WO2020152945A1 - 低炭素フェロマンガンの製造方法 - Google Patents

低炭素フェロマンガンの製造方法 Download PDF

Info

Publication number
WO2020152945A1
WO2020152945A1 PCT/JP2019/043811 JP2019043811W WO2020152945A1 WO 2020152945 A1 WO2020152945 A1 WO 2020152945A1 JP 2019043811 W JP2019043811 W JP 2019043811W WO 2020152945 A1 WO2020152945 A1 WO 2020152945A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
blowing
gas
blown
carbon ferromanganese
molten metal
Prior art date
Application number
PCT/JP2019/043811
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
勇輔 藤井
新吾 佐藤
川畑　涼
菊池　直樹
敏生 塩田
一平 樋口
Original Assignee
Ｊｆｅスチール株式会社
水島合金鉄株式会社
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Ｊｆｅスチール株式会社, 水島合金鉄株式会社 filed Critical Ｊｆｅスチール株式会社
Priority to MYPI2021004116A priority Critical patent/MY195461A/en
Publication of WO2020152945A1 publication Critical patent/WO2020152945A1/ja
Priority to ZA2021/05194A priority patent/ZA202105194B/en

Links

Images

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
    • 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
    • C21C7/00—Treating molten ferrous alloys, e.g. steel, not covered by groups C21C1/00 - C21C5/00
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C33/00—Making ferrous alloys
    • C22C33/04—Making ferrous alloys by melting

