WO2021177021A1 - 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

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信彦 小田
勇輔 藤井
新吾 佐藤
川畑 涼
菊池 直樹
敏生 塩田
一平 樋口
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Jfeスチール株式会社
水島合金鉄株式会社
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Definitions

  • the present invention relates to a method for producing low carbon ferromanganese.
  • the manganese (Mn) component which is useful as an alloy component of steel products, is added at the end of converter refining in the case of the converter steelmaking method using blast furnace hot metal as the main raw material.
  • the electric furnace steelmaking method using scrap as the main raw material it is added at the time of melting work.
  • a ferromanganese (FeMn) alloy is generally used as the manganese component.
  • This ferromanganese alloy is classified into high carbon ferromanganese (HCFemn), medium carbon ferromanganese (MCFemn), and low carbon ferromanganese (LCFemn) according to the carbon concentration contained, and its chemical composition is defined by the Japanese Industrial Standards (JIS). (See Table 1). Since MCFemn and LCFemn are usually produced by using an expensive silicon manganese (SiMn) alloy and a large amount of electric power, they are ferroalloys that are much 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 or the like, and then manganese oxide such as manganese ore is added to the molten metal to oxidize and remove silicon in the silicon-manganese molten metal. be.
  • This method has a problem that the electric power cost increases because the electric furnace is used.
  • K (a Mn ⁇ P CO ) / (a MnO ⁇ a C ) ⁇ ⁇ ⁇ (2)
  • the notation (R) means that the component of the chemical formula R is in the slag
  • the notation of [M] means that the component of the element M is in the molten ferromanganese
  • a i is the component i.
  • the activity, P j is the partial pressure (atm) of the component j.
  • the values of the equilibrium constants K, a Mn , and a C can be calculated using the thermodynamic data of known literature.
  • the decarburization limit of the ferromanganese molten metal can be known by obtaining the relationship between the equilibrium [C] concentration in the molten metal and the molten metal temperature under the conditions of the following equations (3) and (4).
  • a MnO 1 ... (3)
  • P is the total pressure (1 atm)
  • P Mn is equal to the vapor pressure of Mn at that temperature.
  • atm is a unit of pressure
  • 1 atm 101325 Pa.
  • Patent Document 1 As a method of blowing oxygen gas into a high carbon ferromanganese molten metal to blow it, in Patent Document 1 and Patent Document 2, oxygen gas is blown into the high carbon ferromanganese molten metal 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 of oxidizing and removing carbon in the molten metal by blowing oxygen gas from the top-blown lance while stirring the molten metal by blowing an inert gas from the bottom tuyere. There is.
  • Patent Document 4 proposes a method of blowing oxygen gas from a furnace bottom tuyere to decarburize a high-carbon ferromanganese molten metal by mixing oxygen gas with water vapor and an inert gas in a low coal region. Has been done.
  • Patent Document 5 oxygen gas and an inert gas are mixed and blown from the bottom tuyere to stir the molten metal, and oxygen gas is blown from the top blown lance to decarburize the molten metal of high carbon ferromanganese.
  • a method of reducing the bottom-blown oxygen flow rate and the bottom-blown inert gas flow rate as the smelting progresses has been proposed.
  • Patent Document 6 and Patent Document 7 propose a method in which an inert gas is mixed with top-blown oxygen and sprayed.
  • Patent Document 8 and Patent Document 9 propose a method of controlling the slag composition by adding a slag-forming agent.
  • a slag-forming agent By controlling the slag composition using manganese oxide such as manganese ore and manganese sintered ore so that the activity of MnO in the slag becomes close to 1 during blowing, the Mn yield is improved. be.
  • Patent Documents 1 to 3 have the following problems. That is, in general, manganese has a strong affinity for oxygen and is easily oxidized by oxygen gas to form slag, and since the vapor pressure is high, evaporation becomes active as the molten metal temperature rises, and manganese scatters outside the system as fume dust. It tends to be easy. Therefore, with 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, resulting in medium- and low-carbon ferromanganese. There was a problem that it could not be manufactured economically.
  • Patent Documents 4 to 9 also has the following problems to be solved.
  • high-temperature blowing is performed for decarburization and refining of molten ferromanganese.
  • the method of mixing an inert gas with the top-blown oxygen gas and spraying it onto the ferromanganese molten metal is a fire point (top-blown oxygen gas), which is a site where decarburization is likely to occur at the highest temperature.
