JPH03502361A - 汎用鋼の製法 - Google Patents

Abstract

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Description

【発明の詳細な説明】 汎用鋼の製法 技術の分野 本発明は、冶金、より詳細には汎用鋼の製法に関する。

本発明は、転炉汎用鋼、平炉汎用鋼および電気汎用鋼の製造において使用されう る。

本発明は、マンガン合金鋼の製造において最も効果的に使用されうる。

技術の状態 現在、世界中で、汎用（ｇｅｎｅｒａｌ−ｐｕｒｐｏｓｅ）鋼の製造においては 、合金材料としてフェロアロイが使用されている。

フェロアロイの使用は、エネルギーキャリヤを多量に消費するので、大きなエネ ルギー支出を必要とする。その上、フェロアロイの製造は、国際規格による大気 中の最大許容限度を超える濃度の環境に有害なガスの形成を伴なう。

フェロアロイを使用する汎用鋼の製造は、合金元素の高い損失および鋼への合金 元素の低い抽出率で進行する。これは、フェロアロイの製造工程および鋼の合金 化工程が高温であり、またガス状の反応生成物と共に合金元素の高い損失を伴う という事実のためである。

さらに、フェロアロイの製造においては、スラグによる合金元素の高い損失をも たらす高いスラグ多様性（＋ｍｕｌｔｉｐｌｉｅｉｔｙ）が存在する。

フェロアロイから鋼への合金元素の抽出率は低い、これはフェロアロイの約１１ ５が金属の脱酸のために消費されるからである。

製錬される鋼のために合金にする金属含有酸化物材料の製鋼装置への導入による 鋼の精錬法は技術上既知である（ＪＰ、＾５９−２１５４１２号）。

上記既知の方法は、製錬装置への鋳鉄の装入、炭素含有材料と同時に合金金属、 例えばマンガン、クロム、珪素、モリブデン、バナジウム、ニオブおよびコバル トを含んでいる酸化物材料の同じ装置へのその後の供給および２０−７０％の酸 素を含有するガス−酸素混合物の０．１諭ｍ’／　Ｌａ１ｎの流速での下からの 供給を含んでいる。

これは、炭素含有材料中の炭素量の減少および製鋼装置内へ導入される全材料を 加熱しそして溶融するために必要とされる熱の発生（Ｉ　１ｂｅｒａｔ　ｉｏｎ 　）を伴う。

その上、炭素の一部は、高い熱損失で進行するスラグからの合金元素の還元のた めに消費される。その結果として、軟鋼が得られる。

酸化物材料は熱処理なしに使用されるので、それらの材料は水和物水および種々 の酸化物の容易に解離する錯化合物を含んでいる。かかる酸化物が液体金属の表 面にまたはその本体（ｂｕｌｋ）へ入り込む時、ガス状の解離生成物が形成され 、その遊離がスラグの発泡ならびに製鋼装置からの金属およびスラグの排出へと 導く。

既知方法においては、還元剤として、酸化物材料と同時に製鋼装置内、へ導入さ れる炭素含有材料が使用されている。

炭素と酸素との反応が吸熱であることは知られている；従って、還元中の熱損失 を補償するために、液体金属の追加の加熱がフェロアロイによる鋼の合金化法の 場合よりも高い温度まで（酸化物および炭素含有材料の導入に先立って）必要と される。

その上、酸化物および炭素含有材料の同時供給ならびに酸素含有ガス状混合物に よる液体金属のその後の吹入れ（ｂｌｏｗｉｎｇ＞により、ガス状混合物の流れ における炭素の燃焼かくして還元剤としてのその役に立たない消費がもたらされ る。

既知方法の使用によっては、合金元素、例えばマンガンの酸化物材料から鋼への 任意のある抽出率が確保されない、なぜならば、炭素含有材料のどのくらいの量 が還元のために消費されるのかまたどのくらいの量が燃焼されるのかを予測する ことが不可能であるからである。

主として、既知方法におけるマンガンの合理的な使用は、得られる鋼中の最終炭 素含量に依存する。炭素含量が０．２％未満である場合、マンガン抽出率は６０ ％以下である。

既知方法は、底吹きによる特殊な製鋼装置を有することが必要であり、精錬工程 の完了後の鋳造された鉄の温度は転換銑鉄の１３５０−１４００℃に対して１２ ５０℃以下であるので、硫黄、憐および珪素を除去して精錬された鋳造された鉄 を金属装入材料として使用することが必要であり、また５０％までのマンガン含 量を有する高品位マンガン鉱を使用するために、限られた規模に関してのみ適用 されうる。

上記特長は全て、汎用鋼の製造においていつも容認されるわけではない特殊な製 鋼装置を使用することが必要であるために、鉄鋳造精錬における熱損失を補償す るための熱キャリヤの消費の増大のために、また高価な高品位マンガン鉱のため に、鋼をより高価にする。

炭素半製品の製錬、該半製品の取鍋内への湯出し、合金元素を含んでいる予備熱 処理された酸化物材料の液状半製品の表面上での取鍋内への供給を含んでいるマ ンガンによる鋼合金化方法が技術上知られている（ＳＵ、＾、１０４４６４１） 　、酸化物材料としてフェロアロイ製造の低燐マンガンスラグ（ＬＰＳ）が用い られ、還元剤としてアルミニウムが用いられ、そして石灰が２．０−３．５のス ラグの塩基度を確保する量で用いられる０次いで、表面を酸素により３−３０秒 間吹止めしくｂｌｏｗｎ−ｏｕｔ）　、その後アルゴンにより吹抜ける（ｂｌｏ ｗ−ｔｈｒｏｕｇｈ）　。

しかしながら、この方法は、高品位の鋼を提供しない。なぜならば、合金材料と してマンガンを含んでいる酸化物材料（フェロアロイ製造の低燐マンガンスラグ ）、還元剤および石灰が炭素半製品の取鍋内への湯出し後に取鍋内へ供給され、 その後酸素が供給されるからである。

材料の取鍋内への上記供給は、鋼合金化工程の制御を複雑にし、そして還元剤に よる炭素半製品の脱酸の結果として生成した液体金属の本体から非金属介在物を 除去するための条件を確保しない、酸素の供給により、還元剤の使用が役に立た ないようにされ、そして発火して（ｏｎ　１ｇｎ１ｔｉｏｎ）還元剤の損失が増 大され、それによって鋼中の非金属介在物の量の増大のために最終鋼の品位が低 下する。

炭素半製品の取鍋内への湯出し後の材料の取鍋内への同時供給により、スラグ溶 融体からのマンガン還元の工程、脱酸の工程そして金属のアルミニウム合金化の 工程もまた同時に起こる。

その結果として、アルミニウム合金鋼が得られるが、リムド鋼が得られる可能性 はない。

その上、炭素半製品の取鍋内への湯出し後の材料の取鍋内への同時供給により、 スラグ溶融体からの合金元素（マンガン）の抽出率が減少されそして還元剤の使 用が効果のないようにされ、その結果として最終鋼中のマンガン含量が低くなる 。

上記は全て、最終鋼の品質を低下させる。

この方法は、高品位リムド鋼の製造を保証しない、なぜならば、 １）炭素半製品の湯出し後の還元剤の取鍋内への供給は、鋳込み後の鋼のリミン グ（ｒｉｍｍｉｎｇ）を悪化させる金属の脱酸を伴っており、かくしてかかる鋼 から製造される圧延製品の表面欠陥を増大せしめるからであり； ２）取鍋内における金属のアルゴン吹抜けが鋼中の酸素含量を減少せしめ、それ がまた鋳込み後の金属の劣ったリミングのために鋼の品質をも悪化させるからで あり；３）フェロアロイ製造の低燐マンガンスラグ（ＬＰＳ）の合金添加剤とし ての使用により、ＬＰＳの還元能が低いので、鋳込みより前の鋼中の酸素含量が 減少するからである。これは、ＬＰＳがほとんど還元能のない珪酸、マンガンを 含んでおりこの珪酸塩の分解および酸化物からのマンガンのその後の還元が高ｉ （約１６００℃）、かくしてエネルギーキャリヤの追加の消費を必要とするとい う事実のためである。ＬＰＳの溶融は、追加の時間を必要とし、そしてこの場合 に取鍋内に導入される還元剤は、主として、炭素半製品の脱酸のために消費され 、またより少ない程度では、その指定目的のために、すなわちスラグ溶融体から の合金元素（マンガン）の還元剤として使用される。

これにより、鋳込みより前の鋼中の酸素含量の減少および非金属介在物の量の増 大がもたらされる。鋳込み後、鋼のリミングは悪化し、それが最終鋼の品質を低 下させそして圧延欠陥を増大せしめる。

その上、既知方法を使用すると、狭い濃度限界のマンガンおよびアルミニウムを 含む鋼を製造することが非常に困難である。

なぜならば、酸化物材料および還元剤の取鍋内への供給がそれらの量や順序に関 して調節されていないからである。この方法によれば、還元剤およびマンガン含 有酸化物材料が、炭素半製品の取鍋内への湯出し後に丁度供給され、そのために 炭素半製品のマンガン還元、脱酸およびアルミニウム合金化が同時に進行する。

材料は全て、金属浴内へ、炭素半製品の未知のかつ未調節の酸化水準で供給され るので、その方法には、アルミニウムによる金属の通常の脱酸中に観察されるも のと同じ欠点がある。すなわち、金属脱酸および合金化のために消費されるアル ミニウムの部分の同化率が広い限界内で変動する。この場合に、得られた鋼は、 非常に低いアルミニウム含量および非常に高いアルミニウム含量の両方を持つこ とができるが設定されたアルミニウム含量を有する鋼を製造することは不可能で ある。

既知方法においては、マンガン含有材料の消費もまた調節されておらず、それが 、アルミニウムの制御されていない同化と一緒に、マンガン含量の狭い設定範囲 を有する鋼の製造を複雑にしそして最終鋼の品位を低下する。

既知方法による鋼の製造においては、製鋼装置の能力は、マンガンフェロアロイ による鋼合金化工程と比べて減少する。なぜならば、炭素半製品の湯出し直後の 全材料の取鍋内への供給により、合金化工程および溶融工程がより長くなるから である。

これは、設備能力の減少へ導きまた鋼をより高価にする。

さらに、既知方法で使用されるマンガン含有酸化物材料は、それがアーク炉で製 造されるので、すなわちその製造が多量のエネルギーおよび装置のための高資本 支出を必要とするので、高価である。この材料の使用により、当然に、鋼はより 高価になる１合金元素（マンガン）の低抽出率（約８０％）およびアルミニウム の損失（２０％より高い）は、それらの効果のない使用のために、鋼の価格をさ らにより増大せしめる。

その上、既知方法は、マンガン合金鋼のみ製造を提供するだけで、他の元素によ る合金鋼を得ることはできない６酸化物材料および還元剤の同時導入は、発火し て還元剤の高素と反応してスラグ溶融体の浴の表面上に累積するという事実のた めである。なぜならば、還元剤は、酸化物材料の組成へ入る合金元素よりも酸素 に対する親和力がより大きいからである。

還元材料は、合金元素を含んでいる酸化物材料よりも融点が低い；従って、液体 金属表面上に同時に導入されると、還元剤は最初の回転（ｔｕｒｎ　）で溶融す る。還元剤の密度は液体金属の場合よりも２倍以上低い；従って、還元剤は液体 金属の表面上で溶融する。液体金属の表面上の鉄酸化物の存在において、その溶 融工程は、通常、還元剤の不完全酸化のガス状生成物の形成を伴う、これにより 、還元剤の効果のない消費および酸化物材料から鋼中への合金元素の抽出率の減 少がもたらされ、それによって鋼の製造がより高価になる。

既知方法の使用は、アルゴンによる吹入れ（ｂｌｏｗｉｎｇ）が鋼中の酸素含量 を減少せしめかつ鋳込み中の悪いリミングのために品位を悪化せしめるので、リ ムド鋼を得ることを可能にしない。

既知方法によるアルミニウム合金鋼の製造においては、還元剤の消費をかなり増 大せしめなければならない、しかしながら、還元剤消費量の上昇が、非金属介在 物、すなわち合金元素を含んでいる酸化物材料の還元生成物により金属を汚染せ しめる。

これは、また、製造された鋼の品質（ｑｒｃａｌｉｔｙ）を悪化せしめる。

発明の開示 本発明は、得られた鋼の品質をより安価な製造工程で増大せしめることを可能に するような酸化物材料および還元剤の供給によって汎用鋼を製造する方法を提供 しようとする課題に基づいている。

この課題は、製鋼装置内で炭素半製品を溶融し、この製品を取鍋内へと湯出しし 、取鍋内ヘスラグ形成材料、還元剤および予備熱処理された合金元素含有酸化物 材料を供給することからなる汎用鋼の製法において、本発明によれば、予備熱処 理された酸化物材料の供給を、炭素半製品がその全質量の０．２５以上および０ ．５以下の量で排出された時に始め、該半製品の排出中継続しそして炭素半製品 の排出完了より前に完了せしめるこ−と、還元剤の供給を、酸化物材料の供給後 に行ないそして炭素半製品の排出完了より前に完了せしめることによって解決さ れる。