Definitions

  • the present invention relates to a method for producing low carbon ferromanganese.
  • Manganese (Mn) component which is useful as an alloy component of steel products, is added at the end of the converter refining in the case of the converter steelmaking method using blast furnace hot metal as the main raw material, while the electric furnace using scrap as the main raw material. In the case of the steelmaking method, it is added during the melting operation, but in any case, it is common to use a ferromanganese (FeMn) alloy as the manganese component.
  • FeMn ferromanganese
  • This ferromanganese alloy is classified into high-carbon ferromanganese (HCFeMn), medium-carbon ferromanganese (MCFeMn), and low-carbon ferromanganese (LCFeMn) according to the contained carbon concentration, and its chemical composition is determined by Japanese Industrial Standards (JIS). (See Table 1). Since MCFeMn and LCFeMn are usually manufactured by using an expensive silicon manganese (SiMn) alloy and a large amount of electric power, they are alloyed iron far more expensive than HCFeMn.
  • HCFeMn high-carbon ferromanganese
  • MCFeMn medium-carbon ferromanganese
  • LCFeMn low-carbon ferromanganese
  • desiliconization method a silicon-manganese molten metal having a target carbon content is prepared in an electric furnace, and then manganese oxide such as manganese ore is added to this molten metal to oxidize and remove silicon in the silicon-manganese molten metal. is there.
  • This method has a problem that the electric power cost is increased because the electric furnace is used.
  • the values of the equilibrium constants K, a Mn , and a C can be calculated using the thermodynamic data of the literature, and the equilibrium [C] in the molten metal under the conditions of the following equations (3) and (4)
  • the decarburization limit of the ferromanganese molten metal can be known.
  • a MnO 1
  • P is the total pressure (atm)
  • P Mn is equal to the vapor pressure of Mn at that temperature.
  • Patent Document 1 As a method of blowing oxygen gas into the high-carbon ferromanganese melt and blowing it, in Patent Document 1 or Patent Document 2, by blowing oxygen gas into the high-carbon ferromanganese melt from the bottom tuyere of the reactor, A method of oxidizing and removing carbon in the molten metal has been proposed.
  • Patent Document 3 proposes a method in which an inert gas is blown from the bottom tuyeres to stir the molten metal, and at the same time, oxygen gas is blown from a top blowing lance to oxidize and remove carbon in the molten metal. There is.
  • Patent Document 4 proposes a method of blowing oxygen gas from the bottom of the furnace bottom to decarburize the high-carbon ferromanganese melt and to mix the oxygen gas with steam and an inert gas in the low-carbon region. Has been done.
  • Patent Document 5 while mixing and blowing oxygen gas and an inert gas from the tuyere of the furnace bottom to stir the molten metal, the oxygen gas is blown from the top blowing lance to decarburize the molten high carbon ferromanganese. In doing so, a method of reducing the bottom blown oxygen flow rate and the bottom blown inert gas flow rate with the progress of blowing has been proposed.
  • Patent Documents 6 and 7 propose a method in which an inert gas is mixed with top-blown oxygen and the mixture is blown.
  • Patent Documents 1 to 3 have the following problems. That is, manganese generally has a strong affinity with oxygen and is easily oxidized by oxygen gas to form a slag, and since the vapor pressure is high, vaporization becomes active as the temperature of the molten metal rises and scatters out of the system as fume dust. Tends to be easy. Therefore, in these technologies, not only is it difficult to decarburize by simply blowing or blowing oxygen gas into the molten metal, but also the yield of Mn is reduced, and as a result, medium- and low-carbon ferromanganese is economical. However, there is a problem that it cannot be manufactured.
  • Patent Documents 4 to 7 the following problems still remain to be solved.
  • high temperature blowing is performed for decarburizing refining of the ferromanganese molten metal.
  • Patent Documents 6 and 7 the method of mixing an inert gas with the oxygen gas to be blown upward and blowing it to the ferromanganese molten metal (Patent Documents 6 and 7) is a fire point at which the decarburization easily occurs at the highest temperature. Since the position where it collides with the surface) is cooled by the inert gas, and since it is considered that manganese vapor is originally generated largely at the fire point and the CO partial pressure decreases, the CO caused by the inert gas is reduced. The effect of reducing partial pressure is small. There is also an idea of increasing the flow rate of the inert gas to be mixed to reduce the CO partial pressure in the entire reaction furnace. However, in this method, when an expensive rare gas such as argon is used as the inert gas, However, refining cost is high and it is not economical.
  • an expensive rare gas such as argon
  • an oxidizing gas is supplied from an upper blowing lance to decarburize a ferromanganese molten metal, and proper acid feeding conditions are not clarified at all. ..
  • the present invention has been made in view of the above-mentioned problems that the prior art has, and the object thereof is to convert the ferro-manganese melt from the molten ferro-manganese by blowing the oxidizing gas upward in the converter-type reaction vessel. It is to propose a method for producing low-carbon ferromanganese that can enjoy a high Mn yield when performing decarburization.
  • the inventors conducted extensive research on a method for producing low-carbon ferromanganese having a high Mn yield, paying attention to changes in the melt temperature and the components in the melt, and as a result, in a converter-type reaction vessel, oxidizing gas was removed.
  • oxidizing gas was removed.
  • Mn vaporized in a large amount in the high temperature region and excessive Mn are generated.
  • the present invention has been developed based on the finding that the oxidation of bisphenol can be suppressed and a high decarboxylation efficiency can be obtained.
  • the present invention on the bath surface of the high carbon ferromanganese molten metal housed in a reaction vessel equipped with a top blowing lance and bottom blowing tuyere, decarburizing by blowing an oxidizing gas from the top blowing lance, In producing low carbon ferromanganese, the oxidizing gas is blown so that the flow velocity upon reaching the bath surface is 70 m/s or more and 150 m/s or less.
  • a manufacturing method is proposed.
  • the method for producing low carbon ferromanganese of the present invention configured as described above, a. From the bottom blown tuyere, blow a stirring gas at a stirring power density of 500 W/t or more. b. During the blowing, adding a cold material of medium carbon ferromanganese or low carbon ferromanganese, Is considered to be a more preferable embodiment.