  • top-blown oxygen gas top-blown oxygen gas
  • the position where it collides with the molten metal surface will be cooled by the inert gas, and since it is thought that manganese vapor is originally generated at the fire point and the CO partial pressure is lowered, the inert gas is used. The effect of lowering the CO partial pressure is small.
  • an object of the present invention is to blow an oxidizing gas from a molten ferromanganese in a converter type reaction vessel.
  • the purpose of the present invention is to propose a method for producing low carbon ferromanganese that can enjoy a high Mn yield when decarburizing.
  • oxidizing gas is blown from the top-blown slag onto the bath surface of the high-carbon ferromanganese molten metal contained in the reaction vessel provided with the top-blown lance and the bottom-blown tuyere to decarburize.
  • the slag composition is such that the value of (CaO + MgO) / (Al 2 O 3 + SiO 2 ) is 0.4 or more and 5.0 or less based on the mass of the slag composition during blowing.
  • the method for producing low-carbon ferromanganese of the present invention constructed as described above also comprises. a. From the bottom blowing tuyere, the stirring gas is blown so that the stirring power density is 500 W / t or more. b. Adding an auxiliary material containing MgO before or during blowing, Is considered to be a more preferred embodiment.
  • the MnO in the slag when the ferromanganese molten metal is smelted by spraying an oxidizing gas, the MnO in the slag can be efficiently reduced by the carbon in the molten metal by optimizing the slag composition. It is possible to obtain a high Mn yield. In addition, according to the present invention, a higher Mn yield can be obtained by optimizing the stirring power density of the bottom blowing gas.
  • FIG. 1 is an example of equipment effective for carrying out the method of the present invention.
  • HCFemn high carbon ferromanganese
  • the molten high carbon ferromanganese molten metal 2 is charged into the reaction vessel 1 which is an example of the upper bottom blown converter.
  • Oxidizing gas is sprayed from the top blowing lance 3 onto the surface of the molten metal 2 in the container.
  • the oxidizing gas means a pure oxygen gas or an oxygen mixed gas.
  • the bottom blowing tuyere 4 is configured to blow a non-oxidizing gas into the molten metal 2.
  • a pipe 5 for guiding the non-oxidizing gas is connected to the bottom blowing tuyere 4. Then, in the example of FIG. 1, a flow rate control valve 8 is installed in each of the pipe 6 for guiding the non-oxidizing gas to the top blowing lance 3 and the pipe 7 for guiding the oxygen gas.
  • various additive 9s can be charged from the furnace opening.
  • a slag 10 is formed on the molten metal 2.
  • an auxiliary raw material containing MgO, ferromanganese as a coolant, or the like can be used as the additive material 9.
  • top blowing lance 3 it is preferable to use a Laval nozzle for the top blowing lance 3, and when a plurality of nozzles are used, it is preferable to arrange the top blowing lance 3 rotationally symmetrically with respect to the lance axis. Further, since the top-blown lance 3 uses a porous lance, the firing point area is wider than that of the single-hole lance, and oxygen can be efficiently supplied to the molten metal, so that the top-blown lance 3 is suitable for mass production.
  • the molten metal 2 of high-carbon ferromanganese is charged into the reaction vessel 1. Then, from before charging 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 top blowing lance 3 is lowered from above, and an oxidizing gas is blown onto the bath surface of the molten metal 2 to start decarburization blowing. If necessary, an auxiliary raw material containing MgO can be added before the start of blowing.
  • an oxygen mixed gas in which 30 vol% or less of a non-oxidizing gas is mixed with the oxygen gas or the oxygen gas can be used.
  • Ar is preferable as the non-oxidizing gas to be mixed.
  • the top-blown oxidizing gas is more preferably an oxygen mixed gas having a non-oxidizing gas of 10 vol% or less, and more preferably a pure oxygen gas.
  • the non-oxidizing gas blown from the bottom blowing tuyere Ar, CO or CO 2 or a mixed gas thereof may be used from the viewpoint of efficient stirring without increasing the nitrogen concentration in the molten metal. preferable.
  • the value of (CaO + MgO) / (Al 2 O 3 + SiO 2 ) is 0.4 or more and 5.0 or less based on the mass of the slag composition during blowing. Adjust the slag composition.
