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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Classifications
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- C21—METALLURGY OF IRON
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-
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- Chemical & Material Sciences (AREA)
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- Metallurgy (AREA)
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- 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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---|---|---|---|
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