予備熱処理された酸化物材料の使用により、熱処理工程において水和物水が酸化 物材料からほとんど完全に除かれるので、鋼のカス飽和率が減少する。

鋼の製造中の鋼のガス飽和率の減少により、その後の真空処理およびガス含量を 下げる目的の他の鋼加工方法を回避することが可能になる。

鋼中の水素および窒素のようなガスの低含量は、白点く”ｆｌａｋｅ）含有率お よび窒化物−燐介在物による汚染がはっきりと減少するので、鋼の品質を改良す る。

さらに、酸化物材料の熱処理中に、熱処理されていない材料中に存在する炭酸塩 化合物が分解される。従って、任意の元素により合金化された鋼の製造における 熱処理されている酸化物材料の使用は、生成スラグ溶融体の発泡および取鍋から のその取出しを妨げそして最終鋼中の酸化物の非金属介在物の含量を大いに低下 せしめる。これにより、鋼の品質が改良され、また非金属介在物を除去する鋼の 追加の精練が排除され、それは鋼製造方法をより安価にする。

炭素半製品の排出中の予備熱処理された材料の供給は、酸化物材料の溶融を促進 し、均質なスラグ溶融体の生成に有利であり、また炭素半製品の本体（ｂｕｌｋ ）への酸化物材料の進入を防ぐ。

炭素半製品がその全質量の０．２５以上の量で排出される場合、炭素半製品の排 出中の取鍋内への酸化物材料の供給により、液体金属の表面上での酸化物材料の 均一な分配が確保される。

これは、取鍋が取鍋の高さの０．２５以上に対して金属で充填される場合に、こ の容積が炭素半製品噴流の運動エネルギーが該半製品の本体の内部で完全に抑制 されるのに全く充分であるという事実のためである。従って、炭素半製品の表面 上には、波動も他の摂動も存在しない。炭素半製品の上向きの対流的な流れは、 比較的低いエネルギーを有しそして炭素半製品の本体内へ炭素半製品よりも低い 密度を持つ酸化物材料を伴出することはできない、この場合には、酸化物材料の 早い溶融を防止する酸化物材料の表面上への固体金属膜の生成（また、かかる膜 の生成は酸化物材料の′°金属化（ｍｅｔａｌｌｉｚａｔｉｏｎ）”と称される ）をほとんど完全に妨げる炭素半製品の上方層のどんな激しい撹拌もない。これ により、炭素半製品の本体内での酸化物材料の溶融および酸化物材料中に含まれ ている非金属介在物による半製品の汚染が防止され、そしてそれが鋼の品質を改 良する。

炭素半製品の半量の排出より前の還元剤および酸化物材料の予定供給により、還 元工程が効果的になされそして炭素半製品の還元および排出の工程の同時終了が 確保され、そしてそれが鋼の製造を促進する。

これは、合金元素を含んでいる酸化物材料およびスラグ形成材料の激しい溶融に よって引き起こされる。その結果として、スラグ溶融体においては、合金元素の 酸化物と共に酸化物材料の組成中に入る酸性酸化物の錯体が分解し、酸性酸化物 と共にスラグ形成材料の組成中に入る塩基性酸化物の熱力学的により安定な化合 物が形成されそしてかくしてスラグ溶融体中の合金元素の活性およびその還元率 が増大する。これにより、設定組成の鋼の製造のための還元剤消費量が減少され そして鋼製造がより安価になる。

その上、酸化物材料の組成の一部となる酸性酸化物と共にスラグ形成材料の組成 の一部となる塩基性酸化物の熱力学的により安定な化合物の形成が、最終鋼の品 質を改良する。なぜならば、どんな珪酸塩の非金属介在物も液体金属の本体内に 形成されないからである。

任意の熱処理された酸化物材料の使用により、該材料が金属溶融体と接触する時 に、該材料の溶融中のガス遊離が妨げられそしてスラグ溶融体の発泡が排除され る。スラグ溶融体中の酸化物を分離するガス状生成物の不存在は、還元剤の効果 的使用に有利であり、分離された成分のガス状生成物の酸素との相互作用の間に 起こりうる還元剤の損失を減少せしめ、労働条件を改良することを目的としたど んな追加の処置も要求されないので鋼製造方法をより安価にし、そして還元剤の 理に合わない消費量を排除する。

予備熱処理された酸化物材料として、約り００℃〜約１２５０℃の温度で予備処 理したマンガン含有酸化物材料を使用することは有利である。マンガンは、マン ガン含量が０．２〜２．０質量％で変動する大多数の汎用鋼において役に立つ、 これは、提案された方法の適用の可能性の範囲を広げる。

上記予備処理温度は、冶金学的製造工程で使用される実際１全てのマンガン鉱の 組成が水和物水と一緒に、マンガンおよび他の成分の炭酸塩化合物を含むという 事実のために選ばれる。

従って、乾式冶金工程におけるいわゆる”原”鉱の使用により、製錬装置または 取鍋からのスラグ溶融体ならびに金属の放出をしばしばもたらすガス遊離が伴な われる。

９００℃未満の温度で熱処理されたマンガン含有酸化物材料の使用により、還元 剤の消費量が増大し、その損失はガス遊離中に増加する。これは、スラグ溶融体 からのマンガン抽出率の減少を伴う、その上、これは、鋼をより高価にし、そし て最終鋼中の非金属介在物のより高い含量のために、鋼の品質を悪化せしめる。

９００℃以上の温度におけるマンガン含有酸化物材料の熱処理が、マンガン鉱の 組成の一部となる鉱物の全ての炭酸塩形の分解を確保し、そして低酸素含量を有 する酸化物へのマンガンの転位に好都合であり、それは、また、還元剤の消費量 を減少せしめ、マンガンの抽出率を増加せしめ、鋼の品質を改良せしめそしてそ の価格を減少せしめる。

１２５０℃を超える温度におけるマンガン含有酸化物材料の熱処理は、Ｍｎ２５ ＩＣＬ　（灰色マンガン鉱）またはＭｎ５ｉＯｔ　（バラ輝石）のようなほとん ど還元能のない珪酸マンガンの生成に好都合である。その上、熱処理温度の上昇 は、還元工程の完了に悪影響をも与える製造された材料の融点を増加せしめ、非 金属介在物による鋼の汚染に好都合であり、すなわち鋼の品質を悪化せしめ、そ して鋼の価格を高くする（ｒａｎｇｅｓ）　。

リムド鋼の製造において−マンガン含有酸化物材料を炭素半製品１トン当たりマ ンガン２．３０〜３．９０　Ｋｇの供給量を確保する菫で導入することが望まし い。

任意の製鋼装置（通常、酸素転炉（ｏｘｙｇｅｎ　ｃｏｎｖｅｒｔｅｒ）または 平炉）におけるリムド鋼の通常の製造工程により、０．０５−０．１０質量％の 炭素および０．０５−０．１０質量％のマンガンを含んでいる標準の（種々の化 学組成の最終鋼の全ての型について同じ）炭素半製品の製錬が確保される。鋼の 設定化学組成への調整は、通常、リムド鋼のための合金用成分であると同時に脱 酸用成分でもある低珪素（１，０％以下のＳｉ）炭素フェロマンガンを添加する ことによって取鍋内で行なわれる。炭素半製品中での酸素に関する炭素フェロマ ンガンの安定効果が確立された。

例えば、珪素またはアルミニウムよりも弱い脱酸剤であるマンガンは、リムド鋼 の製造において、高品位の最終鋼の製造を確保する最適元素である０通常、リム ド鋼中のマンガン含量は、０．２５−０．４０質量％の量である。従って、７５ ％のレベルでのマンガンの平均抽出率で炭素半製品の１トン当たりマンガン２． ３０−３．９０　ｋ、を確保するマンガン含有材料の取鍋内への導入が、最終鋼 中の設定マンガン含量を達成することを可能にし、それによって鋼の品位が増大 しかつその価格が低下する。

マンガンが炭素半製品の１トン当たりマンガン２．３　Ｋｇより少ない量で取鍋 内へ導入される場合、最終鋼におけるマンガン含量は０．２５％より少なく、そ れにより金属中のより高い酸素含量、鋳型内の金属の劣ったリミング、最終鋼の 劣った品質、多量の欠陥および鋼のより高い価格がもたらされる。

炭素半製品の１トン当たり３．９　Ｋｇより多いマンガンの取鍋内への導入もま た望ましくない、なぜならば、この場合における鋼は鋳込み前のより高い量のマ ンガンおよび低下した酸素含量を含んでおり、その結果として鋳込み後の金属の リミングが劣っているからである。これは、鋳型内のインゴット晶出工程、圧延 製品の表面、最終鋼の品質を悪くし、欠陥の量を増大しそして最終鋼の価格を増 大する。

リムド鋼の製造においては、金属還元剤としてアルミニウムを使用することが望 ましく、その消費量は最終鋼中に含まれている導入されたアルミニウムおよびマ ンガンのそれぞれ（０，３０−０，３２）　：　（０，９５−１，０５＞に等し い質量比から選ばれる。

物理化学的性質に関しては、アルミニウムは、もし有効に使用されるならば、熱 的金属還元工程において適用される最大の最適な材料の１つである。アルミニウ ムの酸素に対する親和性は、珪素の場合よりも大きく、それはスラグ溶融体から の合金元素のより完全な抽出の可能性を増大する。アルミニウム酸化の生成物で あるアルミナは、スラグ溶融体中の合金元素の活性を、珪素酸化の生成物である シリカの場合よりもずっと少ない程度まで減少せしめる。還元剤としてのアルミ ニウムの使用により、珪素と比べて工程の熱安定性が増大され、そしてスラグ溶 融体中へ、必要ならば、対応するスラグ形成材料（例えば、石灰）をそれらの溶 融のための熱キャリヤの追加の消費なしに追加的に導入することが可能になる。

還元剤としてのアルミニウムは、アルミニウムよりも高い酸素親和性を有するカ ルシウム、マグネシウム等のような元素よりもある利点を有している。取鍋内の 金属溶融体の１５５０−１６２０℃の温度では、カルシウムおよびマグネシウム の蒸気圧は十分高く、従ってこれら元素の溶融は、合金元素を含んでいる対応酸 化物の酸素との反応なしに還元領域から除かれるガス状生成物（カルシウムおよ びマグネシウム蒸気）の形成を伴う。

かかる温度におけるカルシウムおよびマグネシウムの活性の減少は、溶融体にお けるかなりの希釈によってすなわち溶融体へのバラスト添加剤、例えば鉄または 珪素の７０−９５％に近い崖での導入によって確保されうる。この場合に、バラ スト添加剤の加熱および溶融は、還元工程の熱安定性を減少せしめかつスラグ溶 融体からの合金元素の完全な抽出の条件を悪くする追加の熱消費を必要とする。

炭素およびマンガンは、リムド鋼の組成において必要な元素であり、それに対し て珪素およびアルミニウムは、硫黄および燐のような通常の不純物に加えて最も 望ましくない、従って、提案された方法によるリムド鋼の製造におけるアルミニ ウム消費量は、鋼組成の一部となる導入されたアルミニウムとマンガンとのそれ ぞれ（０，３０−０，３２）　：　（０，９５−１，０５）に等しい質量比から 選ばれる。

かかる組成は、スラグ溶融体からのマンガン還元のためのアルミニウムの完全な 使用を確保し、またその方法の発展した変法における限定因子である。アルミニ ウムの消費量が０．３０　：（０，９５−１，０５）よりも少ない場合、還元さ れたマンガンの量はリムド鋼の製造のためには不十分である。アルミニウムの消 費量がより多い場合、アルミニウムの一部分は金属の脱酸のために使用され、そ の結果として鋼中の酸素含量は所要の場合よりも低い。鋳込んだ鋼のりミング工 程は、両方の場合において劣っており、それは圧延製品中の欠陥の量を増大し、 鋼の品質を悪化しそして鋼の価格を増大する。

リムド鋼中のマンガン含量は、０．２０〜０．４５％で変動する。

マンガン含有酸化物材料の消費量が下限よりも少ない場合、合金化工程を制御す る可能性が減少する。なぜならば、この場合には、アルミニウム酸化物の量より はむしろマンガン酸化物の量が限定因子となるからである。これが好ましくない 合金化工程の２つの変法を可能にする：還元のために不完全に使用されるアルミ ニウムが、鋼を脱酸しそして酸素含量を所要限度より低く減少せしめるかくこれ は、スラグ溶融体からのマンガン抽出がより完全でありかつ鋼中のマンガン含量 が０．２０％以上を達成する場合に生じる）または鋼中のマンガン含量が、マン ガン抽出率が普通の限界内にある場合に所要とされる含量よりも少ないからであ る。

マンガン含有材料のより多い消費量は、鋼の価格を増大しまた高いマンガン含量 、低い酸素含量、鋳込み後の劣ったりミング工程および欠陥量の増大のために、 鋼の品質を悪くする。

アルミニウムおよびマンガンの請求の範囲記載の濃度限界、すなわちそれらの比 （０，３０−０，３２）　：　（０，９５−１，０５）は、高品位鋼の製造およ びより低い鋼価格を確保する。

アルミニウム合金鋼の製造においては、金属還元剤としてアルミニウムを使用す ることが好ましく、その消費量は、最終鋼の組成の一部となる導入されたアルミ ニウムおよびマンガンのそれぞれ＜０．３０−０．３２）　　：　　（０，９５ ｉ、０５）に等しい質量比から選ばれる。還元剤として使用されるアルミニウム の導入後スラグ形成材料の供給を始めることおよび炭素半製品の取鍋内への湯出 し中供給を続けることそして炭素半製品の湯出しの完了後に、溶融体を天然ガス を用いて吹抜けて、炭素半製品の１トン当たり０．４５−０．８５　Ｋｇの菫の アルミニウムを追加的に導入することが好都合である。