  • the present invention by optimizing the flow rate of the oxidizing gas sprayed onto the ferromanganese molten metal, it is possible to perform blowing with high decarboxylation efficiency, and it is possible to obtain a high Mn yield. Become.
  • a higher Mn yield can be obtained by optimizing the stirring power density of the bottom-blown gas.
  • FIG. 1 shows an example of equipment effective for carrying out the method of the present invention.
  • HCFeMn high carbon ferromanganese
  • a molten high carbon ferromanganese melt 2 is charged into a reaction vessel 1 which is an example of an upper bottom blowing converter.
  • Oxidizing gas which is a mixture of oxygen gas (O 2 ) and non-oxidizing gas, is blown from the top blowing lance 3 onto the surface of the molten metal 2 in the container, while the bottom blowing tuyere 4 causes the inside of the molten metal 2 to flow.
  • a non-oxidizing gas is blown into.
  • the bottom blowing tuyere 4 is provided with a pipe 5 for introducing a non-oxidizing gas
  • the top blowing lance 3 is provided with a pipe 6 for introducing a non-oxidizing gas and a pipe 7 for introducing an oxygen gas. 8 are installed.
  • various coolants 9 can be charged from the furnace opening.
  • a Laval nozzle for the upper blowing lance 3
  • the top blowing lance 3 uses a porous lance, it has a larger fire point area than a single-hole lance and can efficiently supply oxygen to the molten metal, which is suitable for mass production.
  • a molten metal 2 of high carbon ferromanganese is charged into a reaction vessel 1. Then, from before the charging of the molten metal 2 to during refining, a required amount of non-oxidizing gas is blown into the molten metal 2 from the bottom blowing tuyere 4 to stir the molten metal 2. After that, the upper blowing lance 3 is lowered from above, the oxidizing gas is blown onto the bath surface of the molten metal 2, and decarburization blowing is started.
  • oxygen gas or an oxygen mixed gas in which a non-oxidizing gas is mixed with oxygen gas in an amount of 30 vol% or less can be used.
  • Ar is preferable as the non-oxidizing gas to be mixed.
  • the upper blowing gas is more preferably an oxygen mixed gas in which the non-oxidizing gas is 10 vol% or less, and more preferably pure oxygen gas.
  • the non-oxidizing gas blown from the bottom blowing tuyere it is preferable to use Ar, CO, or CO 2 or a mixed gas thereof from the viewpoint of efficiently stirring without increasing the nitrogen concentration in the molten metal.
  • the oxidizing gas is blown from the upper blowing lance 3 so that the flow velocity upon reaching the bath surface calculated by the following equations (5) to (8) is 70 m/s or more and 150 m/s or less.
  • the reason is that by operating within this range, oxygen is not blocked by Mn vapor (fumes) and it is possible to perform blowing while suppressing the scattering of the molten metal. This is because the element efficiency is improved and a high Mn yield is obtained. More preferably, the blowing is performed such that the flow velocity when reaching the bath surface is in the range of 80 m/s or more and 130 m/s or less.
  • F O2 supply rate of the oxidizing gas from the upper blowing lance (Nm 3 /h)
  • n the number of nozzle holes of the upper blowing lance
  • d throat diameter (mm) of the nozzle of the upper blowing lance
  • P 0 pressure before the top blowing lance nozzle of the oxidizing gas (atm)
  • P e same outlet pressure (atm)
  • U 0 jetting flow rate (m/s) of the oxidizing gas from the top blowing lance
  • U Velocity (m/s) when the oxidizing gas reaches the bath surface from the top blowing lance
  • L lance height
  • the blades in the molten metal 2 under the condition that the stirring power density ⁇ of the molten metal 2 represented by the following formula (9) is 500 W/t or more. It is preferable to supply the bottom blown gas from the mouth 4. This is because the slag-metal reaction can be promoted and Mn oxide in the slag can be recovered by stirring the molten metal with an appropriate stirring power. More preferably, the stirring power density is 600 W/t or more.
  • the ferromanganese melt temperature T 1 is 1700° C. when the carbon concentration [C] in the melt is 2.0 mass% or more.
  • [C] when [C] is less than 2.0 mass% and 1.5 mass% or more, it is desirable to operate at 1750° C. or lower.
  • an auxiliary material such as an alloy, quick lime or dolomite, or Mn ore, slag or the like as the coolant 9 during the decarburization refining. ..
  • the slag volume is increased more than suppressing the evaporation of Mn, the transfer of Mn to the slag is increased and the Mn yield is lowered. Therefore, it is preferable to use the crushed waste of FeMn as the cooling material, and it is more preferable to use MCFeMn or LCFeMn as the cooling material.
  • controlling the operating temperature by using such crushed waste is not preferable from the viewpoint of promoting the decarburization reaction because the molten metal is locally cooled by the addition of the coolant. Therefore, when the molten metal temperature is controlled by using crushed scraps, it is desirable to reduce the amount used as much as possible.
  • This example is an example in which 25 ton of high carbon ferromanganese (HCFeMn) molten metal was charged into a cylindrical top-bottom blow type smelting furnace having an inner diameter of about 2.3 m to perform decarburization refining.
  • the HCFeMn used here corresponds to No. 2 (Mn: 73 mass%, C: 6.9 mass%) shown in Table 1, and the temperature immediately after charging was 1335 to 1342°C.
  • Ar was blown from the bottom blowing tuyere to stir the molten metal, and pure O 2 was blown from the top blowing lance.
  • the oxygen supply rate was 40 Nm 3 /min from the start to the end of refining.
  • ⁇ Mn W 1 /(W 2 +W 3 +W 4 ) ⁇ 100 (10)
  • ⁇ Mn Mn yield (%)
  • W 1 weight of Mn in product FeMn (kg)
  • W 2 weight of Mn in molten HCFeMn (kg)
  • W 3 weight of Mn added as Mn-containing alloy (Kg)
  • W 4 Mn weight (kg) added as Mn oxide.
  • ⁇ O2 (([C] 1 ⁇ [C] 2 ) ⁇ 10/12 ⁇ 0.5 ⁇ 22.4 ⁇ 100)/W O2 (11)
  • ⁇ O2 decarboxylation efficiency (%)
  • [C] 1 carbon concentration in melt at start of blowing (mass%)
  • [C] 2 carbon concentration in melt at end of blowing (mass%)
  • W O2 are the total amount of blown oxygen (Nm 3 /t) per unit weight of FeMn.
  • the Mn yield was high when the flow velocity of the top-blown gas when reaching the bath surface was 70 m/s or more and 150 m/s or less.
  • the flow velocity on arrival at the bath surface was less than 70 m/s
  • oxygen was blocked by Mn vapor (fumes) and did not reach the bath surface sufficiently, so it is considered that the decarboxylation efficiency was low. ..
  • the Mn yield was higher than that when the stirring power density was less than 500 W/t. It is considered that the slag-metal reaction was promoted and the Mn oxide in the slag could be reduced and recovered by stirring the molten metal with appropriate stirring power.
  • the technology proposed in the method for producing low carbon ferromanganese according to the present invention is considered to be applicable to the field of other general steel refining technologies, for example.