  • auxiliary raw materials such as alloy, quicklime and dolomite, Mn ore, blast furnace slag and the like may be appropriately added.
  • the value of (CaO + MgO) / (Al 2 O 3 + SiO 2 ) is smaller than 0.4 or larger than 5.0, the solid phase ratio of the slag 10 increases.
  • the viscosity of the slag increases and the fluidity of the slag decreases, which is not preferable because MnO in the slag 10 cannot be efficiently reduced into the molten metal.
  • a more preferable lower limit is 1.0 or more, and a more preferable upper limit is 3.0 or less.
  • the slag composition during slag is the composition at the time when the slag is sufficiently slag, and can be confirmed by the analysis at the end of slag.
  • the activity a MnO of MnO can be kept high, and the activity a MnO in the slag 10 can be maintained at a high level. MnO can be reduced into the molten metal with higher efficiency.
  • the upper limit is not particularly limited, but is less than 1.0.
  • the feathers in the molten metal 2 are winged under the condition that the stirring power density ⁇ of the molten metal 2 represented by the following equation (5) is 500 W / t or more. It is preferable to supply the bottom blowing gas from the mouth 4. This is because the slag-metal reaction can be promoted and the Mn oxide (MnO) in the slag 10 can be recovered in the molten metal by stirring the molten metal at an appropriate stirring power density. More preferably, the stirring power density is 600 W / t or more.
  • 6.183 ⁇ (Q ⁇ T l / (60 ⁇ W )) ⁇ [ln ⁇ 1 + h / (1.02 ⁇ 10 -4 ⁇ (101325 ⁇ P)) ⁇ + ⁇ 1- (T g / T l) ) ⁇ ] ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ (5)
  • bottom blowing gas stirring power density (W / t)
  • Q bottom blowing gas flow rate (Nm 3 / h)
  • W ferromanganese molten metal amount (t)
  • T l ferromanganese molten metal temperature (° C.).
  • T g bottom blowing gas temperature (° C.)
  • h bath depth (distance from the stationary bath surface to the bottom of the reaction vessel) (m)
  • P atmospheric pressure (1 atm).
  • the oxidizing gas is blown from the top blowing lance 3 so that the flow velocity at the time of reaching the bath surface calculated by the following formulas (6) to (9) is 70 m / s or more and 150 m / s or less. Is preferable. The reason is that by operating within this range, oxygen can be blown without being blocked by Mn steam (fume) and while suppressing the scattering of molten metal, so that the decarboxylation efficiency is improved. This is because a high Mn yield can be obtained. More preferably, the flow rate at the time of reaching the bath surface is in the range of 80 m / s or more and 130 m / s or less.
  • P 0 on lance nozzle before the pressure of the oxidizing gas (atm)
  • P e the outlet pressure (atm)
  • U 0 release speed of the oxidizing gas from the top lance (m / s)
  • U Flow velocity (m / s) when the oxidizing gas reaches the bath surface from the top blown lance
  • L Lance height (distance from the nozzle outlet of the top blown lance to the bath surface at rest) (mm)
  • D Top blown Nozzle outlet diameter (mm) of the lance
  • C A constant number (-) representing the spread of a jet of oxidizing gas.
  • the ferromanganese molten metal temperature T l is 1700 ° C. or less when the carbon concentration in the molten metal [C]: 2.0 mass% or more.
  • [C] It is desirable to operate at 1750 ° C. or lower when the temperature is 1.5 mass% or more and less than 2.0 mass%.
  • auxiliary raw materials such as alloys, quicklime and dolomite, Mn ore, slag and the like as the coolant 9 as necessary during this decarburization refining. ..
  • auxiliary raw material containing MgO examples include magnesite (a substance obtained by firing dolomite or magnesite and crushing it and then hardening it with cement or the like) or magnesite (a mineral mainly composed of magnesium carbonate).
  • the above-mentioned top blowing lance 3 is raised to stop the blowing of the oxidizing gas. Further, after the top-blown lance 3 is raised, it is preferable to add a reducing agent such as FeSi or Simn while stirring with the bottom-blown gas to reduce and recover the oxidized Mn (MnO) in the slag.
  • a reducing agent such as FeSi or Simn
  • This example is an example in which 25 tons of molten metal of high carbon ferromanganese (HCFemn) is charged into a cylindrical top-bottom blowing type smelting furnace having an inner diameter of about 2.3 m, and decarburization smelting is performed.
