JPH032312A - 低燐銑の製造方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 〈産業上の利用分野〉 この発明は、溶銑脱燐処理の際に溶銑中［Ｍｎ］濃度を
も同時に上昇させて高［Ｍｎ］　？Ｍ度鋼の製造を有利
化するための、溶銑の［Ｍｎ］上昇脱燐処理方法に関す
るものである。

〈従来技術とその課題〉 近年、低燐鋼をより一層低いコストで安定溶製する手段
の開発を目指して様々な研究がなされるようになったが
、このような状況の中で、最近では製鋼トータルコスト
のミニマム化や低燐鋼の安定溶製に関し次のような溶銑
の予備脱燐法、即ち、（ａｌ　　トーピード内の溶銑に
生石灰系のフラックス又はソーダ灰をインジェクション
することで予備脱燐を行う方法。

（ｂｌ　　取鍋内の溶銑に生石灰系のフラックスをイン
ジェクションしたリブラスティング（吹き付け）するこ
とで予備脱燐を行う方法。

（Ｃ１高炉鋳床樋中の溶銑に生石灰系のフラックスをブ
ラスティングして予備脱燐を行う方法。

が提案され、一部実用化もなされるようになった。

しかし、前記（ａｌ及び（ｂ）の方法では脱燐を“脱燐
剤の浮上過程で進行する反応（トランジトリ−・リアク
ター・リアクション）”に頼るため脱燐フラックスの利
用効率が必ずしも良くなく、また処理時間が長くかかる
分だけ処理時の抜熱が大きくなって溶銑温度が低下する
と言う問題があり、方、前記（Ｃ１の方法では脱燐処理
が高炉から出銑された直後の溶銑に施されることがら脱
燐処理温度が約１４００℃と高く、従って到達Ｐ含有量
が十分に満足できるレベルになり難いとの指摘がなされ
ていた。

その上、溶銑脱燐フラックスとして生石灰等を用いる場
合には、その後の転炉吹錬で使用される生石灰等の量を
も合わせて考えると、前記何れの方法も、“予備脱燐工
程を省いて転炉のみでの脱燐を行う方法”に比べて必要
造滓剤量（生石灰等の量）の低減効果はそれほど顕著で
あるとは言えなかった。

そこで、上記状況を踏まえた本発明者等は、先に、第１
図で略示されるような「上下両吹き機能を有した２基の
転炉形式の炉を使用するとともに、そのうちの一方を脱
燐炉１、他方を脱炭炉２とし、前記脱燐炉１内へ注入し
た溶銑３に前記脱炭炉２で発生した転炉滓４を主成分と
する精錬剤の添加を行い、攪拌ガス吹き込みノズル５に
よる底吹きガス攪拌を実施しつつランス６より酸素ガス
を上吹きして脱燐炉１の溶銑３の温度を１４００℃以下
に保ちなから溶銑脱燐を行った後、得られた脱燐溶銑を
脱炭炉２にて脱炭並びに仕上脱燐することにより、極め
て少ない量の造滓剤でもって通常燐レベルの鋼或いは低
燐鋼を作業性良く低コストで製造し得るようにした製鋼
方法」 を確立し、特願昭６１−１３２５１７号として提案した
。

なお、本発明者等が先に提案した上記発明は、「全製鋼
工程を通じての造滓剤の必要量はスラグとメタルとを向
流的に接触させる“スラグ−メタル向流精錬”によると
きが最も少なくて良いが、実際上は該向流精錬の完全な
実現は殆ど不可能であり、現状において最も労少なく造
滓剤の使用量を抑え得る可能性を秘めた製鋼手段として
挙げ得るものは、脱燐工程を２段階に分割し、その下工
程で発生するスラグを上工程の脱燐剤として使用する方
法以外に見当たらない」との認識の下に、該“転炉滓再
利用による製鋼法”に関し、作業安定性、脱燐効率或い
は設備コスト等の面での問題点解消を目指した研究によ
る次の知見事項（八）〜（Ｆ）、即ち、 （Ａ）　　溶銑の脱燐処理においては脱燐効率からみて
処理温度を出来るだけ低くする方が良いが、該温度が余
りに低（なり過ぎると次工程での不都合を引き起こす上
、処理後スラグへの粒鉄ロスが多くなると言う問題が生
じるので、該温度は１２００〜１４００℃、好ましくは
１３００〜１３５０℃程度が最も良好である。しかし、
実際作業では脱燐剤の添加そのものが処理温度を低下す
る大きな要因となるので上記温度を保持するのは極めて
困難であるが、脱燐処理時に少量の酸素ガスを吹き込む
ことによって前記処理温度が安定かつ容易に維持される
。

（Ｂ）　　フラックスの脱燐能を十分に発揮せしめて脱
燐能率を上げるには、上述のような処理温度の調整もさ
ることながら、脱燐平衡状態を達成するための十分な攪
拌を欠くことができないが、高温の溶銑を高能率脱燐す
るに十分満足できる効率の良い攪拌を短時間に実現する
ためには、処理容器底部から吹き込まれるガスによるガ
ス攪拌が最も好ましい。

