JPH0414164B2 - - Google Patents
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- JPH0414164B2 JPH0414164B2 JP23055783A JP23055783A JPH0414164B2 JP H0414164 B2 JPH0414164 B2 JP H0414164B2 JP 23055783 A JP23055783 A JP 23055783A JP 23055783 A JP23055783 A JP 23055783A JP H0414164 B2 JPH0414164 B2 JP H0414164B2
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Classifications
-
- 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
- C21C5/32—Blowing from above
Landscapes
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- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Manufacturing & Machinery (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
Description
（産業上の利用分野）
マンガン鉱石の転炉内における有効な還元挙動
の利用に関連して、この明細書で述べる技術内容
は、含Mn溶鋼の転炉吹錬、ことに上底吹き併用
転炉におけり吹錬操業の有用な改良についての開
発成果を提案するところにある。 酸素ガスにより溶銑を酸素吹錬して、溶銑中不
純物の炭素(C)、けい素（Si）、マンガン（Mn）お
よびりん（Ｐ）など（以下括弧書きの元素記号で
示す）を酸化除去することにより、目標とする成
分の溶鋼を得るのが一般的な転炉製鋼法である。 この時の吹錬の経過の度合を横軸にとると、そ
れに伴う溶湯中Ｃ，Si，MnおよびＰの濃度変化
の一例は第１図に示される。 目標とする溶鋼成分は、要求鋼種によつて大き
く異なるが、一般的に言つてＰは可及的に低い濃
度まで除去されまたSiについては酸化吹錬のかな
りの初期にて優先的に除去されてしまう。 Siが溶鋼成分として必要な時は、出鋼後にFe
−Si合金などを用いてSi濃度を調整するを例とす
る。 一方Mnについては、鋼材の強度を高めるため
に一般的な吹錬終了時のMn濃度よりも高い濃度
が要求されることが多く、そのためやはり出鋼
後、Fe−Mn合金や純Mnの添加によりMn濃度を
増加させるが、このMn濃度増加に用いられるFe
−Mn合金や純Mnは、電気エネルギーを多量に
使用して作られるため、高価な副原料である。 そこで要求される溶鋼の経済的な溶製に際し
て、Fe−Mn合金や純Mnの使用量の削減は大き
な価値があり、従来より吹錬終了時のMn濃度を
高める試みがなされて来たのである。 （従来の技術） 一般にMnの酸化反応は、次式 Mn＋（Fe0）＝（Mn0）＋Fe ……(1) に従いまたMnのスラグ／メタル間の分配は次の
各式 K1＝aMop／aMo・aFep ＝（％Mn0）／〔％Mn〕・（％Feo） ・γMo0／fMo・γFe0 ……(2) K1′＝（％Mn0）／〔％Mn〕・（％Fe0） ……(2)′ で決まることから、従来吹錬終了時のMn濃度を
高めるため以下のような操業が企てられた。 スラグ中（Mn0）の活量係数γMopを大きくす
るために、スラグの塩基度を高めること。 （％Fe0）を小さくするために、ハードブロ
ーによる吹錬や底吹きガスにより撹拌を増強す
ること。 しかしスラグの塩基度を高めるの操業は、生
石灰原単位の増加、スラグ重量の増加などの欠点
が生じるため実用的でなく、また底吹き転炉での
操業ではともかくとして、LD転炉やLD転炉に少
量の底吹きガスを併用した上製吹き転炉内では、
による撹拌強化の効果は明らかでなかつた。 他面において(2)の式のK1が一定の条件下では、
物質収支の観点から転炉内へのMnインプツト量
を増加させることにより、吹錬終了時のMn濃度
高めることができ、このために高炉の原料配合を
調整して溶銑のMn濃度を上昇させる方法があ
る。 しかし要求される溶鋼のMn濃度が低い鋼種に
対しては明らかに却つて不利であつて総合的には
経済的でない。 従つて必要時にのみ、Mn鉱石を転炉内に添加
しMn鉱石中のMnを溶湯へ移行させてMn濃度を
高める操業法が採用されるわけであるが単にMn
鉱石を添加しても、スラグ量が増加し、とくに
Mn濃度を大幅に高めるためにMn鉱石を大量添
加すると熱バランスが崩れて必要とする溶鋼温度
が得られなくなるなどの不利益が伴われる。 （発明が解決しようとする問題点） 少量のMn鉱石添加によつてとくに効率よく高
い回収率で、Mnを溶湯中へ移行させることがで
きれば、とくに有利なのであるが、前述の(1)式を
MnとＣの平衡の観点か表わすと次式 （Mn0）＋Ｃ＝Mn＋CO ……(3) のように示され、ここに転炉内のCO分圧（以下