アルミニウム合金鋼から造られた材料に課されかつ冷間スタンピング（ｓｔａｍ ｐｉｎｇ）に向けられる主な要求条件は、所定の形状および寸法の物品を材料の 最小の廃棄物および低価格で冷間スタンピングによって製造する場合に、シート もしくはストリップを深くまたは非常に深く絞ることができることである。これ は、金属が高い塑性特性を有し、スタンピングされるシートの全体（ｗｈｏｌｅ 　ｂｕｌｋ）にわたって均一でありそして圧延処理とスタンピング処理との間で その特性を保有する場合に達成されうる。

降伏点の値、特に降伏点（σ１）対極限強さくσ２）の比（σ、／σ２）は、鋼 の深絞り能力に、他の機械的性質よりも、最大程度まで影響を与える。σ、／σ ２の低い値は、鋼がかなりの塑性を保有するという事実を示す。

知られているように、鋼の深絞りに対する非常に良好な能力は、σ１／σ２が０ ，６の場合に観察され、良好な能力はσｌ／σ２が０．６５−０．７５の場合に 生じ、そして劣った能力はσ、／σ２＞　０．７５の場合に生じる。

鋼の塑性の改良は、最適の化学組成、主に、マンガンおよびアルミニウムの含量 に依存する。

アルミニウムの追加量の導入により、最終鋼中の最適マンガンおよびアルミニウ ム含量が提供され、金属の最高の塑性、すなわちこの鋼から造られる圧延物品お よびスタンピングされた（　５ｔａＰｐｅｄ　）物品における欠陥の最小量が確 保される。

請求の範囲に記載された工業技術により、品質の改良された金属の高収菫が提供 され、そして鋼中の設定アルミニウムおよびマンガン含量の達成のために金属価 格が減少される。

提案された変法においては、マンガン還元、脱酸および鋼の合金化のためのアル ミニウムが２つに分けて供給される。これにより、アルミニウムの第２の部分の 供給より前に、取鍋内で金属の酸化量を安定化することが可能になる。アルミニ ウムの第１の部分の供給後、溶融マンガン含有酸化物材料からのマンガン還元反 応が取鍋内で支配的であり、金属脱酸のためのアルミニウム消費量が還元工程の 場合よりも大いに低い。

これは、スラグ中に含まれかつ還元中に消費されるアルミニウム酸化のための酸 素量が金属中におけるよりも１．５−２．０の大きさの程度だけ大きいという事 実のためである。

マンガン還元と金属脱酸との速度が等しいと仮定されたとしても、金属本体中に 形成されるアルミナ（ａｌｕ＋＊１ｎｏｕｓ）反応生成物の部分がスラグ−金属 界面、すなわち還元反応の領域におけるよりも１．５−２．０の大きさの程度だ け低い、換言すれば、アルミニウムの第１部分の取鍋内への供給後の金属中のア ルミナの全含量が痕跡竜でなければならない。

マンガン還元後、マンガンおよび酸素における溶融金属の化学組成を平均化する ために不活性ガスで金属を吹き抜けせしめる。

溶融体への追加のアルミニウムの導入により、溶融体が完全に脱酸されまた設定 アルミニウム含量を有する最終鋼の製造が確保される。

取鍋内への炭素半製品の湯出しの完了後、その酸化物からの合金元素の還元が終 りとなる。これが、アルミニウムによる鋼合金化のための条件を好都合にする。

なぜならば、取鍋内への追加のアルミニウムの導入の時までに、金属が最終鋼に おける酸素含量に対応する酸素含量の値までほとんど完全に脱酸されるからであ る。従って、金属中に導入されるアルミニウムは、この場合には、合金処理手順 のためにのみ消費される。

０．４５　Ｋｇ／を未満の量の追加アルミニウムの供給によっては、金属の所要 の性質は確保されず、０．８５　Ｋｇ／ｌより多い場合には、鋼中のアルミニウ ム含量が増大し、それはまた望ましくない。

中性ガスによる溶融体の吹き抜けは、金属の本体における追加アルミニウムの均 一な分配を提供する。

アルミニウムの第１部分の供給後のスラグ形成材料の導入により、スラグ溶融体 におけるマンガン活性が増大し、還元工程が改良され、最終鋼におけるマンガン 含量が狭い濃度限界内に確保され、最終鋼の品位が改良され、製造された鋼から 造られた圧延物品およびスタンピングされた物品における欠陥の量が減少する。

提案された方法は、最終鋼の品質を改良し、また最終鋼において設定アルミニウ ムおよびマンガン含量の達成を保証することにより、金属の価格を減少せしめる 。

提案された汎用鋼の製造方法の使用により、フェロアロイの適用なしに該鋼を製 造することが確保され、最終鋼の品質が改良されまた製造工程がより安価になる 。

発明を実施するための最良の方法 提案された方法は、 炭　　素　　　　　　０．０５−０．５質量％マンガン　　　　　０．２５−２ ．５質量％鉄　　　　　　　　残り を含んでいる汎用鋼を製造するために使用されることができる。

その上、汎用鋼はまた、 珪　　　　素　　　　　　０．６　　質量％までアルミニウム　　　　　　０． ０８質量％までクロム　　　　　　　　　２　　質量％までバナジウム　　　　 　　　０．２　　質量％までチタン　　　　　　　　　０．２　　質量％までお よび他の元素をも含んでいてもよい。

汎用鋼を製造する方法は、次のようにして行なわれる。

任意の既知の製鋼装置（平炉、電気炉、酸素、ガス−酸素混合物、中性ガスおよ びその他のガスによる上吹き抜け、底吹き抜けまたはそれらの組合さった吹き抜 けを有する転炉）において、炭素半製品は、例えば、次の組成（質量％）：炭　 　　素　　　　　　　　　　　０．０５−０．３マンガン　　　　　　　　０． ０５−０．１０珪　　　素　　　　　　　　　　　痕跡アルミニウム　　　　　 　痕跡 硫　　黄　　　　　　　　０．０３０　　まで燐　　　　　　　　　　　　０． ０２５　　まで鉄　　　　　　　　　　　残余 を有して゛製錬される。

炭素半製品を製造するための製鋼装置の提案された方法による選択は、製造され る汎用鋼に課される要求条件によって指令されまた最終鋼を製造するプラントに よってなされうる。

製鋼装置において得られる炭素半製品は、製鋼装置の生産能力に対応する生産能 力でまたはその数倍の生産能力で、取鍋内へ湯上しされる。

炭素半製品の湯出し中に、スラグ形成材料が取鍋内へ供給される（石灰、ドロマ イト、はたる石および／またはその他）。

取鍋が炭素半製品でその質量の０．２５以上かつ０．５以下の量で充填されるよ うになると、予備熱処理された合金元素含有酸化物材料が炭素半製品の湯出し中 に供給される。

合金元素含有酸化物材料として、マンガン含有材料ならびにクロム含有材料、バ ナジウム−チタン含有材料およびその他の材料を使用することが可能であり、こ れらは最終鋼の設定化学組成に依存して、別々にまたは組合せて取鍋内へ供給さ れる。

予備熱処理された合金元素含有酸化物材料の供給は、炭素半製品の取鍋内への湯 出しの完了よりも前に終了される。

合金元素含有酸化物材料の供給後、還元剤、例えばアルミニウムを基礎とする合 金、カルシウムを基礎とする合金、珪素を基礎とする合金またはチタンを基礎と する合金等が取鍋内へ供給される。

取鍋内への還元剤の供給は、炭素半製品の湯出しの完了よりも前に終了される。

その結果として、設定化学組成の鋼が得られる。

予備熱処理された酸化物材料の使用により、取鍋内でのスラグ溶融体の発泡が妨 げられ、そして炭素半製品で取鍋を充填する間、取鍋からの金属およびスラグの 噴出（ｓｌｏｐｐｉｎｇ）ならびに飛散（ｓｐｌａｓｈｉｎｇ）が防止される。

還元工程の円滑な進行および予備熱処理された合金元素含有酸化物材料中の水和 物水のほとんど完全な不存在により、鋼中の水素および窒素含量ならびに溶融ス ラグの発泡中に形成される非金属介在物の蓋をかなり減少せしめることが可能に なり、それによって最終鋼の品質が改良される。

取鍋内に供給される予備熱処理された酸化物材料からの合金元素の還元工程は短 く、取鍋内への炭素半製品の湯出しの完了と共に終了する。酸化物材料から鋼中 への合金元素の抽出率は９０−９７％に達し、これはフェロアロイを使用する場 合に得られる対応する値を大きく超えている。上記の全てが、製造された鋼をよ り安価にする。

炭素半製品をその質量の０．２５以上であるが０．５以下の量で湯出しした後の 、予備熱処理された合金元素含有酸化物材料の取鍋内への供給の初めおよび炭素 半製品の湯出しの完了よりも前のその供給の終了ならびに炭素半製品の湯出しの 完了よりも前の酸化物材料の供給後の還元剤の供給により、合金元素含有酸化物 材料の溶融、還元剤の溶融およびスラグ溶融体からの合金元素の還元の同時管理 が確保される。加えて、かかる工程は、酸化物材料からの合金元素の強い還元に 、また還元工程および取鍋内への炭素半製品の湯出しの同時完了に好都合であり 、それによって鋼の品位が改良されかつ鋼がより安価となる。

予備熱処理された合金元素含有酸化物材料が、炭素半製品をその質量の０．２５ 未満の量で湯出しした後に、取鍋内へ供給される場合、酸化物材料のいわゆる“ 金属化（＋＊ｅｔａｌｌｉｚａｔｉｏｎ）”が起こり、酸化物材料の表面上に固 体金属皮膜の形成がもたらされる。

これは、取鍋内への炭素半製品の湯出しの初めにおいて炭素半製品の落下ジェッ トが高い運動エネルギーを持ち、その結果として炭素半製品の強い対流的流れが 取鍋内に形成され、その流れが炭素半製品の場合よりも低い密度を有する材料（ 合金元素含有酸化物材料）をその本体内へと含ませることを可能にするという事 実のためである。炭素半製品の本体への酸化物材料の進入は、酸化物材料の溶融 を妨げる固体金属皮膜を該材料の表面上に形成すること（“金属化”）に好都合 である。その結果として、酸化物材料を溶融する条件が一層悪くなり、溶融速度 が減少し、そして合金元素の還元条件が悪化する。還元工程は、はとんど制御で きないようになる。

その上、還元剤の効果のない使用により、その損失が増大する。なぜならば、還 元剤は空中酸素との反応のために一部消費されるからである。

“金属化される（ｍｅｔａｌ　ｌ　１ｚｅｄ　）”ようになると、酸化物材料の 一部は炭素半製品の本体において溶融し、鋼を非金属介在物で汚染しそして鋼の 品質を悪化せしめる。

その上、酸化物材料の゛金属化される”部分は、還元工程に関与せず、従って、 予備熱処理された合金元素含有酸化物材料の全消費量が設定化学組成を有する鋼 を製造するために増加されなければならない。

予備熱処理された合金元素含有酸化物材料のトリバ内への供給が鋼合金化工程を 延長する。これは、酸化物材料の取鍋内への記載された供給のために、合金化工 程が酸化物成分および還元生成物の反応領域への拡散によって、すなわちまた多 くのパラメータ：温度、金属およびスラグの攪拌などに依存する反応の運動学的 条件によって限定されるという事実のためである。

酸化物材料からの合金元素の還元速度を増大するには、追加の熱支出およびエネ ルギーキャリヤの消費を要求する酸化物材料の溶融を促進することが必要とされ る。金属の追加の強い攪拌もまた、金属生成物すなわち合金元素の反応領域から の促進された除去のためにそして取鍋の高さに沿った金属中でのその均一な分配 のために所要とされる。

このためには、鋼鋳込み取鍋に金属を攪拌するための特別の装置を取付けなけれ ばならず、即ちその攪拌は、金属を設定化学組成および温度に調整するために設 計された特別の装置で行われる。

その上、取鍋内での合金化工程の延長により、還元剤の消費量の増大が引き起こ される。なぜならば、実際に通常使用される還元剤は予備熱処理された合金元素 含有酸化物材料よりも低い融点および密度の両方を有しているが、またそれらの 酸素親和性は合金元素の場合よりも高いからである。その結果として、取鍋内へ 導入される還元剤は、酸化物材料よりも速く溶融しそしてスラグ−金属溶融体中 のそれらの局部濃度が増大し、それはスラグ溶融体の表面上への溶融還元剤の出 現および空中酸素との反応のためのその後のその燃焼へと導く。還元剤のある部 分は、炭素半製品の本体に溶融した酸素との相互作用のためのために消費され、 それが最終鋼中の非金属介在物の量を増大し、また鋼の品質を悪化する。上記は 全て鋼をより高価にする。

炭素半製品の湯出しの完了より前に取鍋内へ還元剤を供給することにより、還元 工程および取鍋内への炭素半製品の湯出しの同時終了が確保され、また高品位の 最終鋼の製造が提供される。

すでに上記したように、炭素半製品の湯出しの終了後の取鍋内への還元剤の供給 により、還元剤の消費量が増大される。なぜならば、還元は、この場合において 、運動学的条件の下で進行し、そして酸化物の非金属介在物による鋼の汚染をも たらし、すなわち最終鋼の品位を悪化するからである。

還元剤として金属還元剤を使用することが好都合である。

金属還元剤の選択は、発熱が行なわれる状況において、すなわち熱発生により、 合金元素含有酸化物材料を使用して鋼合金化工程を行う必要性によって指令され る。鋼合金化工程が取鍋内で行われる場合、取鍋内へ導入される酸化物材料を加 熱しそして溶融するために追加の熱が所要とされる。