Abstract

上吹きランスおよび底吹き羽口を備えた反応容器中で高炭素のフェロマンガンの溶湯浴面上に、上吹きランスから酸化性ガスを吹きつけて脱炭し、低炭素のフェロマンガンを製造するに際し、前記酸化性ガスを浴面到達時流速が７０ｍ／ｓ以上１５０ｍ／ｓ以下となるように吹き付けて、精錬する。また、底吹き羽口から吹込むガスの撹拌動力密度が５００Ｗ／ｔ以上となる条件で撹拌する。

Description

低炭素フェロマンガンの製造方法
　本発明は、低炭素フェロマンガンの製造方法に関する。
　鉄鋼製品の合金成分として有用なマンガン（Ｍｎ）成分は、高炉溶銑を主原料とする転炉製鋼法の場合には転炉精錬の終了時点で添加され、一方、スクラップを主原料とする電気炉製鋼法の場合には溶解作業時に添加されるが、何れの場合も、マンガン成分としては、フェロマンガン（ＦｅＭｎ）合金を用いるのが一般的である。このフェロマンガン合金は、含有する炭素濃度によって高炭素フェロマンガン（ＨＣＦｅＭｎ）、中炭素フェロマンガン（ＭＣＦｅＭｎ）、低炭素フェロマンガン（ＬＣＦｅＭｎ）に分類され、その化学組成は日本工業規格（ＪＩＳ）で定められている（表１参照）。なお、ＭＣＦｅＭｎやＬＣＦｅＭｎは通常、高価なシリコンマンガン（ＳｉＭｎ）合金と多量の電力を使用して製造するので、ＨＣＦｅＭｎに比べてはるかに高価な合金鉄である。
　中・低炭素フェロマンガンを製造する従来の技術の中には、いわゆる脱珪法と呼ばれる方法がある。この方法はまず、電気炉等において目標炭素含有量のシリコン－マンガン溶湯を準備し、その後この溶湯にマンガン鉱石等のマンガン酸化物を添加してシリコン－マンガン溶湯中のシリコンを酸化除去する方法である。この方法は、電気炉を使用するために電力コストが嵩むという問題点がある。
　このような問題点を解決するため、従来は、高炭素フェロマンガン溶湯に酸素ガスを吹きつけたり、溶湯中に酸素ガスを吹きこんだりして、フェロマンガン溶湯中の炭素を酸化除去するという方法がとられている。一般に、フェロマンガン溶湯の脱炭反応は、下記（１）式で表され、その際の平衡定数Ｋは、下記（２）式で示すことができる。
　　（ＭｎＯ）＋［Ｃ］＝［Ｍｎ］＋ＣＯ　・・・（１）
　　Ｋ＝ａＭｎ・ＰＣＯ／ａＭｎＯ・ａＣ　・・・（２）
　ここで、ａｉは成分ｉの活量、Ｐｊは成分ｊの分圧（ａｔｍ）である。平衡定数Ｋ、ａＭｎ、ａＣの値は文献の熱力学データを用いて計算することができ、そして、下記（３）、（４）式の条件のもとで溶湯中の平衡［Ｃ］濃度と溶湯温度の関係を求めることにより、フェロマンガン溶湯の脱炭限界を知ることができる。
　　ａＭｎＯ＝１　・・・（３）
　　Ｐ＝ＰＭｎ＋ＰＣＯ＝１　・・・（４）
　ただし、上記（４）式においてＰは全圧（ａｔｍ）であり、ＰＭｎはその温度でのＭｎの蒸気圧に等しいとする。
　上記（１）～（４）式より、フェロマンガン溶湯の脱炭を進行させるには、溶湯温度の上昇、ＣＯ分圧の低下および酸化マンガンの活量の増加が必要であることがわかる。従って、低炭域でのフェロマンガン溶湯の脱炭については、大気圧下での吹錬を行うかぎり高温吹錬はもちろんのこと、歩留り低下の要因となるマンガンの酸化による酸化Ｍｎの生成とマンガン蒸気の発生がある程度は避けられない。
　高炭素フェロマンガン溶湯に酸素ガスを吹き込んで吹錬する方法としては、特許文献１や特許文献２において、高炭素フェロマンガン溶湯中に反応炉の炉底羽口から酸素ガスを吹きこむことにより、溶湯中の炭素を酸化除去するという方法が提案されている。
　また、特許文献３には、炉底羽口から不活性ガスを吹き込んで溶湯を攪拌しつつ、上吹きランスから酸素ガスを吹きつけることにより溶湯中の炭素を酸化除去するという方法が提案されている。
　さらに、上吹きガス、底吹きガスのガス種やその流量を、吹錬の時期や溶湯温度とともに制御する方法も提案されている。例えば、特許文献４には、炉底羽口から酸素ガスを吹き込んで高炭素フェロマンガン溶湯を脱炭するに際し、低炭域では酸素ガスに水蒸気および不活性ガスを混合して吹きこむ方法が提案されている。
　また、特許文献５には、炉底羽口から酸素ガスと不活性ガスを混合して吹き込んで溶湯を攪拌しつつ、上吹きランスから酸素ガスを吹きつけて高炭素フェロマンガンの溶湯を脱炭するに際し、吹錬の進行に伴って底吹き酸素流量および底吹き不活性ガス流量を低下させる方法が提案されている。
　さらに、特許文献６や特許文献７には、上吹き酸素に不活性ガスを混合して吹きつける方法が提案されている。