Pcpを低下させると、(3)式の反応は右辺側に移行
することがわかる。 (3)式における平衡定数K3は、次式 K3＝aMo・Pcp／aMop・ac ……(4) で表せ、またスラグ／メタル間のMn分配比LMo
は次式 LMo＝（％Mn0）／〔％Mn〕 ＝１／K3・fMo／γMop ・Pcp／fc・〔％Ｃ〕 ＝K3′・Pcp／〔％Ｃ〕 ……(5) で示される。 (5)式より同一〔％Ｃ〕においてMn回収率を高
める（少なくともLMoを小さくする）ためにはPcp
を小さくすることの有用性は、明らかである。 一方吹錬終了時のスラグ／メタル間のMn分配
比LMoは、温度、スラグ組成、酸素ポテンシヤル
によつて決まる。 これらの要因が同一の条件下で溶鋼中のMn濃
度〔％Mn〕を高くするためには、転炉内に持込
まれるMn源を多くするか、又はスラグ量を減少
させるかが必要であつて、前者の不利はすでに述
べた。 とくに後者に対しては、スラグ量を減少させる
のに最も効果の大きい予備処理溶銑（脱けい、脱
りん処理を施した溶銑）を用いる方法について吟
味するため、予備処理を行つて〔％Ｐ〕を目標と
するレベルまで低下させた溶銑を用い、マンガン
鉱石を添加して吹錬を行つた。 操業例を表１に示す。
の利用に関連して、この明細書で述べる技術内容
は、含Mn溶鋼の転炉吹錬、ことに上底吹き併用
転炉におけり吹錬操業の有用な改良についての開
発成果を提案するところにある。 酸素ガスにより溶銑を酸素吹錬して、溶銑中不
純物の炭素(C)、けい素（Si）、マンガン（Mn）お
よびりん（Ｐ）など（以下括弧書きの元素記号で
示す）を酸化除去することにより、目標とする成
分の溶鋼を得るのが一般的な転炉製鋼法である。 この時の吹錬の経過の度合を横軸にとると、そ
れに伴う溶湯中Ｃ，Si，MnおよびＰの濃度変化
の一例は第１図に示される。 目標とする溶鋼成分は、要求鋼種によつて大き
く異なるが、一般的に言つてＰは可及的に低い濃
度まで除去されまたSiについては酸化吹錬のかな
りの初期にて優先的に除去されてしまう。 Siが溶鋼成分として必要な時は、出鋼後にFe
−Si合金などを用いてSi濃度を調整するを例とす
る。 一方Mnについては、鋼材の強度を高めるため
に一般的な吹錬終了時のMn濃度よりも高い濃度
が要求されることが多く、そのためやはり出鋼
後、Fe−Mn合金や純Mnの添加によりMn濃度を
増加させるが、このMn濃度増加に用いられるFe
−Mn合金や純Mnは、電気エネルギーを多量に
使用して作られるため、高価な副原料である。 そこで要求される溶鋼の経済的な溶製に際し
て、Fe−Mn合金や純Mnの使用量の削減は大き
な価値があり、従来より吹錬終了時のMn濃度を
高める試みがなされて来たのである。 （従来の技術） 一般にMnの酸化反応は、次式 Mn＋（Fe0）＝（Mn0）＋Fe ……(1) に従いまたMnのスラグ／メタル間の分配は次の
各式 K1＝aMop／aMo・aFep ＝（％Mn0）／〔％Mn〕・（％Feo） ・γMo0／fMo・γFe0 ……(2) K1′＝（％Mn0）／〔％Mn〕・（％Fe0） ……(2)′ で決まることから、従来吹錬終了時のMn濃度を
高めるため以下のような操業が企てられた。 スラグ中（Mn0）の活量係数γMopを大きくす
るために、スラグの塩基度を高めること。 （％Fe0）を小さくするために、ハードブロ
ーによる吹錬や底吹きガスにより撹拌を増強す
ること。 しかしスラグの塩基度を高めるの操業は、生
石灰原単位の増加、スラグ重量の増加などの欠点
が生じるため実用的でなく、また底吹き転炉での
操業ではともかくとして、LD転炉やLD転炉に少
量の底吹きガスを併用した上製吹き転炉内では、
による撹拌強化の効果は明らかでなかつた。 他面において(2)の式のK1が一定の条件下では、
物質収支の観点から転炉内へのMnインプツト量
を増加させることにより、吹錬終了時のMn濃度
高めることができ、このために高炉の原料配合を
調整して溶銑のMn濃度を上昇させる方法があ
る。 しかし要求される溶鋼のMn濃度が低い鋼種に
対しては明らかに却つて不利であつて総合的には
経済的でない。 従つて必要時にのみ、Mn鉱石を転炉内に添加
しMn鉱石中のMnを溶湯へ移行させてMn濃度を
高める操業法が採用されるわけであるが単にMn
鉱石を添加しても、スラグ量が増加し、とくに
Mn濃度を大幅に高めるためにMn鉱石を大量添
加すると熱バランスが崩れて必要とする溶鋼温度
が得られなくなるなどの不利益が伴われる。 （発明が解決しようとする問題点） 少量のMn鉱石添加によつてとくに効率よく高
い回収率で、Mnを溶湯中へ移行させることがで
きれば、とくに有利なのであるが、前述の(1)式を
MnとＣの平衡の観点か表わすと次式 （Mn0）＋Ｃ＝Mn＋CO ……(3) のように示され、ここに転炉内のCO分圧（以下
Pcpを低下させると、(3)式の反応は右辺側に移行
することがわかる。 (3)式における平衡定数K3は、次式 K3＝aMo・Pcp／aMop・ac ……(4) で表せ、またスラグ／メタル間のMn分配比LMo
は次式 LMo＝（％Mn0）／〔％Mn〕 ＝１／K3・fMo／γMop ・Pcp／fc・〔％Ｃ〕 ＝K3′・Pcp／〔％Ｃ〕 ……(5) で示される。 (5)式より同一〔％Ｃ〕においてMn回収率を高