酸化物材料から合金元素を還元する反応が熱吸収（吸熱反応）により進む場合、 不足の熱は、他の手段によって、例えば製鋼装置内で炭素半製品を追加的に加熱 すること、アークまたは任意の他の方法により取鍋内で炭素半製品を特に加熱す ること、取鍋内へ追加して導入される発熱混合物を使用することあるいはその他 の手段によって補われなければならない６しかしながら、製鋼装置内での炭素半 製品の追加の加熱は、エネルギーキャリヤの追加の消費量に関係があるばかりで なく、例えば酸素転炉（ｏｘｙｇｅｎ　ｃｏｎｖｅｒｔｅｒ）において炭素半製 品を製造する場合におけるように、粗鉄の追加の消費量にも関係があり、そして 最終鋼の品質を悪化する。これは、炭素半製品の製鋼装置からの湯出しより前の 炭素半製品の温度上昇が炭素半製品中の酸素含量の増加に関係があるという事実 のためである。

炭素半製品からの追加の酸素の除去には追加量の脱酸剤が必要とされ、それが、 また、鋼中の非金属介在物の量を増大し、最終鋼の品位を悪化し、そして鋼をよ り高価にする。

アークまたは他の方法による取鍋内での炭素半製品の追加の加熱により、特別の 装置およびエネルギーキャリヤ（例えば、電気エネルギー）の追加の消費量が必 要とされ、かくして最終鋼はより高価になるが、それは汎用鋼の製造においては いつも容認されるわけではない。

発熱混合物の使用はまた、鋼をより高価にし、また発熱反応の生成物である非金 属介在物の量の増加のために鋼の品質を悪くする。

還元剤としての非金属材料の使用はそれほど好都合でない。

なぜならば、例えば、還元工程における炭素含有材料は、最終鋼の品質゛を悪く しかつ鋼をより高価にする熱吸収に好都合であるからである０発熱添加剤として 非金属成分を含んでいる還元剤もまたそれほど好都合ではない、なぜならば、上 記したように、それら還元剤の使用は、最終鋼の品質を悪くしかつ鋼をより高価 にするからである。

上記に基づけば、本明細書中で提案した方法をなしとげるに際し、硫黄のような 不純物を鋼中に導入しない金属還元剤を使用することは好都合であり、かくして 取鍋内への炭素半製品の湯出しの完了後に、鋼の深い脱硫の追加の作業を行うこ とは必要とされない、これは鋼をより安価にする。

酸化物材料としての任意の化学組成のマンガン鋼の製造においては、予め９００ −１２５０℃において熱処理を受けているマンガン含有酸化物材料が使用される 。

合金材料としてかかるマンガン含有酸化物材料を選択することは、汎用鋼のほと んど全てのタイプがマンガンを０．２５−２．５％の限界内で変化する量で含ん でいるということによって指令された。

９００−１２５０℃に等しい熱処理の温度限界は、酸化物材料がら水和物水を除 去する必要性に基づいている。なぜならば、上記したように、水和物水の存在が 、鋼合金化中のスラグの発泡、取鍋からの金属およびスラグの飛散へと導きまた 水素および窒素のようなガスによる最終鋼の汚染を増大せしめ、そしてそれが鋼 の品質を悪くするからである。

さらに、上記温度におけるマンガン含有酸化物材料の熱処理は、水和物水と同様 に、スラグの発泡、取鍋からの金属およびスラグの飛散に好都合でありそして最 終鋼中の水素および窒素含量ならびに非金属介在物の量を増大せしめるマンガン 含有酸化物材料中の炭素塩化合物の分解を容易にする。これは、最終鋼の品質を 悪くしかつ鋼をより高価にする。なぜならば、ガスからの鋼精錬および非金属介 在物の量の減少を目的として追加の手段が所望とされるからである。

Ｍｎｏｗ　（軟マンガン鉱）　、ＭｎＪ＜　（ハウスマン鉱）の形のまたは炭酸 塩ＭｎＣ０＊、ＣａＣＯ３としてのまたは他の形のマンガン含有酸化物材料が、 熱処理せずに使用されるかまたは９００℃より低い温度で処理される場合、取鍋 内へのそれら材料の供給は、酸化炭素ガスおよび二酸化炭素ガスの形成と共に酸 化物成分および炭酸塩成分の分解を伴う、酸化物材料のガス状分解生成物は、取 鍋内において溶融スラグを発泡し、また取鍋からの金属およびスラグの飛散の援 助をする。その上、それら生成物は、大気からスラグ−金属溶融体の本体への酸 素の移動の援助をし、最終鋼中の非金属介在物の量を増大し、最終鋼の品質を悪 くし、そして鋼をより高価にする。

マンガン含有酸化物材料の９００℃より低い温度における熱処理は、水和物水の 完全な除去を提供せず、この水和物水の存在はまた非金属介在物、窒素および水 素により鋼を汚染して、最終鋼の品質を悪くする。

マンガン含有酸化物材料の熱処理を１２５０℃より高い温度で行うことは好都合 でない、なぜならば、かかる温度においては、酸化物材料の溶融が起こり、それ により酸化物材料の物理化学特性が変わり、特に融点が増加するからである。さ らに、これは、取鍋内での還元工程を延長し、また取鍋内への炭素半製品の湯出 しの完了後にこの工程を効果のないようにする。

リムド鋼の製造においては、マンガン含有酸化物材料が、炭素半製品１トン当た り２．３０−３．９０　ｋ　ｇのマンガンの導入を確保する量で取鍋内へ供給さ れる。

これにより、取鍋の高さに沿って均一に分配されたマンガンの設定含量を有する 高品位鋼を製造すること、鋼の鋳込み後に鋳型内で金属の通常のりミング工程を 確保することそして最終製品の収量を増大することが可能になる。

マンガン含有酸化物材料の特定の消費量が炭素半製品１トン当たりマンガン２． ３ｋｇ未満である場合、鋳込み前の鋼中の必要酸素蓋に対して大きな程度まで原 因となる最終鋼中の所要のマンガン含量が低下するようになり、それによって最 終金属の品質が影響を受ける。

この場合における最終鋼は、増大した酸素含量、鋳込み後の劣ったりミング工程 、圧延製品の表面を悪くしそして欠陥の量を増大する晶出中のリム（ｒｉｍ＞の 形成の妨害を特徴とする。

最終鋼は質の悪いものである。

マンガン含有酸化物材料の特定の消費量の炭素半製品１トン当たり３．９０ｋｇ を超える値までの上昇は、最終鋼中のマンガン含量の増加をもたらし、かくして 鋳込み前の液体鋼中の酸素含量の、鋳型における通常のりミング工程および高品 位の圧延素材の製造を確保する極限値より低い値までの低下をもたらす。弱いリ ミング工程は、液体金属の本体からの非金属介在物およびガスの完全な除去を提 供せず、圧延製品の品質は悪くなり、そして最終鋼はより高価になる。

リムド鋼の製造において、アルミニウムは、還元剤として、製造される鋼の組成 の一部となる導入されるアルミニウムとマンガンとの、それぞれ（ｏ、３ｏ−ｏ 、３ｚ）：　（０，９５−１，０５）に等しい質量比から選ばれる量で、使用さ れた。

取鍋内へのアルミニウムの供給は、炭素半製品の湯出しの完了より前に終了され た。

アルミニウムとマンガンとの選ばれる質量比は、リムド鋼の製造中の取鍋内での 還元工程の次の特定の特徴によって指令される。

還元工程の高い強さ、酸化物材料および還元剤の溶融ならびにマンガン還元のよ うな工程の同時進行、およびマンガン還元および取鍋内への炭素半製品の湯出し の同時完了により、アルミニウムの効果的な使用が可能になった。この場合にお けるアルミニウムは、マンガン還元のためにほとんど完全に消費される；アルミ ニウムは、炭素半製品中に溶解した酸素ともあるいは空中酸素とも反応しない。

これにより、組成物からの一次酸化物のアルミナ非金属介在物（アルミニウムと 炭素半製品中に溶解した酸素との相互作用の生成物）の除去のために、リムド鋼 の品質が高まりまた合金化のためのマンガンフェロアロイの適用なしにアルミニ ウムを効果的に使用するために、最終鋼がより安価になる。

最終鋼の組成の一部となるマンガンの（０，９５−１，０５）に対して０．３０ より低い供給アルミニウムの特定の消費量は、リムド鋼中の設定マンガン含量を 達成するためには不充分であり、それは、鋼の高い酸化率、鋳込み後の鋳型にお ける劣ったリミング、欠陥量の増大および最終鋼の劣った品質をもたらす、従っ て、リムド鋼の品質を改良するために、マンガン含量を増大しなければならない 、しかしながら、鋼中のマンガン含量を、取鍋内へマンガンフェロアロイを添加 することによって増大する場合、鋼の価格は増大する。

供給アルミニウムの特定の消費量が最終鋼の組成の一部となるマンガンの（０， ９５−１，０５）に対して、０．３２より高い場合、アルミニウムの部分は、炭 素半製品の本体中に溶解した酸素との反応のために消費されそしてその結果とし て鋳込み後の鋳型内での鋼のりミング工程は弱くなり、最終鋼中の一次酸化物の アルミナ非金属介在物（アルミニウム酸化の生成物）の含量は増加し、最終鋼の 品位は悪くなり、欠陥の量は増加し、また鋼の価格は上昇する。

炭素半製品の取鍋内への湯出しの完了後に、アルミニウムを取鍋内へ供給する場 合、同様な負の現象がまた観測される。

アルミニウム合金鋼の製造においては、アルミニウムがリムド鋼の製造における ようにマンガンと共に同じ比率で還元剤として使用され、また取鍋内への炭素半 製品の湯出し後にアルミニウムの追加量が炭素半製品１トン当たり０．４５−０ ．８５　ｋｇの量で導入される。

アルミニウムの追加の導入は、設定アルミニウム含量を有する鋼を製造しまたア ルミニウムを効果的に消費する必要性によって指令される。

取鍋内への炭素半製品の湯出し工程が完了するようになると、マンガン含有酸化 物材料からのマンガン還元もまた終わりになる。従って、取鍋内へ追加的に導入 されたアルミニウムは、主に、鋼合金化のために消費される。これにより、アル ミニウムの効果的使用のために、設定アルミニウム含量を有する鋼を製造するこ とおよびアルミナ非金属介在物による鋼の汚染を除去することが可能になる。そ の結果として、最終鋼の品質が改良されまたその価格が減少する。

炭素半製品の湯出しの完了後に取鍋内へ追加的に導入されるアルミニウムの有効 な使用は、９３−Ｊ７％である。

０．４５　ｋｇ／　ｔより少ない量の追加アルミニウムの消費によっては、金属 の所要の品質は確保されず、０．８５　ｋｇ／ｌより多い場合は、鋼中のアルミ ニウム含量が増加し、それもまた所望でない。

アルミニウム合金鋼の製造においては、マンガン還元後、金属は、マンガンおよ び酸素に関して溶湯の化学組成を平均化するために、不活性ガス、例えばアルゴ ンにより吹き抜けせしめる（ｂｌｏｗｎ−ｔｈｒｏｕｇｈ）　。

追加アルミニウムの導入後のアルゴンによる溶融体の吹き抜け（ｂｌｏｗｎ−ｔ ｈｒｏｕｇｈ　）により、液体金属の本体中におけるアルミニウムの均一な分配 が確保され、それは最終鋼の品質を増大し、最終鋼から造られる圧延製品および スタンピングされた製品内の欠陥の量を減少する。

この場合においては、スラグ形成材料が、アルミニウムの第１部分の供給後に供 給される。これは、スラグの塩基度を増大し、スラグ溶融体中のマンガンの活性 を増大し、また酸化物材料からのマンガン還元を促進する。その結果として、最 終鋼中のマンガン含量が設定値に達しまた鋼の品位が改良される。

実施例 実施例１ クロム合金鋼の製造 鋼の製造法を３５０トン酸素転炉内で行ない、金属を取鍋内において設定化学組 成に調整した。

表１は、クロム合金鋼を製造する１５種の例を示しており：請求の範囲に記載さ れた工程に対応する工程パラメータおよび請求の範囲に記載された工程の範囲を はずれる工程パラメータが与えられている。