特開昭４８－０７９７１６号公報 特開昭５２－００９６１６号公報 特開昭６０－０５６０５１号公報 特開昭５４－０９７５２１号公報 特開昭６２－２３０９５１号公報 特開昭６１－２９１９４７号公報 特開平０２－１６６２５６号公報
　しかしながら、特許文献１～３の方法には、次のような問題点があった。すなわち、一般にマンガンは、酸素との親和力が強く酸素ガスにより容易に酸化されてスラグを形成するとともに、蒸気圧が高いために溶湯温度の上昇とともに蒸発が活発となり、ヒュームダストとして系外に飛散しやすいという傾向がある。そのため、これらの技術では、酸素ガスを単純に溶湯中に吹きこんだり、吹きつけたりするだけでは脱炭が困難なばかりか、Ｍｎの歩留りも低下し、その結果として中・低炭素フェロマンガンを経済的に製造することができなくなるという問題があった。
　また、特許文献４～７に記載の先行技術についても、次のような解決すべき課題を残しているのが実情である。
　例えば、炉底羽口から酸素ガスまたは酸素ガスと不活性ガスの混合ガスを吹きこむ方法（特許文献４および５）では、フェロマンガン溶湯の脱炭精錬について、前述したように、高温吹錬が必須であることに加えて、羽口近傍が酸素ガスによる酸化反応熱により一層の高温に曝されることが予想される。したがって、羽口の溶損による溶湯の漏洩を防止するために高度な操業技術を必要とするとともに、不活性ガスのみを吹きこむ場合と比較して羽口寿命が著しく低下し、耐火物コストの大幅な上昇が避けられない。
　一方、上吹きする酸素ガスに不活性ガスを混合してフェロマンガン溶湯に吹きつける方法（特許文献６および７）は、最も高温で脱炭が生じやすいサイトである火点（上吹きガスが溶湯面に衝突する位置）が、不活性ガスで冷却されることになるとともに、もともと火点はマンガン蒸気の発生が大きくＣＯ分圧の低下が生じていると考えられることから、不活性ガスによるＣＯ分圧低下の効果が小さい。また、混合する不活性ガスの流量を大きくして反応炉内全体のＣＯ分圧を低下させるという考え方もあるが、この方法では、不活性ガスとして高価なアルゴン等の希ガスを用いる場合には、精錬費用が嵩んで経済的でない。
　さらに、上記従来技術には、転炉状の反応容器において、上吹きランスから酸化性ガスを供給して、フェロマンガン溶湯を脱炭する際の適正な送酸条件については何ら明らかにされていない。
　そこで、本発明は、従来技術が抱えている上述した問題点に鑑みてなされたものであり、その目的は、転炉型の反応容器において、酸化性ガスを上吹きしてフェロマンガン溶湯からの脱炭を行う際に、高いＭｎ歩留を享受できる低炭素フェロマンガンの製造方法を提案することにある。
　発明者らは、Ｍｎ歩留りのよい低炭素フェロマンガンの製造方法について、溶湯温度や溶湯中成分の変化に着目して、研究を重ねた結果、転炉型の反応容器において、酸化性ガスを上吹きしてフェロマンガン溶湯からの脱炭を行う際に、上吹ランスから吹きつける酸化性ガスの溶湯浴面での流速をコントロールすれば、高温域で大量に生成するＭｎの蒸発および過剰なＭｎの酸化が抑えられ、高い脱炭酸素効率を得られることができるとの知見を得て、本発明を開発するに至った。すなわち、本発明は、上吹きランスおよび底吹き羽口を備えた反応容器内に収容した高炭素のフェロマンガン溶湯の浴面上に、上吹きランスから酸化性ガスを吹きつけて脱炭し、低炭素のフェロマンガンを製造するに際し、上記酸化性ガスの吹きつけを浴面到達時流速が７０ｍ／ｓ以上１５０ｍ／ｓ以下となるようにして吹錬することを特徴とする低炭素フェロマンガンの製造方法を提案する。
　なお、上記のように構成される本発明の低炭素フェロマンガンの製造方法は、また、
ａ．上記底吹き羽口からは、撹拌動力密度にして５００Ｗ／ｔ以上となるように撹拌用ガスの吹きこみを行うこと、
ｂ．上記吹錬中に、中炭素フェロマンガンまたは低炭素フェロマンガンの冷材を投入すること、
がより好ましい実施形態になりうるものと考えられる。
　本発明によれば、フェロマンガン溶湯に吹きつける酸化性ガスの流速を適正化することで、高い脱炭酸素効率での吹錬を行うことができ、ひいては高いＭｎ歩留を得ることが可能となる。加えて本発明によれば、底吹きガスの攪拌動力密度を適正化することで、より高いＭｎ歩留を得ることができる。
本発明に用いる反応容器の一例を示す概略図である。