める（少なくともLMoを小さくする）ためにはPcp
を小さくすることの有用性は、明らかである。 一方吹錬終了時のスラグ／メタル間のMn分配
比LMoは、温度、スラグ組成、酸素ポテンシヤル
によつて決まる。 これらの要因が同一の条件下で溶鋼中のMn濃
度〔％Mn〕を高くするためには、転炉内に持込
まれるMn源を多くするか、又はスラグ量を減少
させるかが必要であつて、前者の不利はすでに述
べた。 とくに後者に対しては、スラグ量を減少させる
のに最も効果の大きい予備処理溶銑（脱けい、脱
りん処理を施した溶銑）を用いる方法について吟
味するため、予備処理を行つて〔％Ｐ〕を目標と
するレベルまで低下させた溶銑を用い、マンガン
鉱石を添加して吹錬を行つた。 操業例を表１に示す。
【表】
この場合、最も条件のよい場合でも次式
YMo（％）＝吹止め溶鋼中のMn分（Kg／ｔ）
／溶銑中のMn分（Kg／ｔ）＋Mn鉱石中のMn分（Kg／ｔ）
×100……(6) で定義するMn歩留まりは60〜70％であり、目標
とする〔％Mn〕を得るためには、なお従来通り
Fe−Mn合金や純Mnの追加使用が依然必要であ
り、ここに高価なFe−Mn合金や純Mnの使用量
を可及的に一層少量とする吹錬が望まれるわけで
ある。 さらに上掲した上底吹き転炉内にマンガン鉱石
を添加してMn回収率の向上を図つた試みで、充
分な効果が得られなかつたのは、炉底からの撹拌
ガスによつて増大されるスラグ中（Mn0）の還
元速度よりも、上吹きランスから供給される吹錬
酸素ガスによる溶鋼中Mnの酸化速度が大きく、
結果としてスラグ（Mn0）量が増加するためと
考えられた。 この（Mn0）量増加の抑制には上吹きランス
からの送酸速度を低下することが有効で、５トン
規模の試験転炉で行つた上底吹き転炉の実験で
も、その効果は認められたけれども、この場合
Mn回収率の向上には、あまり役立たない。 一般に転炉内でのMnに関する平衡反応は(3)式
で記述でき、スラグ中（Mn0）と溶鋼中Mnの分
配比LMoは(5)式で決定されるのはすでに触れたと
おりであるところ、上吹き送酸速度を低下させ、
かつ底吹き撹拌ガス量を増加させる操作は、(5)式
で決まる平衡のLMoにより近づけることを意味す
るが、Mn回収は平衡のLMoから決まる歩留まり
以上には向上しないのである。 以上の観点に立つて、この発明は、含Mn溶鋼
の有利な転炉吹錬法を確立することを目的とする
ものである。 （問題点を解決するための手段） この発明は、マンガン鉱石を、転炉内に添加し
てマンガンを酸素吹錬中の転炉内装入溶湯に移行
させる転炉吹錬法において、上吹き吹錬酸素ガス
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とともに溶湯浴
面下に窒素、アルゴン、一酸化炭素及び二酸化炭
素のうち少なくとも１種よりなる撹拌用ガスの吹
込みを行い、マンガンの回収率を高めることから
なる含Mn溶鋼の転炉吹錬法であり、ここに希釈
ガスの混入が、溶湯中の炭素濃度につき１〜0.1
％の範囲まで低下した時点以降であること、転炉
内装入溶湯が、予め脱りん処理を経た溶銑である
こと、そして転炉内装入溶湯浴面下へ0.02〜0.5N
m3／min・ｔの流量で撹拌ガスの吹込みを行うこ
とが実施上、とくに好適である。 ここにMn鉱石というのは、一般にマンガン酸
化物を主成分とするが、この明細書ではマンガン
酸化物やその他マンガン炭酸化物などを含む鉱物
をも含めた広義のものを指すこととする。 （作用） さて熱力学データを用いて(5)式の平衡係数
K3′を求め、Mn分配比LMoに及ぼす〔％Ｃ〕の関
係を計算した結果の一例を第２図に示す。 同図より同一〔％Ｃ〕で比較するとPcp低下に
よるMn分配比、LMoの減少効果が大きいことが
明らかである。 実際上転炉内Pcpを低下させるためには、上吹
き吹錬酸素ガスと同時に不活性ガスや非酸化性ガ
スを含む気体を炉内に供給すればよく、工業的に
使用可能なガスは、アルゴン（Ar）、窒素
（N2）、空気および水蒸気が挙げられる。 いま酸素ガス１体積に対し、２体積の上記ガス
を同時に供給した時に得られるPcpの比較を表２
に示す。
／溶銑中のMn分（Kg／ｔ）＋Mn鉱石中のMn分（Kg／ｔ）
×100……(6) で定義するMn歩留まりは60〜70％であり、目標
とする〔％Mn〕を得るためには、なお従来通り
Fe−Mn合金や純Mnの追加使用が依然必要であ
り、ここに高価なFe−Mn合金や純Mnの使用量
を可及的に一層少量とする吹錬が望まれるわけで
ある。 さらに上掲した上底吹き転炉内にマンガン鉱石
を添加してMn回収率の向上を図つた試みで、充
分な効果が得られなかつたのは、炉底からの撹拌
ガスによつて増大されるスラグ中（Mn0）の還
元速度よりも、上吹きランスから供給される吹錬
酸素ガスによる溶鋼中Mnの酸化速度が大きく、
結果としてスラグ（Mn0）量が増加するためと
考えられた。 この（Mn0）量増加の抑制には上吹きランス
からの送酸速度を低下することが有効で、５トン
規模の試験転炉で行つた上底吹き転炉の実験で
も、その効果は認められたけれども、この場合
Mn回収率の向上には、あまり役立たない。 一般に転炉内でのMnに関する平衡反応は(3)式