（以下余白） 一一一−−−−−−−−−−−−−−一一−−：２−−−−−□Ｎｏ、　　酸化 物材料の導入時間、　　還元剤の　還元剤の型　　　　炭素半製品の化学製出し される炭素半製品　導入時間　　　　　　　　　　組成、質量％全質量　　　湯 出し　　　材料の　湯出し　　合金の０．２　　　　の完了　　　後　　　の完 了より前　　　　　　より前 ２　　　０．２５　　　　　　　　　　　ｎ　　　　　　　　　　　ｎ　　　　 　　　ｎ　　　　　　　　　Ｉ）　　　　　　　　　０，０X　　　　　ｔｔ　 　　Ｏ，０８ ３０，３５ｎ　　　　　　　　　７１　　　　　　　　０．０９　　　　　ｎ　 　　Ｏ，０７４０，５／／　　　　　　））　　　　ｔｔ　　　　　ｔｔ　　　 　Ｏ，１０／／　　０．０７５　　　０．８　　　　　　　　　　　　　　　　 　　　　　　７１　　　　　　７１　　　　　　　　　ｔｔ　　　　　　　　　 Ｏ，０８氏@　　Ｏ，０７ ５０，２ｎ　　　　　　　　　　　ｎ　　　　　　　ｎ　　　　　　　　　７７ 　　　　　　　　０．０８　　　　　ｎ　　　Ｏ，０８７０，８ｎ　　　　　　 　　　　　））　　　　　　　７７　　　　　　　　　／７　　　　　　　　０ ．０９　　　　　ｎ　　　Ｏ，０８８０，３５Ｃ，Ｓ、（７）　　　　　ｎ　　 　　ｎ　　　　　ＩＩ　　　　　Ｏ，１Ｏｎ　　０．０８湯出し の完了後 ９　０．３５　　　　　Ｃ，Ｓ、ノ　　　　酸化物　ｎ　　　　　１７　　　　 ０．０９　　　ＩＩ　　Ｏ，０８湯出し　　　材料 の完了　　　より前 より前 １０　０．３５　　　　　　　　　　　酸化物　Ｃ，Ｓ、（７）　　　ｕ　　　 　　Ｏ，１０ｊＪ　　Ｏ，０８材料の　湯出し の後　　の完了 の後 １１　０．３５　　　　　　　　　　　　　ｎ　　　Ｃ，Ｓ、（７）　　　希土 類　　０．０９　　　ｎ　　Ｏ，０６湯出し　　金属 の完了　　基合金 より前 １２　０．３５　　　　　　　　　　　　　ｎ　　　　ｎ　　　　珪素基　　０ ．１Ｏｎ　　０．０７合金 １３　０．３５　　　　　　　　　　　　　ＩＩ　　　　ｎ　　　　カルシ０． ０９　　７７　０．０８ウム基 合金 １４　０．３５　　　　　　　　　　　　　ｕ　　　　１１　　　　チ９ン０． ０９　　　ｎ　　Ｏ，０７基合金 １５０．３５　　７７　　　７１　　ｔｔ　　炭素　０．１０　７７０．０７表 １続き ２　　０．０１７　　０．０１２　　　　　ノｔ　　　　　Ｏ，１００，７００ ，５３０，０９１，０５０，７２３０，０１７０，０１３７７０，１３０，６８ ０，５５０，０９１，０２０，フ３４　０．０１９　０．０１３　　７１　　０ ．１０　　０．６９　　０．５３　０．１０　１．０８　０．７２５　０．０１ ８　０．０１ｉ　　　ｎ　　　Ｏ，０９０，７００，５２０，０８１，０８０， ７０６０，０１９０，０１２７１０，０８０，６７０，５７０，０８１，０７０ ，７４７０，０２００，０１１ＪＪ　　　　　　Ｏ，１００，７２０，５１０， ０９１，０６０，フ２８　０．０２０　０．０１３　　　ｕ　　　Ｏ，０８０， ７００，５５０，１０１，０５０，６９９０，０２１０，０１０ｕ　　　Ｏ，ｆ ２　　０．７３　　０．５２　０．０９　１．０３　０．７０１０　０．０２０ 　０．０１１　　７１　　０．１０　　０．７０　　０．５５　０．１０　１． ０２　０．７１１１　　０．０１９　　０．０１３　　　　　ノｔ　　　　　　 Ｏ，１１０，８７０，５４０，０９１，０３０，７２１２０，０１８０，０１２ ７１０，０９０，７２０，５１０，１０１，１００，７４１３０，０１７０，０ １２ノｔ　　　　　Ｏ，０８０，７００，５００，０９１，０９０，６８１４０ ，０１９０，０１２ｎ　　　Ｏ，０９０，７３０，５６０，０９１，０３０，６ ９１５０，０１７０，０１０７７０，１００，７２０，４８０，５０１，０５０ ，フ０表１続き Ｎｏ、最終鋼の化学組成、　　　　　　　　　　　　クロム　　　　非金属介在 物質風％　　　　　　　　　　　　　　　　　抽出率％　　　の値Ｓ　　　Ｐ　 　　Ａｔ　　　Ｃｒ　　　Ｎｉ　　　Ｃｕ　　　　　　酸化物　硫化物　珪酸塩 １　０．０１９　０．０１３　０．０２５　０．６　　０．７１　０．５５　６ ２．５　　　３．３　　４．３　　２．３２　０．０１８　０．０１２　０．０ ２７　０．８７　０．７０　０．５３　９６．２　　　１．５　　１．８　　１ ．９３　０．０１８　０．０１３　０．０２３　０．８　　０．６８　０．５５ 　９６．２　　　１．６　　１．７　　２．０４　０．０１９　０．Ｏ］、３　 ０．０２６　０．８７　０．６９　０．５３　９Ｂ、２　　　１．７　　１．８ 　　１，８５　０．０１８　０．Ｏ］、２　０．０２５　０．４９　０．７０　 ０．５２　５０．０　　　３．５　　４．０　　２．８６　０．０２０　０．０ １２　０．０２４　０．４５　０．６７　０．５７　４６．２　　　３．５　　 ４．１　　２．５７　０．０２１　０．０１１　０．０２１　０．５６　０．７ ２　０．５１　５７．５　　　３．６　　３．９　　２．７８　０．０２０　０ ．０１３　０．０２１　０．４８　０．７０　０．５５　５０．０　　　３．７ 　　３．７　　２．３９　０．０２１　０．０１０　０．０２３　０．４８　０ ．７３　０．５２　４５．０　　　３．６　　３．９　　２．６１０　０．０２ １　０．０１１　０．０２１　０．６８　０．７０　０．５５　７２．５　　　 ３．４　　３．８　　２．６１１　０．０１９　０．０１３　０．０２６　０． ９　　０．６７　０．５４　９８．７　　　３．０　　４．１　　２．７１２　 ０．０１９　０．０１２　０．０２９　０．８４　０．７２　０．５１　９３． ７　　　３．２　　４．１　　２．８１３　０．０１７　０．０１２　０．０２ ７　０．８７　０．７０　０．５０　９８．７　　　３．６　　３．９　　２． ４１４　０．０２０　０．０１２　０．０２０　０．８５　０．７３　０．５６ 　９５．０　　　３．６　　４．４　　２．４１５０．０２３０．０１００．０ ２３０．ｉ６　０．７２　０，４８　　７．５　　　３．４　　４．７　　２． ６鉄は、全ての例において、炭素質半製品および最終鋼の化学組成における残余 である。

クロム含有酸化物材料として、次の化学組成（質量％）：Ｃｒ２Ｏ５７０，８４ ：　ＦｅＯ１２，１３：＾１ｚＯｓ　９．３５　；　５ｉ０２５．９４　；　Ｍ ｇＯ１，７４の転炉スラグを使用した。

スラグ形成材料として、（質量％）　ＣａＯ（９２＞およびＭｇＯ（６，５）を 含有する石灰ならびにほたる石を使用した。

金属還元剤として、アルミニウム、希土類元素、珪素、カルシウムまたはチタン を基材とした合金を使用した。

クロム含有材料を、１６００℃の温度で予備熱処理した。

転炉において炭素半製品と製造し、且つ１６４０℃に等しい金属温度を達成した 後、炭素半製品を、耐火粘度でライニングされた鋼鋳造み用取鍋内へ６分間揚出 しした。

取鍋が全質量の０．２〜０．６の量の炭素半製品で充填されるようになる該半製 品の湯出し中に、クロム含有酸化物材料（１３，５トン）、石灰（１，５）ン） およびほたる石（０，０２トン）を取鍋内へ供給した１次いで、還元剤をクロム の還元のために必要とされる量で導入した。

合金化工程は、取鍋内への金属の湯出しの完了と共に終了せしめた。

得られた金属を、次いで、厚さ１０−３０　ｍ＋ｓの厚板に圧延される２５０ｘ １５５０　ｍ＋１１の横断面を有するスラブへ連続鋳造するための機械（ＭＣＣ ）に鋳込んだ。

この方法の技術的パラメータが表１に与えられている。

得られた金属は、非金属介在物の低含量を、かくして既知方法に比べてより良好 な品質を特性としていた。

表１に示された例は、使用する還元剤、すなわち希土類元素、珪素、カルシウム またはチタンを基材とした合金によって異なっており：非金属還元剤−炭素もま た使用した。

なお、これらの例は、取鍋内へ湯出しされた炭素半製品の量に依存して酸化物材 料および還元剤を導入する種々の場合を特徴としている。

これらの例の技術的パラメータは表１に与えられている。

酸化物材料および還元剤を導入する時間に関する請求の範囲記載の特徴の違反（ ｉｎｆｒｉＢｅｍｅｎｔ　）は、設定化学組成の妨害、かくして金属の品質の劣 化をもたらす、非金属還元剤（炭素）の使用は、酸化物材料からのより低いクロ ム抽出率の原因となり、そして所要の値を超えた金属の浸炭、かくして最終鋼の 品質の劣化をもたらす。

表１から、最大の最適の結果（例えば、非金属介在物による鋼の最低の汚染およ び合金元素の高抽出率）は、汎用鋼の提案された製造法によって行なわれた実験 （例２，３および４）において得られたことがわかる。

実施例２ キルト鋼の製造 ３５０トンの酸素転炉内でキルト鋼を製造し、金属を鋼鋳造み取鍋内で設定化学 組成に調整した。

表２は、キルト鋼を製造する１３種の例を示しており；請求の範囲記載の工程に 対応する工程パラメータおよび請求の範囲記載の工程の範囲をはずれる工程パラ メータが与えられている。

（以下余白） 湯出しされる炭素半製品　　導入時間　　　温度、　　　組成、質量％全質量　 　　湯出し　　　材料の　湯出しの０．２　　　　の完了　　　後　　　の完了 より前　　　　　　より前 ２　０．２５　　　　７７　　　　　　／／　　　　ｎ　　　　９００　　　０ ．０５　０．０５３　０．３５　　　　　Ｈ７７ｎ　　　　１１００　　　０． ０５　０．０５４　　　０．５　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　７７ 　　　　　　　ツノ　　　　　　１２５０　　　　　　　０．０６　　　０D０ ５ ５０．６ノＩｎ１３５００．０６０．０８６　　０．２　　　　　　　　　　ツ ノ　　　　　　　　　ツノ　　　　　　ｎ　　　　　　　１１００　　　　　　 　０．０６　　　０．O６ ７　０．６　　　　　　ｎ　　　　　　ｎ　　　　ｎ　　　　１１００　　　０ ．０７　０．０６８０．３５Ｃ，Ｓ、のノｌツノ１１０００．０７０．０６湯出 し の完了後 ９　　　０．３５　　　　　　　　Ｃ，Ｓ、　の　　　　　　　　　　　　　　 ノＪ　　　　　　　１１００　　　　　　　０．０６　　　O．０５ 湯出し １０　０．３５　　　　　　ツノ　　　　　酸化物　ノｊ　　　　　１１００　 　　　０．０７　　０．０５材料 より前 １１　０．３５　　　　　　ｎ　　　　　酸化物　Ｃ，Ｓ、（７）　　　１１０ ０　　　０．０５　　０．０５材料の　湯出し 後　　　の完了 より後 １２　０．３５　　　　　ＩＩ　　　　　　１１　　　Ｃ，Ｓ、（７）　　　８ ００　　　０．０５　０．０５湯出し の完了前 １３　　０．３５　　　　　　　　　１７　　　　　　　　　　　ｎ　　　　　 　　ｕ　　　　　　　１３５０　　　　　　０．０６　　　O．０６ 表２続き Ｎｏ、　　炭素半製品の化学組成、　　　　最終鋼の化学組成、質量％Ｓｉ　　 　Ｓ　　　　Ｐ　　　ＡＩ　　　ＣＭｎ　　　Ｓｉ　　　Ｓ　　　Ｐ　　　　Ａ １１　痕跡　　０．０２０　０．０１　　痕跡　０．１８　０．３３　０．２０ 　０．０２１　０．０１１　０゜０３２２７１０．０２１０．０１０ｔノ０．１ ７０．５７０．２１０．０２２０．０１００．０３０−３７７０．０１９０．０ ０９ツノ０．１８０．５６０．２１０．０１９０．０１００．０３１４　　７１ 　　０．０２０　０．０１Ｏｎ　　　Ｏ，１８０，５７０，２００，０２００， ０１００，０３０５ＩＩ　　　Ｏ，０１９０，０１ｉ　　ｎ　　　Ｏ，１９０， ３９０，１９０，０２００，０１１０，０３１６ノＩＯ，０２００，０１１ノｔ Ｏ，１７０，３８０，１９０，０２００，０１１０，０３２７ノノ０．０２００ ．０１０）ＪＯ，１８０，３９０，２００，０２００，０１００，０３０８１１ ０，０２１０，０１０７７０，１７０，４２０，２１０，０２１０，０１００， ０２８９ツノ０．０２００．０１１ノｔＯ，１６０，５６０，１９０，０２１０ ，０１２０，０３１１０／７０．０２１０．０１１ノｔＯ，１７０，３２０，１ ９０，０２２０，０１１０，０２２１１ＮＯ，０１９０，０１０７ノ０．１７０ ．３６０．２１０．０２００．０１１０．０２８１２ノｔＯ，０１９０，００９ ノｔＯ，１６０，４００，２００，０１９０，０１００，０２３１３７ノ０．０ ２００．０１１ツノ０゜１９０．４５０．２１０．０２１０．０１１０．０３２ 表２続き Ｎｏ、　　　　マンガン抽出率、％　　　　　　　　　　　非金属介在物の値酸 化物　　硫化物　　珪酸塩 １　　　　　　４９．１　　　　　　　　　　　　　３．４　　　４．４　　　 ２．８２　　　　　　９４．５　　　　　　　　　　　　　１．４　　　１．８ 　　　１．９３　　　　　　９２．７　　　　　　　　　　　　　１．３　　　 １．９　　　１．８４　　　　　　９４．５　　　　　　　　　　　　　１．４ 　　　１．９　　　１．９５　　　　　　６０．０　　　　　　　　　　　　　 ３．３　　　４．５　　　２．８６　　　　　　５８．２　　　　　　　　　　 　　　３．０　　　４．２　　　３．０７　　　　　　６０．０　　　　　　　 　　　　　　３．６　　　４．０　　　２．７８　　　　　　６５．４　　　　 　　　　　　　　　３．５　　　４．０　　　２．６９　　　　　　９２．７　 　　　　　　　　　　　　３．７　　　３．９　　　２．９１０　　　　　　４ ９．１　　　　　　　　　　　　　３．０　　　４．１　　　２．４１１　　　 　　　５６．４　　　　　　　　　　　　　３．４　　　４．０　　　２．８１ ２　　　　　　６３．６　　　　　　　　　　　　　３．３　　　４．０　　　 ２．９１３　　　　　　７０．９　　　　　　　　　　　　　３．２　　　３． ９　　　２．７鉄は、全ての例についての炭素質半製品および最終鋼の化学組成 における残余である。