  • the HCFeMn used here corresponded to No. 2 (Mn: 73 mass%, C: 6.9 mass%) shown in Table 1, and the temperature immediately after charging was 1334 to 1341 ° C.
  • Ar was blown from the bottom blowing tuyere, and while stirring the molten metal, 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 yield W 1 / (W 2 + W 3 + W 4 ) ⁇ 100 ⁇ ⁇ ⁇ (10)
  • ⁇ Mn Mn yield (%)
  • W 1 Mn mass (kg) in the product FeMn
  • W 2 Mn mass (kg) in the HCFeMn molten metal
  • W 3 Mn mass added as the Mn-containing alloy.
  • the stirring power density ⁇ of the bottom blowing gas is at a level of 500 W / t or more (treatment Nos. 9, 20 and 21).
  • the Mn yield ⁇ Mn was higher than the level at which the stirring power density ⁇ was less than 500 W / t (treatment No. 19). It is considered that this is because the slag-metal reaction was promoted and the Mn oxide in the slag could be efficiently reduced and recovered by stirring the molten metal with an appropriate stirring power density ⁇ .

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Abstract

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。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、吹錬中のスラグ組成の質量基準で(CaO+MgO)/(Al+SiO)の値が0.4以上かつ5.0以下となるようにスラグ組成を調整する。また、底吹き羽口から吹込む撹拌用ガスの撹拌動力密度ε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る。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。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 ・a)     ・・・(2)
 ここで、(R)との表記は化学式Rの成分がスラグ中にあることを、[M]との表記は元素Mの成分がフェロマンガン溶湯中にあることを表し、aは成分iの活量、Pは成分jの分圧(atm)である。平衡定数K、aMn、aの値は既知文献の熱力学データを用いて計算することができる。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(1atm)であり、PMnはその温度でのMnの蒸気圧に等しいとする。ここで、atmは圧力の単位で、1atm=101325Paである。
 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、(1)式が吸熱反応であることから溶湯温度の上昇、CO分圧の低下および酸化マンガンスラグ中のMnOの活量の上昇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。
 さらに、特許文献8や特許文献9には、造滓剤を添加しスラグ組成をコントロールする方法が提案されている。吹錬中にスラグ中のMnOの活量が1に近くなるよう、マンガン鉱石、マンガン焼結鉱などのマンガン酸化物を用いてスラグ組成をコントロールすることで、Mn歩留を向上するというものである。
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 特開平01-316437号公報 特開平11-293332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4~9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(上吹き酸素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。
 また、特許文献8および9に記載の技術では、他のスラグ組成との関係については何ら考慮されていないため、Mn歩留が不十分な場合がある。
 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、溶湯温度や溶湯成分、スラグ組成の変化に着目して、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、スラグ組成をコントロールすればスラグ中のMnOを効率よく還元し、高いMn歩留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、吹錬中のスラグ組成の質量基準で(CaO+MgO)/(Al+SiO)の値が0.4以上かつ5.0以下となるようにスラグ組成を調整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.吹錬開始前または吹錬中にMgOを含有する副原料を添加すること、
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酸化性ガスを吹きつけて精錬する際に、スラグ組成を適正化することで、スラグ中のMnOを効率よく溶湯中の炭素で還元することができ、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。
本発明の一実施形態に用いる設備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から酸化性ガスが吹きつけられる。ここで、酸化性ガスとは、純酸素ガスまたは酸素混合ガスをいう。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が接続されている。そして、図1の例では、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添加材9を投入することができる。溶湯2上には、スラグ10が形成されている。添加材9としては、MgOを含有する副原料や冷却材としてのフェロマンガン等を用いることができる。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。必要に応じて、吹錬開始前にMgOを含有する副原料を添加することもできる。