で記述でき、スラグ中（Mn0）と溶鋼中Mnの分
配比LMoは(5)式で決定されるのはすでに触れたと
おりであるところ、上吹き送酸速度を低下させ、
かつ底吹き撹拌ガス量を増加させる操作は、(5)式
で決まる平衡のLMoにより近づけることを意味す
るが、Mn回収は平衡のLMoから決まる歩留まり
以上には向上しないのである。 以上の観点に立つて、この発明は、含Mn溶鋼
の有利な転炉吹錬法を確立することを目的とする
ものである。 （問題点を解決するための手段） この発明は、マンガン鉱石を、転炉内に添加し
てマンガンを酸素吹錬中の転炉内装入溶湯に移行
させる転炉吹錬法において、上吹き吹錬酸素ガス
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とともに溶湯浴
面下に窒素、アルゴン、一酸化炭素及び二酸化炭
素のうち少なくとも１種よりなる撹拌用ガスの吹
込みを行い、マンガンの回収率を高めることから
なる含Mn溶鋼の転炉吹錬法であり、ここに希釈
ガスの混入が、溶湯中の炭素濃度につき１〜0.1
％の範囲まで低下した時点以降であること、転炉
内装入溶湯が、予め脱りん処理を経た溶銑である
こと、そして転炉内装入溶湯浴面下へ0.02〜0.5N
m3／min・ｔの流量で撹拌ガスの吹込みを行うこ
とが実施上、とくに好適である。 ここにMn鉱石というのは、一般にマンガン酸
化物を主成分とするが、この明細書ではマンガン
酸化物やその他マンガン炭酸化物などを含む鉱物
をも含めた広義のものを指すこととする。 （作用） さて熱力学データを用いて(5)式の平衡係数
K3′を求め、Mn分配比LMoに及ぼす〔％Ｃ〕の関
係を計算した結果の一例を第２図に示す。 同図より同一〔％Ｃ〕で比較するとPcp低下に
よるMn分配比、LMoの減少効果が大きいことが
明らかである。 実際上転炉内Pcpを低下させるためには、上吹
き吹錬酸素ガスと同時に不活性ガスや非酸化性ガ
スを含む気体を炉内に供給すればよく、工業的に
使用可能なガスは、アルゴン（Ar）、窒素
（N2）、空気および水蒸気が挙げられる。 いま酸素ガス１体積に対し、２体積の上記ガス
を同時に供給した時に得られるPcpの比較を表２
に示す。
【表】
これらの希釈ガスの選択は、溶鋼成分の内
〔Ｎ〕、〔Ｈ〕などの上限規制によつて異なるが、
高価である点を除けばArが最も望ましい。 LMoと〔％Ｃ〕の関係を示した第２図によれ
ば、とくに吹錬終期に達し〔％Ｃ〕が１％以下と
なつた時期に、LMoが急激に増加し、Mn回収率
の低下が予側される。 それ故、高炭素域でのPcp低下は、ガス使用量
の増加や排ガス顕熱として炉外へ排出される熱量
の増加、さらには、吹錬時間延長などの不利も伴
われるので、高炭素域ではむしろ、酸素ガスのみ
で吹錬するのが合理的でかつ経済的なのは、図に
明らかである。つまり酸素ガスに希釈ガスの混入
がとくに有効な開始時点は、0.1〔％Ｃ〕１
の範囲まで〔％Ｃ〕が低下したのちが好適であ
り、一方あまりにも低濃度になつてしまつてから
の混入は、鋼中Mnの酸化速度が大きくなつて
Mn回収率の増加にもはや役立たない。 Mn回収率と希釈ガスを混入しはじめた時点の
〔％Ｃ〕との関係は第３図の通りであり、〔％Ｃ〕
＜0.1では回収率の減少が顕著であるのに反し
〔％Ｃ〕が0.1〜1.0％、とくに0.2〜1.0％まで低下
した時期のいずれかの時点で、上吹き吹錬酸素ガ
スにAr、N2、空気およ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
ンの回収率を有利に高めることができる。 次に予備処理を予め行つた脱Ｐ溶銑を、とくに
用いてスラグ量を少なくした吹錬の場哀でも、
Mn歩留まりがすでに述べたように高々60〜70％
にすぎなかつた点についても検討を進めた。 すなわち転炉内でのMnに関する平衡反応は、
さきに掲げた(3)式で記述でき、またスラグ中の
（Mn0）と溶鋼中のMnの分配比LMoについても同
じく(5)式で決定される。 上掲(6)式のMn歩留まりは(5)式のLMoとスラグ
量WSLag（Kg／ｔ）を使つて次式 YMo（％）＝100／7.75×10-4WsLag×LMo＋１ ……(7) で表せる。 ここにスラグ量、WsLag（Kg／ｔ）を０とするこ
とは事実上不可能であり、また耐火物溶損の点か
らも不利であるので、20Kg／ｔ程度までしか低減
できない。 通常の転炉吹錬条件ではLMoは35％程度の値で
あるので(7)式よりYMo＝65％となり、この値が
Mn歩留まりの最大値であつたわけである。 ここにLMoの一層の低下にもPcpを小さくするこ
とにより達成され、Mn歩留まりの向上に役立つ
ことが判明した。 上吹き吹錬酸素ガスに、その吹付けによる吹錬
途中で希釈ガスを混入する実験を予め脱Ｐ処理を
行つた溶銑にマンガン鉱石を添加する吹錬に適用
した事例につき第４図に結果を示すように、希釈
ガスを上吹き吹錬酸素ガスに混入することによつ
てたとえば〔％Ｃ〕＝0.05の時約20％のMn歩留ま
り向上が得られた。 この向上割合は炭素濃度が低いほど顕著であ
り、〔％Ｃ〕＝0.03〜0.05の鋼種に対しては、とく
に効果が大きいことがわかる。 なお希釈ガスの混入期間は、吹錬時間全体を通
じてでもかまわないが、脱炭効率が低下し