合金元素（マンガン）を含んでいる酸化物材料としては、次の化学組成（％）　 ：　ＭｎＯ５４，８；　５ｉＯｚ　１８．０　；　Ｆｅｔｕｓ　２．３　；Ａ１ ２０゜３．０　；　ＣａＯ５，０：　ＭＦｉＯ２，１；　Ｃ２，２；　Ｐ　Ｏ， １５；　Ｓ　Ｏ，０１５；強熱減量１２．４３５のマンガン含有酸化物材料を使 用した。

酸化物材料の予備熱処理を８００〜１３５０℃の温度で行なった。

炭素半製品を製造後し、且つ１６４５℃に等しい温度を達成した後に、炭素半製 品を、耐火粘土でライニングされでいる鋼鋳造み取鍋内へ湯出しした。

取鍋が炭素半製品でその全質量の０．２〜０．６の量で満たされるようになった 時、マンガン含有酸化物材料（４，０トン）、石灰（１，１）ン）、はたる石（ ０，１５）ン）、アルミニウム合金（０，８２トン）および６５％珪素を含んだ フェロシリコン（１，０トン）を取鍋内へ供給した。

マンガンによる鋼合金化工程は、取鍋内への炭素半製品の湯出しの完了と共に終 了し、また４分間以下の間続いた。

最終鋼を連続鋳造機（ＭＣＣ）に鋳込んでスラブにし、２゜−替厚の厚板に圧延 した。

酸化物材料から最終鋼へのマンガン抽出率は９４．５％であった。

非金属介在物による最終金属の汚染は、介在物の各タイプに対して６種の試験片 の平均値によって決定された。

マンガンフェロアロイにより合金化された鋼について、酸化物の平均値が３．４ 、硫化物の平均値が４．４および珪酸塩の平均値が２．８であるのに対して、上 記の場合に酸化物の平均値が１．４、硫化物の平均値が１．８および珪酸塩の平 均値が１．９であったことがわかった。

かくして、表２かられかるように、提案された方法を使用することにより、高い 品質の鋼の製造が確保される。鋼の価格は、酸化物材料の組成の一部となるマン ガンおよび空中酸素との相互作用によって生じた損失がほとんど完全に除外され た還元剤の効果的な使用のために、除外された。

なお、表２からは、特許請求の範囲記載の技術の違反が最終鋼の工程特性の悪化 をもたらすこともまた明らかである。

例Ｎｏ、　２．３．４．１２および１３は、請求の範囲記載の方法の工程パラメ ータに対応する。これらの例において、最終鋼の最大の最適特性、すなわち非金 属介在物による最終鋼の最低の汚染および酸化物材料からの高マンガン抽出率が 得られる。

実施例３ チタン含有キルド鋼の製造 ３５０トンの酸素転炉内でチタン含有キルト鋼を製造した。金属を、取鍋内で設 定化学組成に調整した。

表３は、チタン含有キルト鋼を製造する１２種の例ならびに請求の範囲記載の工 程に対応する工程パラメータおよび請求の範囲記載の工程の範囲をはずれる工程 パラメータを示している。

（以下余白） 湯出しされる炭素半製品　　　　　　　　　　　温度、　組成、質量％全質量　 　　湯出し　　　材料の　　　湯出しの０．２　　　　の完了　　　後　　　　 　の完了より前　　　　　　　　より前 ２０．２５７７ノノＨ９０００，０８Ｂ３０．３５ツノ〃ツノ１１０００．０７ ７７４０．５ノｌ〃ノｔ１２５００．０６ｎ５０．６ｎノＩｎ１３５００．０６ ＩＩ６０．２ツノ〃ノＪ１１０００．０８ｎ７　０．６０ｎ　　　　　　７７　 　　　　　ＩＩ　　　　１１００　　　０．０８　　　〃８０．３５Ｃ，Ｓ、の ＩＩツノ１１０００．０７ノノ９　０．３５　　　　　Ｃ，Ｓ、の　　　酸化物 　　　ｎ　　　　１１００　　　　０．０６　　　ｎ湧出し　　　材料 の完了　　　より前 より前 １０　０．３５　　　　　　ｎ　　　　　酸化物　　Ｃ，Ｓ、の　　１１００　 　　　０．０６　　　ｔノ材料の後　湯出し の完了後 １１０．３５ｎツノＣ，Ｓ、の８０００．０７１）より前 １２０．３５ノｌ〃ノ１１３５０’０．０７ｎ表３続き Ｎｏ、　　炭素半製品の化学組成、質量％　　　　　　最終鋼の化学組成、質量 ％Ｍｎ　　　Ｓ　　　　Ｐ　　　　ＡＩ　　　Ｔｉ　　　　ＣＳｉ　　　　Ｍｎ 　　　　Ｓｌ　　　９　　１０　　　１１　　　１２　　１３　　　１４　　　 １５　　　１６　　　１７１　０．０６　０．０２１　　０．０１５　　　痕跡 　痕跡　　０．０７　　０．２１　　０．８８　　０．０２１２　０．０６　０ ．０２１　　０．０１８　　　ＩＩ　　　　ｎ　　　Ｏ，０８０，２２１，４３ ０，０２１３０，０７０，０２２０，０１４／７　　　　ｎ　　　Ｏ，０７０， ２０１，４４０，０２２４０，０６０，０２００，０１４７１ｔｌ　　　　　０ ．０６　　　　０．２１　　　　１．４２　　　０．０２０５　　０．０６　　 ０．０２１　　　０．０１５　　　　１）　　　　　　ツノ　　　　　０．０６ 　　　　０．２０　　　　０．９０　　@０．０２１ ６　　０．０７　　０．０１９　　　０．０１３　　　　　ｎ　　　　　　ｎ　 　　　　Ｏ，０８０，２００，８７０，０２０７０，０７０，０１９０，０１３ ｎ　　　　　　７７　　　　０．０８　　　　０．２１　　　　０．９０　　　 ０．０１９８　０．０７　０．０２２　　０．０１４　　　ｎ　　　　ｒｔ　　 　Ｏ，０７０，２２１，０９０，０２２９０，０６０，０２３０，０１５ツノ　 　　　　ツノ　　　　　０．０Ｂ　　　　　０．２２　　　　０．４８　　　０ ．０２３１００．０６　　０．０２１　　　０．０１３　　　　　ｎ　　　　　 　ｎ　　　　　Ｏ，０Ｂ　　　　　０．２１　　　　０．６８　　　O．０２１ １１０．０６　　０．０２１　　　０．０１３　　　　　　ｎ　　　　　　／７ 　　　　　０．０７　　　　０．２０　　　　０．７５　　@０．０２１ １２０．０６　０．０２２　　０．０１２　　　ＩＩ　　　　ｎ　　　０．０７ 　　０．１９　　１．１５　　０．０２２表３続き Ｎｏ、最終鋼の化学　　　　　　　マンガン　チタン　　　非金属介在物の値組 成、質量％　　　　　　　抽出率、　抽出率、Ｐ　　　　　Ａ　Ｉ　　　　Ｔ　 ｉ　　　　　　　　　　　　　酸化物　硫化物　珪酸塩１　０．０１５　　０． ０３１　　０．０４８　　５８．６　　　５３．３　　　３．２　　４．３　　 ２．７２　０．０１６　　０．０３３　　０．０８４　　９７．８　　　９３． ３　　　１．３　　１．８　１．７３０．０１４　　０．０３４　　０．０８５ 　　９７．８　　　９４．４　　　１．４　　１．９　　１．９４０゜０１４　 　０．０３３　　０．０８５　　９７．１　　　９４．４　　　１．３　　２． ０　　１．８５０．０１５　　０．０３０　　０．０４７　　６０．０　　　５ ２．２　　　３．１　　４．０　　２．３６０．０１３　　０．０２８　　０． ０４５　　５８．１　　　５０．０　　　２．８　　４．１　　２．６７０．０ １３　　０．０３０　　０．０５０　　５９．３　　　５５．５　　　３．３　 　４．４　　２．８８０．０１４　　０．０３１　　０．０６２　　７２．９　 　　６８．９　　　３．５　　４．３　　２．７９０．０１５　　０．０３０　 　０．０２２　　３０．０　　　２４．４　　　３．０　　４．３　　２．８１ ００．０１３　　０．０３０　　０．０３６　　４４．３　　　４０．０　　　 ２．９　　４．２　　２．８１１０．０１４　　０．０２８　　０．０３０　　 ４８．６　　　３３．３　　　３．０　　４．１　　２．７１２０．０１３　　 ０．０２９　　０．０６　　　７７．９　　　６６．７　　　２．７　　４．４ 　　２．６鉄は、全ての例について、炭素質半製品および最終鋼の化学組成にお ける残余である。

マンガンおよびチタンによる合金化を同時に行った９合金材料として、次の酸化 物材料を使用した。

１、実施例２において記載したものと同じ予備熱処理したマンガン含有酸化物材 料；　　− ２、次の化学組成（質量％）　：　Ｔｉｅ、　４８．５５　；　５ｉｎ２０．６ 　；　ＭｎＯ２，６５：　Ｆｅ０２０．０　；　Ｆｅ２ｅｓ　２８．２を有する チタン酸化物材料、この酸化物材料は８００℃の温度で予備熱処理されていた。

スラグ形成材料および金属還元剤は上記実施例において使用したものと同じであ った。

転炉内での炭素半製品の製造後、それを耐火粘土ライニングを備えた取鍋内へ湯 出しした。

炭素半製品をその全質量の０．２〜０，６の量で湯出しした後、酸化物材料：１ ２トンの量のマンガン酸化物材料、１．１５１−ンのチタン含有酸化物材料、１ ．５トンの石灰、０．２トンのほたる石および３．５トンの還元剤を供給した。

製造した鋼をＭＣＣｃ′ニー鋳込みそして１０１１＋１厚の厚板（ｐｌａｔｅ＞ に圧延した。

厚板の試験は、請求の範囲記載の技術および請求の範囲記載の方法のパラメータ の違反により、非金属介在物による最終鋼の汚染がほとんど２倍増大し、そして フェロアロイで合金化された鋼の場合に近くなるということがもたらされること を示していた。非金属相の低下した含量が、製造された金属の高品質を定める。

合金元素の高い抽出率が最終鋼のより低い価格を定める。

表３からは、例２．３．４．１１および１２において、最終金属の最大の最適な 特性、すなわち非金属介在物による鋼の最小の汚染ならびに酸化物材料からの高 いマンガン抽出率および高いチタン抽出率が達成されることがわかる。これらの 例は請求の範囲記載の方法に対応している。

実施例４ リムド鋼の製造 １５０トンの酸素転炉内でリムド鋼を製造し、取鍋内で設定化学組成に調整した 。実施例２において記載したものと同様のマンガン含有材料を使用した。

表４は、リムド鋼を製造する１８種の例ならびに請求の範囲記載の工程に対応す る工程パラメータおよび請求の範囲記載の工程範囲をはずれている工程パラメー タを示している。