　図１は本発明方法を実施するのに有効な設備の一例である。以下、この図１に従って、高炭素フェロマンガン（ＨＣＦｅＭｎ）の脱炭精錬方法を説明する。図示したように上底吹き転炉の例である反応容器１には、溶融した高炭素フェロマンガン溶湯２が装入される。その容器内溶湯２浴面上には、上吹きランス３から酸素ガス（Ｏ２）と非酸化性ガスを混合した酸化性ガスが吹きつけられ、一方、底吹き羽口４からは溶湯２中に非酸化性ガスが吹きこまれる構成とされている。なお、上記底吹き羽口４には、非酸化性ガスを導く配管５が、そして、上吹きランス３に非酸化性ガスを導く配管６および酸素ガスを導く配管７には、それぞれ流量調節弁８が設置されている。なお、吹錬中は炉口から各種冷却材９を投入することができる。上記上吹きランス３は、ラバールノズルを用いることが好ましく、複数のノズルとするときは、ランス軸に対し、回転対称に配置することが好ましい。さらに、この上吹きランス３は、多孔のランスを用いることで、単孔ランスに比べ火点面積が広くなり、効率よく溶湯に酸素を供給することができるため、大量生産に適している。
　本発明に係る低炭素フェロマンガンの製造方法にあたっては、まず、反応容器１内に高炭素フェロマンガンの溶湯２を装入する。そして、その溶湯２の装入前から精錬中にかけて、底吹き羽口４からは所要量の非酸化性ガスを該溶湯２中に吹きこんで、溶湯２を攪拌する。その後、上吹きランス３を上方より下降させ、上記溶湯２の浴面に酸化性ガスの吹きつけを行って、脱炭吹錬を開始する。
　なお、上吹きランス３から吹きつける酸化性ガスとしては、酸素ガスや酸素ガスに非酸化性ガスを３０ｖｏｌ％以下混合した酸素混合ガスを用いることができる。混合する非酸化性ガスとしては、Ａｒが好ましい。このとき、火点の温度確保の観点から、上吹きガスは非酸化性ガスが１０ｖｏｌ％以下の酸素混合ガスがより好ましく、純酸素ガスを用いることがより好ましい。一方、底吹き羽口から吹込む非酸化性ガスとしては、溶湯中の窒素濃度を上昇させず効率よく撹拌するという観点から、Ａｒ、ＣＯもしくはＣＯ２またはそれらの混合ガスを用いることが好ましい。
　上吹きランス３からの酸化性ガスの吹きつけは、下記（５）～（８）式により計算される浴面到達時の流速が７０ｍ／ｓ以上１５０ｍ／ｓ以下となるように操業をすることが必要であり、その理由はこの範囲内で操業することにより、酸素がＭｎの蒸気（ヒューム）に遮られることなく、かつ溶湯の飛散を抑制しながら吹錬を行うことができるので、脱炭酸素効率が向上し、高いＭｎ歩留りが得られるからである。より好ましくは、浴面到達時の流速が８０ｍ／ｓ以上１３０ｍ／ｓ以下の範囲となるようにして吹錬することである。
　　ＦＯ２＝０．４５６・ｎ・ｄ２・（Ｐ０／０．９７）　・・・（５）
　　Ｕ０＝７４０｛１－（Ｐｅ／Ｐ０）２／７｝１／２　・・・（６）
　　Ｕ／Ｕ０＝Ｄ／２ＣＬ　・・・（７）
　　Ｃ＝０．０１６＋０．１９／（（Ｐ０／０．９７）－１．０３４）　・・・（８）
　ここで、ＦＯ２：上吹きランスからの酸化性ガスの供給速度（Ｎｍ３／ｈ）、ｎ：上吹きランスのノズル孔数（個）、ｄ：上吹きランスのノズルのスロート径（ｍｍ）、Ｐ０：酸化性ガスの上吹きランスノズル前圧力（ａｔｍ）、Ｐｅ：同出口圧力（ａｔｍ）、Ｕ０：上吹きランスからの酸化性ガスの噴出流速（ｍ／ｓ）、Ｕ：上吹きランスからの酸化性ガスの浴面到達時流速（ｍ／ｓ）、Ｌ：ランス高さ（上吹きランスのノズル出口から、静止時浴面までの距離）（ｍｍ）、Ｄ：上吹きランスのノズル出口径（ｍｍ）、Ｃ：酸化性ガスのジェットの広がりを表す常数（－）である。
　また、上述の操業にあたっては、吹錬中の脱炭反応を促進させるため、下記の（９）式で示される溶湯２の撹拌動力密度εが５００Ｗ／ｔ以上となる条件で溶湯２中に羽口４から底吹きガスを供給することが好ましい。それは適正な撹拌動力で溶湯の撹拌を行うことで、スラグ－メタル反応を促進し、スラグ中の酸化Ｍｎを回収することができるからである。さらに好ましくは、攪拌動力密度を６００Ｗ／ｔ以上とすることである。一方、通常は底吹きガスを大量に吹き込んでも吹抜けによって溶湯の撹拌に寄与する有効な底吹きガスが減少するため、攪拌動力密度の最大値は１０００Ｗ／ｔ程度である。
　ε＝６．１８３×（Ｑ×Ｔｌ／（６０×Ｗ））×［ｌｎ｛１＋ｈ／（１．０２×１０－４×(１０１３２５×Ｐ）)｝＋｛１－（Ｔｇ／Ｔｌ）｝］　・・・（９）
　ここで、ε：底吹きガスの撹拌動力密度（Ｗ／ｔ）、Ｑ：底吹きガス流量（Ｎｍ３／ｈ）、Ｗ：フェロマンガン溶湯量（ｔ）、Ｔｌ：フェロマンガン溶湯温度（℃）、Ｔｇ：底吹きガス温度（℃）、ｈ：浴深（静止時浴面から反応容器底までの距離）（ｍ）、Ｐ：大気圧力（ａｔｍ）である。