〔Mn〕酸化が著しくなる〔％Ｃ〕＜１になつてか
らの方がガスコストおよび吹錬時間の短縮の点で
有利なのはもちろんである。 底付き併用の吹錬にあつては、転炉の炉底又は
溶湯浴面下の炉壁を貫通する羽口から供給する撹
拌ガスとして、通常の上底吹き転炉で用いられて
いるガスならなんでもよく、具体的にはN2、
Ar、CO、CO2のうち少なくとも１種又はそれら
の混合ガスが使用できる。 撹拌用ガスの流量は、溶湯１トン当たり0.02〜
0.5Nm3／minの範囲が効果的である。この範囲の
下限値は、底吹き撹拌の効果が得られる最低ガス
流量があり、これ以下のガス流量では撹拌不十分
のために（Mn0）の還元速度が小さく、Ｍ歩留
まりの顕著な向上が認められない。 一方上限値は、これ以上撹拌ガスを増加しても
Mn歩留まりが一定となり無意味であるばかりで
なく、強撹拌によりスラグ中の（Fe0）が低下す
るため、中・高炭素濃度領域で吹止めな場合に脱
りんが十分に進まない欠点が現れる。 第５図は上記のMn歩留まりと底吹きガス流量
との関係を示すものであり、この例では上吹き酸
素1.5Nm3／min・ｔ、上吹き窒素1.5Nm3／min・
ｔをともに一定とした実験ヒートについてプロツ
トしてある。なお吹止め〔％Ｃ〕は平均0.041％、
標準偏差0.004％である。 次にこの場合において５トン試験転炉を用い
て、上吹き送酸速度を低下させると同時に、N2
を酸素に混入する吹錬方法を実験し、鋼中〔％
Ｃ〕低下に伴う既出(6)式で定義したMn回収歩留
まりYMo（％）の変化を、第６図に示し図中●印
は、上吹き酸素を15Nm3／min一定のまま吹錬し
た場合、○印は〔％Ｃ〕１までは15Nm3／min
で、それ以降を7.5Nm3／minで吹錬した場合、そ
して×印は、〔％Ｃ〕１までは酸素15Nm3／
minでそれ以降酸素7.5Nm3／minと窒素7.5Nm3／
minの混合ガスで吹錬した場合であり、ここに底
吹きガスはN21.0Nm3／minの流量で吹錬の全期
間中の撹拌に供した。 同図から明らかなように送酸速度を減少しただ
けではYMoの増加は小さいが窒素を混入すること
によりYMoが顕著に増加する。 この理由は、N2の混入により(5)式におけるPcp
が低下し、したがつてLMoが減少したためと考え
られる。 酸素：窒素を１：１にする場合には、脱炭酸素
効率を60％とすると（低〔％Ｃ〕領域のため鉄酸
化が同時進行する）炉内のPcpは以下の計算によ
り0.55atmとなる。 脱炭酸素効率60％ Ｃ＋Ｏ＝CO 計算：O21モル−→O20.6モル−→CO1.2モル N21モル−→N21モル Pcp＝1.2／１＋1.2＝0.55 したがつてこの場合もランスから供給する上吹
き吹錬酸素ガスに希釈ガスを混入することによつ
てPcpを低下させれば、上底吹き転炉にあつても、
Mn歩留まりを向上させることができるをわけで
ある。 上底吹き転炉で上吹き吹錬酸素ガスに希釈ガス
混入して吹錬することによりMn回収歩留まりが
を向上することは、上述のとおりであるが、必ず
しも全吹錬時間を通して混合ガスにより吹錬する
必要のないのは、この場合も同様である。 上底吹き転炉を用いるこの発明の吹錬法は、第
７図に示すガス配管系統を必要とし、図中１は上
底吹き転炉、２は溶鋼、３はスラグ、４は上吹き
ランス、５は底吹き羽口、６はトラニオン、７は
ガス切換混合装置、８，９はCO、CO2ガスボン
ベ１０，１１は酸素、水蒸気の配管、１２，１
３，１４は、圧さく空気、窒素、アルゴンの配管
である。 この発明を実施する転炉は、上吹きランスと底
吹き羽口の両方を備えたいわゆる上底吹き転炉が
より望ましく、それというのは、底吹きガスの強
撹拌効果によつて上吹き吹錬酸素ガスを吹付けだ
けの場合に比しより低炭素濃度域まで脱炭効率が
低下せず、したがつて〔Mn〕の酸化速度が小さ
いためである。 実施例 １ 脱りん溶銑の吹錬に際し、５トンの上底吹き転
炉にて、溶銑重量4.9〜5.3トンで、添加したマン
ガン鉱石は、18〜22Kg／ｔである。、吹錬方法は
〔％Ｃ〕１までは上吹き酸素のみ15Nm3／min
（3Nm3／min・ｔ）、〔％Ｃ〕１の時点でガスの
種類と流量を変更（表３）吹錬全期にわたり底吹
きN2を1.2Nm3／min（0.24Nm3／min・ｔ）とし
た。
〔Ｎ〕、〔Ｈ〕などの上限規制によつて異なるが、
高価である点を除けばArが最も望ましい。 LMoと〔％Ｃ〕の関係を示した第２図によれ
ば、とくに吹錬終期に達し〔％Ｃ〕が１％以下と
なつた時期に、LMoが急激に増加し、Mn回収率
の低下が予側される。 それ故、高炭素域でのPcp低下は、ガス使用量
の増加や排ガス顕熱として炉外へ排出される熱量
の増加、さらには、吹錬時間延長などの不利も伴
われるので、高炭素域ではむしろ、酸素ガスのみ
で吹錬するのが合理的でかつ経済的なのは、図に
明らかである。つまり酸素ガスに希釈ガスの混入
がとくに有効な開始時点は、0.1〔％Ｃ〕１
の範囲まで〔％Ｃ〕が低下したのちが好適であ
り、一方あまりにも低濃度になつてしまつてから
の混入は、鋼中Mnの酸化速度が大きくなつて
Mn回収率の増加にもはや役立たない。 Mn回収率と希釈ガスを混入しはじめた時点の
〔％Ｃ〕との関係は第３図の通りであり、〔％Ｃ〕
