱Ｐ精錬といった
溶銑予備処理等の後工程の処理のために必要な温度確保
から最低温度は決定される。精錬温度は、Ｍｎ分配比に
直接影響するだけでなく、スラグ中Ｔ、Ｆｅの値にも、
また撹拌力にも影響し、その変動は少なくないが、経済
的効果とプロセス制約から経験的に１３８０℃乃至１４
５０℃とするのが最適であることを見出した。
以上のように、スラグ中塩基度と精錬温度は主として経
済的な観点からの制約条件であり、むしろ本発明におい
ては前述の塩基度及び温度の範囲内で吹き止め時の溶鉄
中〔％Ｃ〕とスラグ中Ｔ、Ｆｅ濃度を（１）式の送酸速
度に従うことにより適正な範囲に制御し、高Ｍｎ歩留り
を得ることができる。
済的な観点からの制約条件であり、むしろ本発明におい
ては前述の塩基度及び温度の範囲内で吹き止め時の溶鉄
中〔％Ｃ〕とスラグ中Ｔ、Ｆｅ濃度を（１）式の送酸速
度に従うことにより適正な範囲に制御し、高Ｍｎ歩留り
を得ることができる。
（実施例）
前チヤージ溶製後、約１８０ｔの溶銑がベースメタルと
して残存している上底吹き転炉に１６５ｔのスクラップ
を２バツクに分けて装入した。先ず、スラグの残片、ク
ロップ屑を含む８２ｔのスクラップを、１３９０℃、Ｃ
＝４．０５％、Ｍｎ＝０．３４％の溶銑に装入し、同時
にＣａＯを０．９Ｌ、軽焼ドロマイトを１．３を装入し
た。上吹きランスから３０．０００ Ｎｒｒｆ／ｈｒの
０□を吹精しながら底吹き１２本の三重管ノズルの内管
からＮ２ガス（２７ＯＮｒｒｆ／ｈｒ・本）をキャリア
ーとして石炭粉を８０ ｋｇ／ｍｉｎの速度で加炭した
。三重管ノズルの中管からは、空気と純酸素の混合ガス
（０□ガス換算１１５０ Ｎｒｄ／ｈｒ・本）を吹き込
み、外管からは、ノズルの冷却ガスとしてＬＰＧを４５
Ｎｒｒｒ／ｈｒ・本吹き込んだ。
して残存している上底吹き転炉に１６５ｔのスクラップ
を２バツクに分けて装入した。先ず、スラグの残片、ク
ロップ屑を含む８２ｔのスクラップを、１３９０℃、Ｃ
＝４．０５％、Ｍｎ＝０．３４％の溶銑に装入し、同時
にＣａＯを０．９Ｌ、軽焼ドロマイトを１．３を装入し
た。上吹きランスから３０．０００ Ｎｒｒｆ／ｈｒの
０□を吹精しながら底吹き１２本の三重管ノズルの内管
からＮ２ガス（２７ＯＮｒｒｆ／ｈｒ・本）をキャリア
ーとして石炭粉を８０ ｋｇ／ｍｉｎの速度で加炭した
。三重管ノズルの中管からは、空気と純酸素の混合ガス
（０□ガス換算１１５０ Ｎｒｄ／ｈｒ・本）を吹き込
み、外管からは、ノズルの冷却ガスとしてＬＰＧを４５
Ｎｒｒｒ／ｈｒ・本吹き込んだ。
上記の設定条件で約２４分間吹錬した結果、１４０６”
ＣＸＣ＝４．０８％、〔％Ｍｎ）−０，３５％、スラグ
中（％Ｍｎ０） −２，２％の溶銑を得た。Ｍｎ分配比
は６．２、計算Ｍｎ歩留りは７０％であり、０□供給速
度は２．１Ｎｎ（ハ・ｍｉｎであった。引き続き８３ｔ
の同様のスクラップをＣａＯ１，Ｏｔ、軽焼ドロマイト
１．４ｔと同時に装入し、１ハツク目の上底吹き条件と
全く同じ条件でスクラップ溶解精錬を２５分間実施した
結果、吹止め１４０８℃，Ｃ＝３．９９％、Ｍｎ＝０．
３８％、Ｐ ＝０．０４６％、Ｓ ＝０．０２２％の３
４０ｔの溶銑を得た。スラグ中のＭｎＯ濃度は２．５％
、ＣａＯ＝ ４３％、ＳｉＯ，−３１％であり、Ｍｎ分
配比−６．６、塩基度１．４、送酸速度は２．１ Ｎ
ｎ（３／ｔ−ｍｉｎであった。いずれも条件を満足して
おり、最終的なスクラップ中のＭｎ歩留りは７２％であ
った。
ＣＸＣ＝４．０８％、〔％Ｍｎ）−０，３５％、スラグ
中（％Ｍｎ０） −２，２％の溶銑を得た。Ｍｎ分配比
は６．２、計算Ｍｎ歩留りは７０％であり、０□供給速
度は２．１Ｎｎ（ハ・ｍｉｎであった。引き続き８３ｔ
の同様のスクラップをＣａＯ１，Ｏｔ、軽焼ドロマイト
１．４ｔと同時に装入し、１ハツク目の上底吹き条件と
全く同じ条件でスクラップ溶解精錬を２５分間実施した
結果、吹止め１４０８℃，Ｃ＝３．９９％、Ｍｎ＝０．
３８％、Ｐ ＝０．０４６％、Ｓ ＝０．０２２％の３
４０ｔの溶銑を得た。スラグ中のＭｎＯ濃度は２．５％
、ＣａＯ＝ ４３％、ＳｉＯ，−３１％であり、Ｍｎ分
配比−６．６、塩基度１．４、送酸速度は２．１ Ｎ
ｎ（３／ｔ−ｍｉｎであった。いずれも条件を満足して
おり、最終的なスクラップ中のＭｎ歩留りは７２％であ
った。
当該溶銑のうち１７２ｔが出銑され、溶銑予備処理スタ
ンドで溶銑を当り５．０ ｋｇのＣａＯと１．２ ｋｇ
のＩＶドロスを添加し約８分の脱Ｓ精錬が実施され、〔
％Ｓ］を０．０２２％から０．０１４％に低減した後、
通常転炉に装入され脱炭精錬が施された。以上の精錬過
程における溶銑成分温度、スラグ中代表成分、操業条件
等を第１表に示す。また上記の精錬結果として高価なＦ
ｅＭｎを約５ｋｇ／ｌ−ｓ削減することができた。
ンドで溶銑を当り５．０ ｋｇのＣａＯと１．２ ｋｇ
のＩＶドロスを添加し約８分の脱Ｓ精錬が実施され、〔
％Ｓ］を０．０２２％から０．０１４％に低減した後、