　なお、耐火物の損耗、Ｍｎの蒸発の抑制、脱炭速度の維持を獲得するという観点からは、フェロマンガン溶湯温度Ｔｌは、溶湯中炭素濃度［Ｃ］：２．０ｍａｓｓ％以上は１７００℃以下、［Ｃ］：２．０ｍａｓｓ％未満１．５ｍａｓｓ％以上では１７５０℃以下にして操業を行うことが望ましい。上記範囲に溶湯温度を維持するためには、この脱炭精錬の途中で必要に応じて合金、生石灰、ドロマイトなどの副原料やＭｎ鉱石、スラグなどを冷却材９として添加することが有効である。この場合において、Ｍｎの蒸発を抑えること以上にスラグボリュームが増加すると、スラグへのＭｎの移行が増加し、Ｍｎ歩留まりの低下を招く。そのため、冷却材としてはＦｅＭｎの破砕屑を用いることが好ましく、ＭＣＦｅＭｎまたはＬＣＦｅＭｎを冷材として用いることがさらに好ましい。しかし、そうした破砕屑を用いて操業温度の制御を行うことは、冷却材の添加によって溶湯が局部的に冷却されるため、脱炭反応促進の観点からはあまり好ましくない。そこで、破砕屑を用いて溶湯温度を制御する場合には、その使用量は極力減らすことが望ましい。
　さて、所定の炭素濃度になるまで脱炭したら、上記上吹きランス３を上昇させ、酸化性ガスの吹きつけを停止する。また、該上吹きランス３の上昇後、底吹きガスによって撹拌しながら、ＦｅＳｉ、ＳｉＭｎなどの還元材を添加し、スラグ中の酸化Ｍｎを還元回収することが好ましい。
　この実施例は、２５ｔの高炭素フェロマンガン（ＨＣＦｅＭｎ）の溶湯を、内径約２．３ｍの円筒状の上底吹き型精錬炉に装入し、脱炭精錬を行った例である。ここで使用したＨＣＦｅＭｎは、表１に示す２号（Ｍｎ：７３ｍａｓｓ％、Ｃ：６．９ｍａｓｓ％）に相当し、装入直後の温度は１３３５～１３４２℃であった。操業（吹錬）にあたっては、底吹き羽口からＡｒを吹き込んで、溶湯を撹拌しつつ、上吹きランスより純Ｏ２を吹きつけた。酸素供給速度は精錬開始から終了まで４０Ｎｍ３／ｍｉｎで行った。そして、吹錬に際しては、ＭＣＦｅＭｎ（Ｍｎ：８０ｍａｓｓ％、Ｃ：１．５～２．０ｍａｓｓ％）の破砕屑５００ｋｇおよびＬＣＦｅＭｎ（Ｍｎ：８０ｍａｓｓ％、Ｃ：０．５～１．０ｍａｓｓ％）の破砕屑４５０ｋｇをそれぞれ添加した。また、この操業にあたっては、ランス高さ、上吹きノズルの形状および孔数、ならびにノズル前圧力を変化させ、上吹きガスの浴面到達時流速を変化させて、高炭素フェロマンガン溶湯の脱炭精錬を行った。その結果を表２にまとめた。なお、フェロマンガン溶湯中の炭素濃度［Ｃ］：０．５ｍａｓｓ％を終点として吹錬を終了した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　なお、この実施例において、Ｍｎ歩留り、脱炭酸素効率の定義はそれぞれ下記（１０）（１１）式のとおりである。
　　ηＭｎ＝Ｗ１／（Ｗ２＋Ｗ３＋Ｗ４）×１００　・・・（１０）
　ここで、ηＭｎ：Ｍｎ歩留（％）、Ｗ１：製品ＦｅＭｎ中のＭｎ重量（ｋｇ）、Ｗ２：ＨＣＦｅＭｎ溶湯中のＭｎ重量（ｋｇ）、Ｗ３：Ｍｎ含有合金として添加したＭｎ重量（ｋｇ）、Ｗ４：酸化Ｍｎとして添加したＭｎ重量（ｋｇ）である。
　　ηＯ２＝（（[Ｃ]1－[Ｃ]2）×１０／１２×０．５×２２．４×１００）／ＷＯ２　・・・（１１）
　ここで、ηＯ２：脱炭酸素効率（％）、[Ｃ]1：吹錬開始時の溶湯中炭素濃度（ｍａｓｓ％）、[Ｃ]2：吹錬終了時の溶湯中炭素濃度（ｍａｓｓ％）、およびＷＯ２はＦｅＭｎの単位重量当たりの吹錬酸素総量（Ｎｍ３／ｔ）である。
　表２に示すように、上記脱炭精錬の結果、上吹きガスの浴面到達時の流速が７０ｍ／ｓ以上１５０ｍ／ｓ以下である水準では、Ｍｎ歩留りが高位であった。一方で、浴面到達時流速が７０ｍ／ｓ未満である水準では、酸素がＭｎの蒸気（ヒューム）に遮られ、十分浴面に到達しなかったため、脱炭酸素効率が低位であったと考えられる。また、浴面到達時流速が１５０ｍ／ｓ超えの水準では、溶湯の飛散が多くなりＭｎ歩留が低下したと考えられる。さらに、底吹きガスの撹拌動力密度が５００Ｗ／ｔ以上の水準では、撹拌動力密度が５００Ｗ／ｔ未満の水準よりもＭｎ歩留がより高位であった。適正な撹拌動力で溶湯の撹拌を行うことで、スラグ-メタル反応を促進し、スラグ中の酸化Ｍｎを還元回収することが出来たためであると考えられる。
　本発明に係る低炭素フェロマンガンの製造方法で提案している技術は、例えば、その他の一般的な製鋼精錬技術の分野への展開も可能であると考えられる。
１　　反応容器
２　　溶湯
３　　ランス
４　　羽口
５　　非酸化性ガス配管
６　　非酸化性ガス配管
７　　酸素ガス配管
８　　流量調節弁
９　　冷却材（添加材）