＜0.1では回収率の減少が顕著であるのに反し
〔％Ｃ〕が0.1〜1.0％、とくに0.2〜1.0％まで低下
した時期のいずれかの時点で、上吹き吹錬酸素ガ
スにAr、N2、空気およ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
ンの回収率を有利に高めることができる。 次に予備処理を予め行つた脱Ｐ溶銑を、とくに
用いてスラグ量を少なくした吹錬の場哀でも、
Mn歩留まりがすでに述べたように高々60〜70％
にすぎなかつた点についても検討を進めた。 すなわち転炉内でのMnに関する平衡反応は、
さきに掲げた(3)式で記述でき、またスラグ中の
（Mn0）と溶鋼中のMnの分配比LMoについても同
じく(5)式で決定される。 上掲(6)式のMn歩留まりは(5)式のLMoとスラグ
量WSLag（Kg／ｔ）を使つて次式 YMo（％）＝100／7.75×10-4WsLag×LMo＋１ ……(7) で表せる。 ここにスラグ量、WsLag（Kg／ｔ）を０とするこ
とは事実上不可能であり、また耐火物溶損の点か
らも不利であるので、20Kg／ｔ程度までしか低減
できない。 通常の転炉吹錬条件ではLMoは35％程度の値で
あるので(7)式よりYMo＝65％となり、この値が
Mn歩留まりの最大値であつたわけである。 ここにLMoの一層の低下にもPcpを小さくするこ
とにより達成され、Mn歩留まりの向上に役立つ
ことが判明した。 上吹き吹錬酸素ガスに、その吹付けによる吹錬
途中で希釈ガスを混入する実験を予め脱Ｐ処理を
行つた溶銑にマンガン鉱石を添加する吹錬に適用
した事例につき第４図に結果を示すように、希釈
ガスを上吹き吹錬酸素ガスに混入することによつ
てたとえば〔％Ｃ〕＝0.05の時約20％のMn歩留ま
り向上が得られた。 この向上割合は炭素濃度が低いほど顕著であ
り、〔％Ｃ〕＝0.03〜0.05の鋼種に対しては、とく
に効果が大きいことがわかる。 なお希釈ガスの混入期間は、吹錬時間全体を通
じてでもかまわないが、脱炭効率が低下し
〔Mn〕酸化が著しくなる〔％Ｃ〕＜１になつてか
らの方がガスコストおよび吹錬時間の短縮の点で
有利なのはもちろんである。 底付き併用の吹錬にあつては、転炉の炉底又は
溶湯浴面下の炉壁を貫通する羽口から供給する撹
拌ガスとして、通常の上底吹き転炉で用いられて
いるガスならなんでもよく、具体的にはN2、
Ar、CO、CO2のうち少なくとも１種又はそれら
の混合ガスが使用できる。 撹拌用ガスの流量は、溶湯１トン当たり0.02〜
0.5Nm3／minの範囲が効果的である。この範囲の
下限値は、底吹き撹拌の効果が得られる最低ガス
流量があり、これ以下のガス流量では撹拌不十分
のために（Mn0）の還元速度が小さく、Ｍ歩留
まりの顕著な向上が認められない。 一方上限値は、これ以上撹拌ガスを増加しても
Mn歩留まりが一定となり無意味であるばかりで
なく、強撹拌によりスラグ中の（Fe0）が低下す
るため、中・高炭素濃度領域で吹止めな場合に脱
りんが十分に進まない欠点が現れる。 第５図は上記のMn歩留まりと底吹きガス流量
との関係を示すものであり、この例では上吹き酸
素1.5Nm3／min・ｔ、上吹き窒素1.5Nm3／min・
ｔをともに一定とした実験ヒートについてプロツ
トしてある。なお吹止め〔％Ｃ〕は平均0.041％、
標準偏差0.004％である。 次にこの場合において５トン試験転炉を用い
て、上吹き送酸速度を低下させると同時に、N2
を酸素に混入する吹錬方法を実験し、鋼中〔％
Ｃ〕低下に伴う既出(6)式で定義したMn回収歩留
まりYMo（％）の変化を、第６図に示し図中●印
は、上吹き酸素を15Nm3／min一定のまま吹錬し
た場合、○印は〔％Ｃ〕１までは15Nm3／min
で、それ以降を7.5Nm3／minで吹錬した場合、そ
して×印は、〔％Ｃ〕１までは酸素15Nm3／
minでそれ以降酸素7.5Nm3／minと窒素7.5Nm3／
minの混合ガスで吹錬した場合であり、ここに底
吹きガスはN21.0Nm3／minの流量で吹錬の全期
間中の撹拌に供した。 同図から明らかなように送酸速度を減少しただ
けではYMoの増加は小さいが窒素を混入すること
によりYMoが顕著に増加する。 この理由は、N2の混入により(5)式におけるPcp
が低下し、したがつてLMoが減少したためと考え
られる。 酸素：窒素を１：１にする場合には、脱炭酸素
効率を60％とすると（低〔％Ｃ〕領域のため鉄酸
化が同時進行する）炉内のPcpは以下の計算によ
り0.55atmとなる。 脱炭酸素効率60％ Ｃ＋Ｏ＝CO 計算：O21モル−→O20.6モル−→CO1.2モル N21モル−→N21モル Pcp＝1.2／１＋1.2＝0.55 したがつてこの場合もランスから供給する上吹
き吹錬酸素ガスに希釈ガスを混入することによつ
てPcpを低下させれば、上底吹き転炉にあつても、
Mn歩留まりを向上させることができるをわけで
ある。 上底吹き転炉で上吹き吹錬酸素ガスに希釈ガス
混入して吹錬することによりMn回収歩留まりが
を向上することは、上述のとおりであるが、必ず
しも全吹錬時間を通して混合ガスにより吹錬する
必要のないのは、この場合も同様である。 上底吹き転炉を用いるこの発明の吹錬法は、第
７図に示すガス配管系統を必要とし、図中１は上