通常転炉に装入され脱炭精錬が施された。以上の精錬過
程における溶銑成分温度、スラグ中代表成分、操業条件
等を第１表に示す。また上記の精錬結果として高価なＦ
ｅＭｎを約５ｋｇ／ｌ−ｓ削減することができた。
（発明の効果）
以上実施例でも明らかなように、固体鉄源であるスクラ
ンプを固体炭素物質である石炭粉を熱源として溶解する
際に、溶鉄中の［％Ｃ］と上底吹きガスによる撹拌力と
吹酸速度を考慮に入れた精錬制御指標を所定の範囲に制
御することにより、スクラップ中のＭｎを７０％以上の
高歩留りで溶鉄中に保持することが可能となり、高価な
ＦｅＭｎ合金鉄を削減することができた。
ンプを固体炭素物質である石炭粉を熱源として溶解する
際に、溶鉄中の［％Ｃ］と上底吹きガスによる撹拌力と
吹酸速度を考慮に入れた精錬制御指標を所定の範囲に制
御することにより、スクラップ中のＭｎを７０％以上の
高歩留りで溶鉄中に保持することが可能となり、高価な
ＦｅＭｎ合金鉄を削減することができた。
第１図は、Ｃ量とＭｎ分配比の関係を示す図、第２図は
、スラグ中Ｔ、 ＦｅとＭｎ分配比の関係を示す図、第
３図は、塩基度と経済指標の関係を示す図である。 特許出願人 新日本製鐵株式会社 ’Ｑ ３ ミ ′＞）（’＃％
）／（０”＃％） イ伯−侭 〔ｌｔＨ％〕／（０私悩） ｚ’ｈｖ 云
、スラグ中Ｔ、 ＦｅとＭｎ分配比の関係を示す図、第
３図は、塩基度と経済指標の関係を示す図である。 特許出願人 新日本製鐵株式会社 ’Ｑ ３ ミ ′＞）（’＃％
）／（０”＃％） イ伯−侭 〔ｌｔＨ％〕／（０私悩） ｚ’ｈｖ 云
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 炭素物質を熱源として固体鉄源を反応容器内で溶解する
際、精錬終了時の溶鉄中Ｃ濃度を３．８％以上、スラグ
中Ｔ．Ｆｅを２．０％以下、スラグ塩基度を１．０〜２
．０、吹止め温度を１３８０℃〜１４５０℃とすると共
に吹酸速度を下記（１）式を満足するよう操業すること
を特徴とする高Ｍｎ歩留りを得る固体鉄源溶解法。 Ｖ＿ｏ＿２≒０．９３３Ｗ＿ｃ＋Ｖ＿ｐ＿ｃ………（１
）式ここでＶ＿ｏ＿２：送酸速度（Ｎｍ＾３／ｔ−ｍｉ
ｎ）Ｗ＿ｃ：炭素物質の添加速度（ｋｇ／ｔ−ｍｉｎ）
Ｖ＿ｐ＿ｃ：二次燃焼用の酸素（Ｎｍ＾３／ｔ−ｍｉｎ
）
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP63012583A JPH01188615A (ja) | 1988-01-25 | 1988-01-25 | 高Ｍｎ歩留りを得る固体鉄源溶解法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP63012583A JPH01188615A (ja) | 1988-01-25 | 1988-01-25 | 高Ｍｎ歩留りを得る固体鉄源溶解法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH01188615A true JPH01188615A (ja) | 1989-07-27 |
| JPH0480087B2 JPH0480087B2 (ja) | 1992-12-17 |
Family
ID=11809376
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP63012583A Granted JPH01188615A (ja) | 1988-01-25 | 1988-01-25 | 高Ｍｎ歩留りを得る固体鉄源溶解法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH01188615A (ja) |
Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5655528A (en) * | 1979-10-09 | 1981-05-16 | Nippon Steel Corp | Melt refining method for metal |
-
1988
- 1988-01-25 JP JP63012583A patent/JPH01188615A/ja active Granted
Patent Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5655528A (en) * | 1979-10-09 | 1981-05-16 | Nippon Steel Corp | Melt refining method for metal |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0480087B2 (ja) | 1992-12-17 |
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