（以下余白） ２０．２５ノノノノノノ９００２．３ ８　０．３５　　　　Ｃ，Ｓ、の　　　　ｎ　　　　　　ｕ　　　　１１００　 　　　３．１湯出し の後 ９　０．３５　　　　　Ｃ，Ｓ、の　　　酸化物　　　ノｌ　　　　１１００　 　　　　３，１湯出し　　　材料 の完了　　　より前 より前 １０　０．３５　　　　　　ｎ　　　　　酸化物　　Ｃ，Ｓ、の　　１１００　 　　　　３．１材料の　　湯出し 湯出し 表４続き Ｎｏ、　　　　＾ｌ／Ｍｎ比　　　　　　　　炭素半製品の化学組成、質量％Ｃ Ｓｉ　　　　Ｍｎ　　　　Ｓ　　　　Ｐ　　　　Ａｔ１　　０．２５　：　０． ９　　　　　　０．０５　　　痕跡　　０．０５　　０．０１８　０．０１３　 　　痕跡２０．３：０．９５０．０５ノア０．０５０．０１８０．０１４ｎ３　 　０．３１：１．０　　　　　　０．０６　　　　／／　　　　０．０６　　０ ．０１７　０．０１３　　　ｎ４０．３２：１．０５０．０５ツノ０．０５０． ０１７０．０１４７７５　　０．３５：１．１　　　　　　０．０６　　　　ｎ 　　　　Ｏ，０６０，０１６０，０１４１ｒ６０．３１：１．００．０６ノノ０ ．０５０．０１８０．０１２ｎ７　　　　　　／／　　　　　　　　０．０５　 　　　ｎ　　　　Ｏ，０５０，０１６０，０１２ｎ８　　　　　　ＩＩ　　　　 　　　　Ｏ，０５ＩＩ　　　　０．０６　　０．０１５　０．０１２　　７７９ ＩＩＯ，０８ツノ０．０６０．０１７０．０１４ノ１ＩＱ７１０．０６ノＩＯ， ０５０，０１７０，０１３７／１１１ＩＯ，０６ノｔＯ，０６０，０１８０，０ １３７７１２ツノ０．０５ＩＩＯ，０５０，０１６０，０１２Ｉ１１３　　０． ３１：１．０　　　　　　０．０５　　　１１　　　０．０５　　０．０１８　 ０．０１４　　　〃１４ツノ０．０５ｔノ０．０６０．０＋９０．０１５ｍ１５ ０．２５：１．００．０６ｔノ０．０６０．０１９０．０１５ｊＪ１６　　０． ３５＋１．０　　　　　　０．０６　　　　ＩＩ　　　　Ｏ，０５０，０１８０ ，０１４ｌ１１７０．３１：０．９０．０５ｔノ０．０５０．０１６０．０１２ ｎ１８　　０．３１：１．１　　　　　　０．０６　　　１１　　　　Ｏ，０Ｂ 　　　０．０１６　０．０１５　　　ｎ表４続き Ｎｏ、　　最終鋼の化学組成、質量％　　　　　　　　　　　　　　　マンガン の抽出率、％ ＣＳｉ　　　　Ｍｎ　　　Ｓ　　　　Ｐ　　　　Ａ１１　　０．０５　　　痕跡 　　　０．１７　　０．０１８　　０．０１３　　　痕跡　　　　６０．０２０ ．０５ツノ０．２４０．０１６０．０１４）Ｉ８２．６３　　０．０６　　　１ ）　　　　０．３２　０．０１７　　０．０１３　　　ｎ　　　　　８３．９４ 　　　　０．０５　　　　　７１　　　　　　０．３７　　　０．０１７　　　 ０．０１４　　　　　ｎ　　　　　　　　　８２．１５　　０．０６　　　　Ｉ Ｉ　　　　Ｏ，３０，０１６０，０１４ｔｔ　　　　　３５．８６０．０６ｎＯ ，２０，０１８０，０１２ノＩ４８．４７　　０．０５　　　　ｎ　　　　Ｏ， ２２０，０１６０，０１２ｎ　　　　　５４．８８　　０．０５　　　　ｎ　　 　　Ｏ，２１０，０１５０，０１２ｎ　　　　　４８．４９　　　００６　　　 　　ツノ　　　　　　０．１６　　　０．０１７　　　０．０１４　　　　　ツ ノ　　　　　　　　３２．２１０　　　０．０６　　　　　　　ｒｒ　　　　　 　　　Ｏ，１８０，０１７０，０１３ｎ　　　　　　　　　４１．９１１　　　 ０．０６　　　　　　　／７　　　　　　　０．２１　　　０．０１８　　　０ ．０１３　　　　　　ツノ　　　　　　　　４８D４ １２　　　　０．０５　　　　　　７Ｉ　　　　　　　Ｏ，２５０，０１８０， ０＋−２ｎ　　　　　　　　　　６４．５１３　　　０．０５　　　　　　　Ｊ ｌ　　　　　　　Ｏ，１９０，０１８０，０１４１７７０，０１４０，０５７＋ 　　　　０．３６　　０．０１９　　０．０１５　　　ｎ　　　　　６９．８１ ５　　　０．０６　　　　　　ｎ　　　　　　　Ｏ，２２０，０１９０，０１５ ｎ　　　　　　　　　５１．６１ｆ３　　　０．０６　　　　　　ノｔ　　　　 　　　Ｏ，２９０，０１８０，０１４ｎ　　　　　　　　　７７．４１７　　　 ０．０５　　　　　　　ＩＩ　　　　　　　Ｏ，２９０，０１６０，０１２７１ ７７，４１８０，０６ＩＩ　　　　　　　Ｏ，２３０，０１Ｂ　　　　０．０１ ５　　　　　ｎ　　　　　　　　　５４．８鉄は、全ての実施例について炭素質 半製品および最終鋼の化学組成における残余である。

取鍋内への導入より前に、マンガン含有酸化物材料を８００〜１３５０℃の温度 において予備熱処理した。

転炉内で炭素半製品を製造し、且つ１６００℃を達成した後、炭素半製品を耐火 粘土でライニングされている鋼鋳造み取鍋内へ６分間浸出しした。

湯出し工程の初めにおいて、取鍋が全質量の０．２−０．６の量で炭素半製品に より満たされるようになった時、２．０−４．３Ｋｇ／ｌ（金属）のマンガンの 導入を確保する０、７１−１．５２　ｔの量のマンガン含有材料、石灰（０，５ ｔ）　＋はなる石（０，０２５ｔ）および表４に示された限度内の５１７Ｍｎ比 を保持するために所要とされる量のアルミニウム合金を取鍋内へ供給した。

取鍋内への湯出しの完了後、表４に与えられた化学組成を有する金属を製造した 。

表４からは、請求の範囲記載のパラメータおよび工程の範囲内の提案された方法 を使用することにより、高品位の鋼の製造が提供されることがわかる。

マンガン酸化物材料から最終鋼へのマンガン抽出率は約８０％であった。いかな るマンガンフェロアロイも使用されなかった。

かくして、リムド鋼の製造においてマンガンフェロアロイの使用をなくすことに より、マンガン損失が、フェロアロイの製造中におよび取鍋内での鋼の合金化中 に生じる損失を含んで１１１５％だけ減少した。

製造した鋼を１６．７　ｔインゴットに鋳造した。圧延した素材（２＋ｌｌ１１ 厚の厚板）の表面特性および機械特性の評価により、圧延製品における欠陥量が ２１％だけ減少したことが示された。

表４から、例２．３．４．１１−１８において、工程パラメータは請求の範囲記 載の方法に対応することがわかる。これらの例において、マンガン抽出率は最高 であった。

実施例５ バナジウム含有リムド鋼の製造 ２５０トンの酸素転炉内でバナジウム含有リムド鋼を製造し、そして鋼鋳造み取 鍋内で設定化学組成に調整した。

表５は、バナジウム含有リムド鋼を製造する１８種の例ならびに請求の範囲記載 の工程に対応する工程パラメータおよび請求の範囲記載の工程の範囲をはずれた 工程パラメータを示している。

（以下余白） 湯出しされる炭素半製品　導入時間　　　材料の　　の導入量、全質量　　　湯 出し　　　材料の　湯出しの０，２　　　　の完了　　　後　　　の完了より前 　　　　　　より前 ２　　　０．２５　　　　　　　　　７／　　　　　　　　　　　／／　　　　 　　　ｔｔ　　　　　　　９００　　　　　　　　２．３　@０．３：０．９５ ３　０．３５　　　　　Ｈｎ　　　　ｎ　　　１１００　　　　３．１　０．３ １：１．０４　　　０．５　　　　　　　　　　７７　　　　　　　　　　　） １　　　　　　　ツノ　　　　　１２５０　　　　　　　　３．９　　O．３２ ：１．０５ ５　　　０．６　　　　　　　　　　　ＩＩ　　　　　　　　　　　７１　　　 　　　７７　　　　　１３５０　　　　　　　　４．３　　O．３５：１．１ ６　０．２　　　　　７７　　　　　　ｎ　　　　ｎ　　　１１００　　　　３ ．１　０．３１：１．０７　　　０．６　　　　　　　　　　１）　　　　　　 　　　　　ノｌ　　　　　　ノｔ　　　　　　ｔｌｏｏ　　　　　　　　　３． １　@０．３１　：　１．０ ８　０．３５　　　　Ｃ，Ｓ、の　　　　ＨＨ１１００３，１’０．３１：１． ０湯出し の後 ９　０．３５　　　　　Ｃ，Ｓ、ノ　　　　酸化物　ｎ　　　１１００　　　　 ３．１　０．３１　：　１．０湯出し　　　材料 の完了　　　より前 より前 １０　０．３５　　　　　　ｎ　　　　　酸化物　Ｃ，Ｓ、ノ１１００　　　　 ３．１　０．３１：１．０材料の　湯出し 供給の　の後 後 １１　　０．３５　　　　　　　　　　ｎ　　　　　　　　　　　　ｒノ　　　 　Ｃ，Ｓ、（７）　　　８００　　　　　　　　３．１　　O．３１：１．０ より前 １２　　　　）Ｉ　　　　　　　　　　　　ｎ　　　　　　　　　　　ｎ　　　 　　　　７１　　　　１３５０　　　　　　　３．Ｉ　　　@　　　ｎ １３　　　　　）Ｉ　　　　　　　　　　　　ｎ　　　　　　　　　　　ｕ　　 　　　　　ｎ　　　　　１１００　　　　　　　２．Ｏｎ１４　　　　　ｎ　　 　　　　　　　　　　７７　　　　　　　　　　　　ｎ　　　　　　　７７　　 　　１１００　　　　　　　　４．３@　　　　　　　ｕ ２０．０５ツノ０．０６０．０１８０．０１３７７１７０．０５ツノ３０．０６ ７７０．０７０．０１７０．０１４７ノノノ０．０６ｎ４０．０６ＩＩＯ，０５ ０，０１７０，０１３ｔノノノ０．０６ｎ５０．０５ツノ０．０５０．０１６０ ．０１２ノ）ツノ０．０５７７６０．０５／１０．０５０．０１８０．０１５ツ ノ））０．０５ｎ７０．０６ノノ０．０５０．０１８０．０１４１／ｎＯ，０６ ノ１８０゜０５ｔノ０．０７０．０１７０．０１３７ノＩＩＯ，０５ｔｔ９Ｑ、 ０６ノＩＯ，０７０，０１６０，０１２ｊノノノ０．０６ｕ１００．０８ツノ０ ．０５０．０１７０．０１４ｎｎＯ，０８ｔｔ１１０．０５ｔノ０．０５０．０ １８０．０１３７７ノ７０．０５ツノ１２０．０５ｒノ０．０６０．０１７０． ０１５ツノノア０．０５ｎ１３０．０６ノノ０゜０７０．０１８０．０１５ツノ ｊ）０．０６Ｉ１１４　　０．０６　　　ｎ　　　　　Ｏ，０６０，０１６０， ０１２ｎ　　　　　ｎ　　　　Ｏ，Ｑ６　　　　ｎ１５０．０８ｎＯ，０６０， ０１７０，０１２ｔノノノ０．０６１）１６０．０５ｔノ０．０５０．０１９０ ．０１３ノＩｎＯ，０５ｎ！７　　０．０６　　　ｎ　　　　　Ｏ，０５０，０ １９０，０１２／／　　　　　）Ｊ　　　　Ｏ，０８ｎ１８０．０５ノｒ０．０ ６０．０１８０．０１４ＩＩノＩＯ，０５ｕ表５続き Ｎｏ、　　最終鋼の化学組成、　　　　　　　　　　　　　マンガン　　　バナ ジウムＭｎ　　　　Ｓ　　　　Ｐ　　　　ＡＩ　　　Ｖｌ　　　１８　　　　１ ９　　　２０　　　２１　　　２２　　　　２３　　　　　　　２４１　　０． １８　　０．０１７　　０．０１５　　　痕跡　　０．００７　　６０．０　　 　　　　４３．７２　　０．２４　　０．０１８　　０．０１３　　７１　　０ ．０１４　　７８．３　　　　　　８７．５３　　　０．３２　　　　０．０１ ７　　　０．０１４　　　　　ｎ　　　　　Ｏ，０１５８０，６９３，７４０， ３５０，０１７０，０１３ｎ　　　Ｏ，０１４７８，９８７，５５０，３２０， ０１７０，０１２ノｔ　　　　　Ｏ，０６６６２，８３７，５６０，１６０，０ １８０，０１５ｎ　　　Ｏ，００５５５，０３１，３７０，２８０，０１９０， ０１４ｎ　　　Ｏ，００６５３，５３７・５８　　０．２２　　０．０１８　　 ０．０１３　　　ｒｔ　　　Ｏ，００４４８，４２５，０９０，２７０，０１６ ０，０１３ツノ　　　　０．００３　　　　６４．５　　　　　　　　　　１８ ．７１０　　０．２０　　０．０１７　　０．０１４　　　／／　　　０．００ ３　　４８．４　　　　　　１８．７１１　　　０．２４　　　　０．０１８　 　　０．０１３　　　　　ノｔ　　　　　Ｏ，００４８１，３２５，０１２０， ２４０，０１８０，０１５ｎ　　　Ｏ，００Ｂ　　　５８．１　　　　　　３７ ．５１３　　　０．２２　　　　０．０１９　　　０．０１５　　　　　ツノ　 　　　０．０１３　　　　４８．４　　　　　　　　　　８１．R １４　　０．２３　　０．０１６　　０．０１２　　　ｎ　　　Ｏ，０１４５４ ，８８７，５１５０，１９０，０１７０，０１２／／　　　０．０１３　　４１ ．９　　　　　　８１．３１６　　０．１７　　０．Ｏｆ９　　０．０１３　　 　ｎ　　　Ｏ，０１２３８，７７５，０１７０，１３０，０１９０，０１２１） 　　　　　０．０１３　　　　２５．８　　　　　　　　　　８１．３１８　　 　０．０１３　　　　Ｑ、０１８　　　０．０１４　　　　７７　　　　０．０ １４　　　　２２．８　　　　　　　　　　８７．T 鉄は、全ての例に対して、炭素質半製品および最終鋼の化学組成における残余で ある。