 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、上吹きする酸化性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ることなく、効率よく撹拌するという観点から、Ar、COもしくはCOまたはそれらの混合ガスを用いることが好ましい。
 また、本発明では、上述の操業にあたっては、吹錬中のスラグ組成の質量基準で(CaO+MgO)/(Al+SiO)の値が0.4以上かつ5.0以下となるようにスラグ組成を調整する。スラグ10の組成を調整するために必要に応じて合金、生石灰、ドロマイトなどの副原料やMn鉱石、高炉スラグなどを適宜添加してもよい。(CaO+MgO)/(Al+SiO)の値が0.4よりも小さいか、5.0よりも大きくなるとスラグ10の固相率が増加する。その結果、スラグ粘性が大きくなり、スラグの流動性が低下するので、スラグ10中のMnOを効率よく溶湯中に還元することが出来なくなるため好ましくない。より好ましい下限は1.0以上であり、より好ましい上限は3.0以下である。ここで、吹錬中のスラグ組成とは、スラグが十分に滓化した時点の組成であり、吹錬終了時点での分析で確認できる。
 さらに、質量基準でMnO/(MnO+CaO+Al+MgO+SiO)が0.6以上となるようにスラグ組成を調整することで、MnOの活量aMnOを高位に保つことができ、スラグ10中のMnOをより高い効率で溶湯中に還元することが出来る。上限は特に限定するものではないが、1.0未満である。
 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(5)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密度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10中の酸化Mn(MnO)を溶湯中に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×T/(60×W))×[ln{1+h/(1.02×10-4×(101325×P))}+{1-(T/T)}]         ・・・(5)
 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(Nm/h)、W:フェロマンガン溶湯量(t)、T:フェロマンガン溶湯温度(℃)、T: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(1atm)である。
 上吹きランス3からの酸化性ガスの吹きつけは、下記(6)~(9)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好ましい。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・d・(P/0.97) ・・・(6)
  U=740{1-(P/P2/71/2   ・・・(7)
  U/U=D/2CL             ・・・(8)
  C=0.016+0.19/((P/0.97)-1.034) ・・・(9)
 ここで、FO2:上吹きランスからの酸化性ガスの供給速度(Nm/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)、P:酸化性ガスの上吹きランスノズル前圧力(atm)、P:同出口圧力(atm)、U: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。
 なお、耐火物の損耗防止、Mnの蒸発の抑制、脱炭速度の低下防止の観点からは、フェロマンガン溶湯温度Tは、溶湯中炭素濃度[C]:2.0mass%以上では1700℃以下、[C]:1.5mass%以上2.0mass%未満では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。また、前記吹錬開始前、もしくは吹錬中にMgOを含有する副原料を添加することで、レンガの溶損を低減し、耐火物の寿命を向上させることができる。MgOを含有する副原料として、マグボール(ドロマイトやマグネサイトを焼成し粉砕後にセメントなどで固めたもの)やマグネサイト(炭酸マグネシウムを主とする鉱物)が挙げられる。
 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(MnO)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1334~1341℃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O を吹きつけた。酸素供給速度は精錬開始から終了まで40Nm/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、必要に応じて石灰、硅石、バンド頁岩、ドロマイトを添加して、スラグ組成を変化させて、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歩留の定義は下記(10)式のとおりである。
  ηMn=W/(W+W+W)×100  ・・・(10)
 ここで、ηMn:Mn歩留(%)、W:製品FeMn中のMn質量(kg)、W:HCFeMn溶湯中のMn質量(kg)、W:Mn含有合金として添加したMn質量(kg)、W:酸化Mnとして添加したMn質量(kg)である。
 表2に示すように、上記脱炭精錬の結果、(CaO+MgO)/(Al+SiO)の値が0.4以上かつ5.0以下である水準(処理No.4-15および19-21)では、Mn歩留が高位であった。一方で、(CaO+MgO)/(Al+SiO)の値が0.4より小さい水準(処理No.1-3)および5.0を超える水準(処理No.16-18)では、スラグ中のMnOが十分還元されなかったため、Mn歩留ηMnが低位であったと考えられる。さらに、(CaO+MgO)/(Al+SiO)の値が2.0の場合で比較すると、底吹きガスの撹拌動力密度εが500W/t以上の水準(処理No.9、20および21)では、撹拌動力密度εが500W/t未満の水準(処理No.19)よりもMn歩留ηMnがより高位であった。適正な撹拌動力密度ε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を効率よく還元回収することが出来たためであると考えられる。
 本明細書において、非SI単位は、以下の換算数値でSI単位に換算する。
 1atm=101325Pa
産業上の利用分野
 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 酸素配管
 8 流量調節弁
 9 添加材
10 スラグ

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、吹錬中のスラグ組成の質量基準で(CaO+MgO)/(Al+SiO)の値が0.4以上かつ5.0以下となるようにスラグ組成を調整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. 吹錬開始前または吹錬中にMgOを含有する副原料を添加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。
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