底吹き転炉、２は溶鋼、３はスラグ、４は上吹き
ランス、５は底吹き羽口、６はトラニオン、７は
ガス切換混合装置、８，９はCO、CO2ガスボン
ベ１０，１１は酸素、水蒸気の配管、１２，１
３，１４は、圧さく空気、窒素、アルゴンの配管
である。 この発明を実施する転炉は、上吹きランスと底
吹き羽口の両方を備えたいわゆる上底吹き転炉が
より望ましく、それというのは、底吹きガスの強
撹拌効果によつて上吹き吹錬酸素ガスを吹付けだ
けの場合に比しより低炭素濃度域まで脱炭効率が
低下せず、したがつて〔Mn〕の酸化速度が小さ
いためである。 実施例 １ 脱りん溶銑の吹錬に際し、５トンの上底吹き転
炉にて、溶銑重量4.9〜5.3トンで、添加したマン
ガン鉱石は、18〜22Kg／ｔである。、吹錬方法は
〔％Ｃ〕１までは上吹き酸素のみ15Nm3／min
（3Nm3／min・ｔ）、〔％Ｃ〕１の時点でガスの
種類と流量を変更（表３）吹錬全期にわたり底吹
きN2を1.2Nm3／min（0.24Nm3／min・ｔ）とし
た。
【表】
従来行われていた予備処理を行つた溶銑にマン
ガン鉱石を添加した場合、〔％Ｃ〕＝0.05ではMn
歩留まりは65％程度であつたが、窒素、アルゴ
ン、水蒸気、空気を上吹く酸素ガスと同時に供給
することによつてMn歩留まりが80〜90％にまで
向上した。このPcp低下の効果により、転炉出鋼
時に添加していたFe−Me合金は添加せずに目標
の〔％Mn〕が達成できるようになつた。 実施例 ２ 第７図に示した炉容５トの上底吹き転炉に約５
トンの容銑を装入し、さらに20Kg／ｔのマンガン
鉱石を添加し、炉底羽口から0.5〜2.0Nm3／min
（0.1〜0.4Nm3／min・ｔ）の窒素ガス（実験によ
つてはアルゴン、一酸化炭素、二酸化炭素を用い
た）を供給して撹拌しながら、上吹き吹錬酸素ガ
スを15Nm3／min（3Nm3／min・ｔ）の流量で吹
きつけた。 次に計算により〔％Ｃ〕≒１になる時間を求
め、その時点から酸素流量を低下し、同時に窒素
（実験によつては、アルゴン、空気、水蒸気を用
いた）を混入して吹錬を続行した。酸素及びこれ
に混入するガス（窒素、アルゴン、空気、水蒸
気）の合計の流量は15Nm3／min（3Nm3／min・
ｔ）で一定とした。 操業結果を一覧表にして表４に示す。
ガン鉱石を添加した場合、〔％Ｃ〕＝0.05ではMn
歩留まりは65％程度であつたが、窒素、アルゴ
ン、水蒸気、空気を上吹く酸素ガスと同時に供給
することによつてMn歩留まりが80〜90％にまで
向上した。このPcp低下の効果により、転炉出鋼
時に添加していたFe−Me合金は添加せずに目標
の〔％Mn〕が達成できるようになつた。 実施例 ２ 第７図に示した炉容５トの上底吹き転炉に約５
トンの容銑を装入し、さらに20Kg／ｔのマンガン
鉱石を添加し、炉底羽口から0.5〜2.0Nm3／min
（0.1〜0.4Nm3／min・ｔ）の窒素ガス（実験によ
つてはアルゴン、一酸化炭素、二酸化炭素を用い
た）を供給して撹拌しながら、上吹き吹錬酸素ガ
スを15Nm3／min（3Nm3／min・ｔ）の流量で吹
きつけた。 次に計算により〔％Ｃ〕≒１になる時間を求
め、その時点から酸素流量を低下し、同時に窒素
（実験によつては、アルゴン、空気、水蒸気を用
いた）を混入して吹錬を続行した。酸素及びこれ
に混入するガス（窒素、アルゴン、空気、水蒸
気）の合計の流量は15Nm3／min（3Nm3／min・
ｔ）で一定とした。 操業結果を一覧表にして表４に示す。
【表】
また上吹き吹錬酸素に窒素を混入させる効果に
ついては、すでに第６図に示した。表５、第６図
より、上底吹き転炉で、上吹き酸素に窒素などを
混入することによるMn回収率（Mn歩留まり）
の増加が明白である。 上記した通常のマンガン鉱石（マンガン酸化物
を主成分とする）の他に、炭酸マンガンMnCO3
を主成分とする鉱物（Mn分約23％）をマンガン
鉱石の代わりに使用したところ、結果はほぼ同様
であつた。 （発明の効果） この発明に従い、上吹き吹錬酸素ガスを用いる
酸素吹錬中、適切なPcp低下により原料溶銑に添
加したマンガン鉱石からのMn回収率（Mn歩留
まり）を高めて、吹錬終了時の溶鋼中のMn含有
量を有利に確保することができ、在来、転炉出鋼
後に添加していたFe−Mn合金などの添加を削減
ないし、廃止して所定のMn含有量を有する含
Mn溶鋼が有利に得られる。
ついては、すでに第６図に示した。表５、第６図
より、上底吹き転炉で、上吹き酸素に窒素などを
混入することによるMn回収率（Mn歩留まり）
の増加が明白である。 上記した通常のマンガン鉱石（マンガン酸化物
を主成分とする）の他に、炭酸マンガンMnCO3
を主成分とする鉱物（Mn分約23％）をマンガン
鉱石の代わりに使用したところ、結果はほぼ同様
であつた。 （発明の効果） この発明に従い、上吹き吹錬酸素ガスを用いる
酸素吹錬中、適切なPcp低下により原料溶銑に添
加したマンガン鉱石からのMn回収率（Mn歩留
まり）を高めて、吹錬終了時の溶鋼中のMn含有
量を有利に確保することができ、在来、転炉出鋼
後に添加していたFe−Mn合金などの添加を削減
ないし、廃止して所定のMn含有量を有する含
Mn溶鋼が有利に得られる。