Claims (3)

  1. 上吹きランスおよび底吹き羽口を備えた反応容器内に収容した高炭素のフェロマンガン溶湯の浴面上に、上吹きランスから酸化性ガスを吹きつけて脱炭し、低炭素のフェロマンガンを製造するに際し、前記酸化性ガスの吹きつけを浴面到達時流速が７０ｍ／ｓ以上１５０ｍ／ｓ以下となるようにして吹錬することを特徴とする低炭素フェロマンガンの製造方法。
  2. 前記底吹き羽口からは、撹拌動力密度にして５００Ｗ／ｔ以上となるように撹拌用ガスの吹きこみを行うことを特徴とする請求項１に記載の低炭素フェロマンガンの製造方法。
  3. 前記吹錬中に、中炭素フェロマンガンまたは低炭素フェロマンガンの冷材を投入することを特徴とする請求項１または２に記載の低炭素フェロマンガンの製造方法。

     
PCT/JP2019/043811 2019-01-24 2019-11-08 低炭素フェロマンガンの製造方法 WO2020152945A1 (ja)

Priority Applications (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
MYPI2021004116A MY195461A (en) 2019-01-24 2019-11-08 Method For Producing Low-Carbon Ferromanganese
ZA2021/05194A ZA202105194B (en) 2019-01-24 2021-07-22 Method for producing low-carbon ferromanganese

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2019010312A JP6726777B1 (ja) 2019-01-24 2019-01-24 低炭素フェロマンガンの製造方法
JP2019-010312 2019-01-24

Publications (1)

Publication Number Publication Date
WO2020152945A1 true WO2020152945A1 (ja) 2020-07-30

Family

ID=71663953

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/JP2019/043811 WO2020152945A1 (ja) 2019-01-24 2019-11-08 低炭素フェロマンガンの製造方法

Country Status (4)

Country Link
JP (1) JP6726777B1 (ja)
MY (1) MY195461A (ja)
WO (1) WO2020152945A1 (ja)
ZA (1) ZA202105194B (ja)

Cited By (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN114574641A (zh) * 2022-03-02 2022-06-03 北京科技大学 一种冶炼中-低碳锰铁的方法

Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS63290242A (ja) * 1987-03-11 1988-11-28 ティッセン　シュタール　アクチェンゲゼルシャフト 低炭素低シリコンフェロマンガンの製造方法およびその実施のための転炉およびランス
JPS6447833A (en) * 1987-08-14 1989-02-22 Kawasaki Steel Co Production of medium and low carbon ferromanganese
JPH09157725A (ja) * 1995-10-04 1997-06-17 Nippon Steel Corp 鉄系スクラップの溶解方法
WO2018123808A1 (ja) * 2016-12-27 2018-07-05 水島合金鉄株式会社 中低炭素フェロマンガンの製造方法および中低炭素フェロマンガン

Patent Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS63290242A (ja) * 1987-03-11 1988-11-28 ティッセン　シュタール　アクチェンゲゼルシャフト 低炭素低シリコンフェロマンガンの製造方法およびその実施のための転炉およびランス
JPS6447833A (en) * 1987-08-14 1989-02-22 Kawasaki Steel Co Production of medium and low carbon ferromanganese
JPH09157725A (ja) * 1995-10-04 1997-06-17 Nippon Steel Corp 鉄系スクラップの溶解方法
WO2018123808A1 (ja) * 2016-12-27 2018-07-05 水島合金鉄株式会社 中低炭素フェロマンガンの製造方法および中低炭素フェロマンガン

Cited By (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN114574641A (zh) * 2022-03-02 2022-06-03 北京科技大学 一种冶炼中-低碳锰铁的方法

Also Published As

Publication number Publication date
ZA202105194B (en) 2023-01-25
MY195461A (en) 2023-01-25
JP6726777B1 (ja) 2020-07-22
JP2020117774A (ja) 2020-08-06

Similar Documents

Publication Publication Date Title
JP5954551B2 (ja) 転炉製鋼法
JP6726777B1 (ja) 低炭素フェロマンガンの製造方法
JP6551626B2 (ja) 高マンガン鋼の溶製方法
JP7036993B2 (ja) 低炭素フェロマンガンの製造方法
JPH11131122A (ja) 高炉溶銑とフェロクロム合金を用いたステンレス粗溶鋼の脱炭精錬方法
JP4120161B2 (ja) 鉄浴型溶融還元炉の操業方法
US20220136076A1 (en) Steel decarburization using carbon dioxide
JPS6056051A (ja) 中・低炭素フエロマンガンの製造方法
JP4513340B2 (ja) 溶銑の脱燐処理方法
JP5544818B2 (ja) 高クロム鋼の溶製方法
JP2746630B2 (ja) 真空脱ガス処理による極低炭素鋼の溶製方法
JPH024938A (ja) 中炭素および低炭素フェロマンガンの製造方法
JPH0617537B2 (ja) 中、低炭素フェロマンガンの製造方法
JP2004256854A (ja) ステンレス鋼の脱炭精錬方法
JPH07173515A (ja) ステンレス鋼の脱炭精錬方法
JP2001032009A (ja) クロムを含有する溶鋼の精錬方法
JPH01312020A (ja) 溶銑の昇温脱燐法
JP4103503B2 (ja) 溶銑の脱燐方法
JP4026447B2 (ja) 低燐溶銑の製造方法
JPH11293332A (ja) フェロマンガン溶湯の脱炭精錬方法
JPH0699774B2 (ja) 中、低炭素フェロマンガンの製造方法
JPH0673426A (ja) 含クロム溶鉄の脱炭方法
JP2020105553A (ja) 溶銑脱硫方法
JPH10176214A (ja) 電気アーク炉溶銑の取鍋攪拌方法
JPH0633127A (ja) 含クロム溶鉄の脱炭方法

Legal Events

Date Code Title Description
121 Ep: the epo has been informed by wipo that ep was designated in this application

Ref document number: 19911324

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1

NENP Non-entry into the national phase

Ref country code: DE

122 Ep: pct application non-entry in european phase

Ref document number: 19911324

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1