マンガンおよびバナジウムによる合金化は、酸化物材料からの還元によって伴な われる。

このなめに、質量％：　Ｖ２Ｏ５８５，２３；　５ｉＯｚ　２．５　；　Ｆｅ２ Ｏ３７，０：＾１．０．０．４　；　Ｃａ０２．１　；　Ｍｇ００．６　；　Ｔ ｉｅ２１．８　；　Ｐ　Ｏ，０７；　Ｓ　０．３を含んでいる予備熱処理された （８００−１１００　’Ｃ）マンガンおよびバナジウム含有酸化物材料を使用し た。酸化物材料を１ａｏｏ　”ｃの温度で処理した。

スラグ形成材料としてまた還元剤として、実施例２において記載したものと同じ 材料を使用した。

転炉内で炭素半製品を製造し、且つ１６３５℃の温度を達成した後に、塩基性ラ イニングを備えた取鍋内へ該製品を湯出しした。

全質量の０．２−０．６の量の炭素半製品の湯出しの後、バナジウム含有酸化物 材料（１，Ｏｔ）、マンガン含有酸化物材料（その炭素半製品１を当たり２．０ −４．３　Ｋｇのマンガンの導入を確保する１、２−２．５　ｔ）　、石灰（０ ，８ｔ）−はたる石（０，０６ｔ）および表５に示された＾Ｉ／Ｍｎ比に対応す る量のアルミニウム合金を取鍋に供給した。

湯出しの完了後、化学組成が表５に与えられている鋼を取鍋内で製造した。

バナジウム抽出率は８９％であり、マンガン抽出率は９０．６％であった。いか なるマンガンおよびバナジウムフェロアロイも鋼の製造に際し使用１７なかった 。

最終鋼を８．１７　ｔの鋳型に鋳込み、次いで圧延してビレットにした。表面品 質の評価は、欠陥量が２５％だけ削減されたことを示していた。

酸化物材料からの合金元素の高い抽出率が最終鋼の価格を削減することを可能に する。

１Ｍ２．３．４．１１−１８は、請求の範囲記載の方法の工程パラメータに対応 している。

これらの例において、最終金属は、最大の最適特性、すなわち酸化物材料からの マンガンおよびバナジウムの最高の抽出率を有している。

実施例６ アルミニウム合金鋼の製造 ３５０トンの酸素転炉内でアルミニウム合金鋼を製造し、鋼鋳造み取鍋内で設定 化学組成に調整した。

表６は、アルミニウム合金鋼を製造する１４種の例ならびに請求の範囲記載の工 程に対応する工程パラメータおよび請求の範囲記載の工程の範囲をはずれた工程 パラメータを示している。

（以下余白） 導入時間：　　　　　　　導入時間　　　酸化物材料の、　　のマンガン導入揚 出しされる　　　　　　　　　　　　　熱処理温度、℃　　量、Ｋｇ／を炭素半 製品 全質量　　　湯出し　　　材料の　湯出しの０．２　　　　の完了　　　後　　 　の完了より前　　　　　　より前 ２０．２５ツノｎ７／９０００．４５ ３０．３５１１ツノｎ１１０００．６５４０．５ツノツノ１２５００．８５ ５０．６７１ノＩノ！１３５００．９０６　　０．２　　　　　　　　　　ツノ 　　　　　　　　　　ツノ　　　　　　ｕ　　　　　　　　１１００　　　　　 　　　　　　　　　f０．６５ ７０．６ノノ１７７７１１０００．６５８０．３５Ｃ，Ｓ、のツノｌ１１１００ ０．６５湯出し の後 ９　０．３５　　　　　Ｃ，Ｓ、の　　　酸化物　ＩＩ　　　　１１００　　　 　　　　０．６５湯出し　　　材料 の完了　　　より前 より前 １０　０．３５　　　　　　ノＩ　　　　酸化物　Ｃ，Ｓ、の　　１１００　　 　　　　　０．６５材料の　湯出し 後　　　の後 １１０．３５ノｔＩＩＣ，Ｓ、の８０００．６５湯出し の完了 より前 １２０．３５ｔノｎｎ１３５００．６５１３０．３５ノｔｎ７７１１０００．４ １４０．３５ノノノ！ノ／１１００Ｑ、９表６続き Ｎｏ、　　炭素半製品の化学組成、　　　　　　　　　　　　　　　最終鋼の化 学組成、質量％　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　質量％ＣＳ ｉ　　　　Ｍｎ　　　　Ｓ　　　　Ｐ　　　　ＡＩ　　　　ＣＳｉ　　　Ｍｎ１ 　　０．０８　　　痕跡　　０．０７　　０．０１８　　０．０１　　痕跡　　 ０．０６　　痕跡　　ｏ、２９２　　　　０．０７　　　　　　ｔノ　　　　　 　０．０７　　　　０．０１８　　　０．０１１　　　　ＩＩ　　　　　　Ｏ， ０７’ＩＩ@　　　　　Ｏ，３６ ３０，０６ノＩ　　　　　　Ｏ，０Ｂ　　　　　０．０１９　　　０．０１１　 　　７７　　　　０．０６　　　　ｎ　　　　　Ｏ，３５４０，０６７／　　　 　　　０．０６　　　　０．０１９　　　０．０１２　　　　ノＪ　　　　　Ｏ ，０６ｎ　　　　　Ｏ，３５５０，０７７７０，０７０，０１８０，０１２ｎ　 　　　　Ｏ，０７ｎ　　　　　Ｏ，２８６０，０７ノｒ　　　　　　Ｏ，０５０ ，０１７０，０１Ｏｎ　　　　　Ｏ，０７ｎ　　　　　Ｏ，２５７０，０６１１ ０，０５０，０１７０，０１０ｔノ　　　　　０．０６　　　　７７　　　　　 ０．２６８　　０．０７　　７／　　　　０．０７　　０．０１９　　０．０１ １　　　ｎ　　　Ｏ，０７ｎ　　　Ｏ，２６９０，０６）ｌ　　　　　　　Ｏ， ０７０，０１７０，０１２ｎ　　　　　　Ｏ，０６ｎ　　　　　　Ｏ，１７１０ ０，０６ｎ　　　　　　　Ｏ，０８０，０１９０，０１１ｎ　　　　　　Ｏ，０ ８ＩＩ　　　　　　Ｏ，２３１１０，０７７７０，０６０，０１７０，０１Ｏｎ 　　　　　０．０７　　　　ｎ　　　　　Ｏ，２３１２０，０７ツノ　　　　　 　０．０７　　　　０．０１６　　　０．０１Ｏｎ　　　　　　Ｏ，０７ｎ　　 　　　　Ｏ，２９１３０，０７ＩＩ　　　　　　　Ｏ，０７０，０１８０，０１ １ツノ　　　　　Ｏ，’０７　　　　　ＩＩ　　　　　　Ｏ，３６１４０，０６ Ｉ　　　　　　Ｏ，０５０，０１８０，０１１ｔｔ　　　　　Ｏ，０６ｎ　　　 　　Ｏ，３４表６続き Ｎｏ、　　最終鋼の化学組成、　　　　　　　機械的特性、Ｋｇ／−ｍ２　　　 　　マンガン質量％　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　 抽出率、％１　　０．０１８　　０．０１０　　０．０３８　　　　　１７　　 　　　３１　　　　　　　７３．３２　　０．０１８　　０．０１１　　０．０ ４３　　　　　２１　　　　　３３　　　　　　　９６．７３　　０．０１９　 　０．０１１　　０．０６３　　　　　２０　　　　　３２　　　　　　　９６ ．７４　　０．０１９　　０．０１２　　０．０８２　　　　　２０　　　　　 ３２　　　　　　　９Ｂ、６５　　０．０１８　　０．０１２　　０．０８６　 　　　　１８　　　　　３２　　　　　　　７０．０６　　０、Ｏ！７　　０． ０１０　　０．０６３　　　　　１７　　　　　３３　　　　　　　６６．７７ 　　０．０１７　　’０．０１０　　０．０６２　　　　　１７　　　　　３２ 　　　　　　　７０．０８　　０．０１９　　０．０１１　　０．０６４　　　 　　１８　　　　　３３　　　　　　　６３．３９　　０．０１７　　０．０１ ２　　０．０６２　　　　　１６　　　　　３０　　　　　　　３３．３１０　 　０．０１９　　０．０１１　　０．０８１　　　　　１７　　　　　３２　　 　　　　　５０．０１１　　０．０１７　　０．０１０　　０．０６１　　　　 　’１８　　　　　３３　　　　　　　５６．７１２　　０．０１６　　０．０ ＋０　　０．０６２　　　　　１９　　　　　３４　　　　　　　７３．３１３ 　　０．０１８　　０．０１１　　０．０３７　　　　　１９　　　　　３４　 　　　　　　９６．７１４　　０．０１８　　０．０１１　　０．０８７　　　 　　１７　　　　　３４　　　　　　　９６．８最終鋼の化学組成は表６に与え られている。

鉄は、全ての例について、炭素質半製品および最終鋼の組成における残余である 。

実施例４において記載したものと同じ材料を使用した。

マンガン含有酸化物材料を８００−１１００℃の温度で熱処理した。

取鍋内での炭素半製品の製造後であって１６５０℃の温度を達成した後、取鍋内 へ該製品を湯出しした。

炭素半製品の全質量の０．２−０．６を湯出しした後、マンガン含有酸化物（２ ，３ｔ）　、石灰（０，６ｔ）　、はたる石（０，０８ｔ）およびアルミニウム 合金（０，６８ｔ）を取鍋内へ供給した。

炭素半製品の湯出し完了後、追加量のアルミニウム合金を炭素半製品１を当たり ０．４−０．９　Ｋ、のアルミニウムの特定の消費量で、取鍋内へ供給した。

最終鋼の化学組成は表６に与えられている。

マンガン含有酸化物材料の最終鋼へのマンガン抽出率は９３％であり、アルミニ ウム抽出率は９４％であった。マンガンによる鋼合金化工程は、取鍋内への炭素 半製品の湯出しの完了と共に終了した。

最終鋼は高い品質のものであった。これは、機械的特性：σ＋　＝　２１　、０ 　Ｋｇ／−＊２　；σ２−３３　、０　Ｋｇ／−輪２（但し、σ１は降伏点であ り、σ２は極限強さである）によって示される。

マンガンおよびアルミニウムの高抽出率は、材料の効果的な使用のために、最終 鋼の価格の減少に有利であった。

表６から、請求の範囲記載のパラメータおよび工程の範囲内の提案された方法の 使用により、最大の最適特性、すなわち最終鋼の最適な機械的特性および酸化物 材料からの高いマンガン抽出率をもった金属の製造が確保されることがわかる（ 例２−４．１ｌ−１４）　。

産業上の利用可能性 かくして、実施例および付随する表かられかるように、提案された方法の使用に より、フェロアロイを利用することなく、汎用鋼合金の製造が確保される。

提案された発明の使用により、酸化物材料からの合金元素の還元工程を促進する ことそして取鍋内への炭素半製品の湯出しの完了の時に最終鋼を得ることが可能 になる。

これが、製鋼装置の生産性を高めることを可能にし、また品位を改良するために 鋼の追加処理を使用する必要性を除外する。

その上、取鍋からの溶融した金属およびスラグの噴出ならびに飛散が除かれたた めにまた脱酸および鋼合金化のガス状生成物の大気中への遊離のはっきりした減 少のために、人員の労働条件が大いに改良される。

提案された方法の使用は、最終鋼の品位を改良しまた価格を削減する。

国際調査報告

Claims (5)

【特許請求の範囲】
1. １．製鋼装置内で炭素含有半製品を製造し、それを取鍋内へと湯出しし、取鍋内 ヘスラグ形成材料、還元剤および予備熱処理された合金元素含有酸化物材料を供 給することを包含する汎用鋼の製法において、 予備熱処理された酸化物材料の供給が、炭素含有半製品をその全質量の０．２５ 以上および０．５以下の量で湯出しした後に始められ、炭素含有半製品の湯出し 中継続され、そして炭素含有半製品の湯出しの完了より前に終了されること、還 元剤の供給が予備熱処理された酸化物材料の供給後に行なわれ、そして炭素含有 半製品の湯出しの完了より前に終了されることを特徴とする製法。
2. ２．予備熱処理された酸化物材料が約９００℃乃至約１２５０℃の温度で予備熱 処理されたマンガン含有酸化物材料を包含することを特徴とする請求の範囲第１ 項に記載の方法。
3. ３．リムド鋼の製造において、上記マンガン含有酸化物を、炭素含有半製品の１ トン当たり２．３０−３．９０Ｋｇのマンガンの導入を確保する量で供給するこ とを特徴とする請求の範囲第２項に記載の方法。
4. ４．リムド鋼の製造において、金属還元剤がアルミニウムを包含し、アルミニウ ム消費量が、導入されるアルミニウムと最終鋼の組成の一部となるマンガンとの それぞれ（０．３０−０．３２）：（０．９５−１．０５）に等しい質量比から 選ばれることを特徴とする請求の範囲第２項におよび第３項に記載の方法。
5. ５．アルミニウムにより合金化される鋼の製造において、還元剤がアルミニウム を包含し、アルミニウム消費量が、供給されるアルミニウムと最終鋼の組成の一 部となるマンガンとのそれぞれ（０．３０−０．３２）：（０．９５−１．０５ ）に等しい質量比から選ばれること、またスラグ形成材料の供給が、還元剤とし て使用される上記アルミニウムの供給後に始められ、取鍋内への炭素含有半製品 の上記湯出し中に実施され、アルミニウムの追加の部分が取鍋内への炭素含有半 製品の湯出しの完了後に、炭素含有半製品１トン当たり０．４５−０．８５Ｋｇ の量で導入され、そして溶融体が中性ガスで吹き抜けせしめられる（ｂｌｏｗｎ −ｔｈｒｏｕｇｈ）ことを特徴とする請求の範囲２記載の方法。