第１図は通常（従来）の転炉吹錬におけるＣ、
Si、Mn、Ｐ濃度の経時変化を示すグラフ、第２
図はCO分圧を低下することによりMn分配比LMo
が低下することを示す計算グラフ、第３図は、
Mn回収率の希釈ガス混入時点における〔％Ｃ〕
依存関係を示すグラフ、第４図は予備処理を施し
た溶銑を用いて吹錬した実施例で〔％Ｃ〕≒１に
て希釈ガスの混入を開始する吹錬をした時のMn
歩留まりと〔％Ｃ〕の関係を示す比較グラフ、第
５図は底吹きガス流量と吹止め〔％Ｃ〕＝0.04の
時の歩留まりの関係を示すグラフ、第６図は溶鋼
中〔％Ｃ〕≦１までの上吹き送酸速度および送酸
比率のMn回収歩留まりに及ぼす影響を示すグラ
フ、第７図は本発明の効果を確認した上底吹き転
炉のガス配管系統の説明図である。
Si、Mn、Ｐ濃度の経時変化を示すグラフ、第２
図はCO分圧を低下することによりMn分配比LMo
が低下することを示す計算グラフ、第３図は、
Mn回収率の希釈ガス混入時点における〔％Ｃ〕
依存関係を示すグラフ、第４図は予備処理を施し
た溶銑を用いて吹錬した実施例で〔％Ｃ〕≒１に
て希釈ガスの混入を開始する吹錬をした時のMn
歩留まりと〔％Ｃ〕の関係を示す比較グラフ、第
５図は底吹きガス流量と吹止め〔％Ｃ〕＝0.04の
時の歩留まりの関係を示すグラフ、第６図は溶鋼
中〔％Ｃ〕≦１までの上吹き送酸速度および送酸
比率のMn回収歩留まりに及ぼす影響を示すグラ
フ、第７図は本発明の効果を確認した上底吹き転
炉のガス配管系統の説明図である。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ マンガン鉱石を転炉内に添加して、マンガン
を酸素吹錬中の転炉内装入溶湯に移行させる転炉
吹錬法において、 上吹き吹錬酸素ガスに、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
入するとともに、溶湯浴面下に窒素、アルゴン、
一酸化炭素及び二酸化炭素のうち少なくとも１種
よりなる、撹拌用ガスの吹込みを行いマンガンの
回収率を高めることを特徴とする、含Mn溶鋼の
転炉不錬法。 ２ 希釈ガスの混入が、溶湯中の炭素濃度につき
１〜0.1％の範囲まで低下した時点以降である、
特許請求の範囲第１項記載の方法。 ３ 転炉内装入溶湯が、予め脱りん処理を経た溶
銑である、特許請求の範囲第１項又は第２項記載
の方法。 ４ 転炉内装入溶湯浴面下へ0.02〜0.5Nm3／
min・ｔの流量で撹拌用ガスの吹込みを行う、特
許請求の範囲第１項、第２項又は第３項記載の方
法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP23055783A JPS60125311A (ja) | 1983-12-08 | 1983-12-08 | 含Ｍｎ溶鋼の転炉吹錬法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP23055783A JPS60125311A (ja) | 1983-12-08 | 1983-12-08 | 含Ｍｎ溶鋼の転炉吹錬法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS60125311A JPS60125311A (ja) | 1985-07-04 |
| JPH0414164B2 true JPH0414164B2 (ja) | 1992-03-12 |
Family
ID=16909618
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP23055783A Granted JPS60125311A (ja) | 1983-12-08 | 1983-12-08 | 含Ｍｎ溶鋼の転炉吹錬法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS60125311A (ja) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2585351B2 (ja) * | 1988-03-16 | 1997-02-26 | 川崎製鉄株式会社 | 上底吹き転炉製鋼法 |
| JP2774812B2 (ja) * | 1989-05-10 | 1998-07-09 | 川崎製鉄株式会社 | 上底吹き転炉による製鋼法 |
-
1983
- 1983-12-08 JP JP23055783A patent/JPS60125311A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS60125311A (ja) | 1985-07-04 |
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|---|---|---|
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| US4474605A (en) | Process for refining high-chromium steels | |
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