（Ｃ）　　加えて、効率の良い脱燐処理を行うためには
処理容器にスラグフォーミングのための十分なフリーボ
ード（場面から容器上端までの距離）が必要である。

（Ｄ）　　スラグによる処理容器耐火物の溶損を軽減し
て脱燐作業能率を上げるためには、塩基性ライニングの
使用が好ましい。

（Ｅ）２段階脱燐工程を含む製鋼法において脱燐作業能
率を上げるためには処理容器からの排滓能率を無視する
ことができず、排滓が容易な処理容器の使用を欠かせな
い。

（Ｆ）　　高品質鋼を作業性良く量産するためには十分
な排ガス処理設備（集塵機）が必要である。

（Ｇ）　　これらの条件を考慮すると、溶銑脱燐処理容
器としては転炉形式の炉、それも炉底から攪拌ガスを４
人できる上下両吹き機能を有した複合吹錬転炉が理想的
であり、これを使用して前述した“２段階脱燐工程を含
む製鋼法“を実施すると、全製鋼工程を通じての造滓剤
の使用量が極く少なくても十分に効率の良い脱燐がなさ
れ、高品質鋼を作業能率良く量産できる。

を基に完成されたものである。

そして、この本発明者等が先に提案した方法は、使用造
滓剤量を極力抑えた低コスト操業でもって低燐鋼を安定
して製造することができ、高品質鋼を安価に提供する上
で極めて有利であった。

しかも、該提案は、転炉精錬（脱炭炉精錬）の際にＭｎ
１２．石を投入し、精錬時の［Ｍｎｌロスの軽減や溶Ｍ
ｉｄ　［Ｍｎｌ上昇を図ることをも示唆しており、高Ｍ
ｎ鋼を溶製する場合でも非常に有益なものであった。

特に、近年、厚板鋼材の品質安定化と低コスト化要求が
強まってきたことに対処し、高Ｍｎｊ！＠をできるだけ
低い価格で溶製しようとの研究が盛んに行われており、
これらのうちの最も有効な手段として“転炉内の溶銑に
マンガン鉱石を投入して酸素吹錬を行うことで終点［Ｍ
ｎｌ　ｔＭ度を上昇させる転炉精錬方法”が挙げられる
が、上記提案の方法によって造滓剤使用量の低減が可能
となり、このことによってマンガン鉱石投入によるｍＷ
４　［Ｍｎｌ上昇をより効果的に行うことが可能となっ
たのである。

ただ、上記提案の方法では、マンガン鉱石の添加を脱炭
炉で行うことを主眼とし、これによって脱炭炉終点の［
Ｍｎｌ　：ａ度を上昇させることが大きな狙いであり、
脱燐炉でのマンガン鉱石の添加にはそれほど重きを置い
たものではなく、〔転炉滓＋酸化鉄＋蛍石〕を主成分と
する脱燐晴錬剤に所望により添加する副次的なものでし
かなかった。

そして、この時の脱炭炉におけるマンガン鉱石添加可能
量は“脱燐銑の温度と溶銑［Ｃ］濃度”及び“脱炭炉終
点温度と溶＃　［Ｃ］濃度”によって決定されるもので
あり、従って、実際には添加主体となる脱炭炉でのマン
ガン鉱石添加可能量も精々溶鉄トン当り１５〜２０ｋｇ
程度に過ぎず、脱炭炉終点［Ｍｎｌ　ｔｒｉ度も０．７
〜０．９重量％程度にしかならないものであった。

これに対して、高めのＭｎ含有量が要求される製品の［
Ｍｎｌ　ｔＭ度は１．５重量％程度とかなり高いものが
多く、そのため足りない分はやはり高価なフェロマンガ
ン等の添加で補う必要があり、本発明者等が先に提案し
た上記方法は、このような観点からすれば今−歩物足り
ない点のあることがその後の検討によって強く認識され
るに至ったのである。

即ち、精錬後のフェＩ：Ｉマンガン添加量を減らして高
Ｍｒｆ４の製造コストをより低減するためには脱炭炉終
点［Ｍｎｌ　’ｌＩＮ度を更に上げることが必要である
が、前述した理由によりマンガン鉱石の添加・溶融還元
可能量に限界があることから、単に脱炭炉でのマンガン
鉱石添加量を増やす策は採用することができなかった。

もっとも、溶銑予備処理による脱燐銑にマンガン鉱石を
投入しＭｎ濃度の高い溶鋼を転炉精錬（転炉を１基だけ
使用した通常の精錬）する際の終点［Ｍｎ］　ｔＭ度を
より一層向上させる手段として、コークスのような炭材
を添加するのが有効である事実も知られてはいる。しか
しながら、この方法を“先に提案した方法での脱炭精錬
”に適用したとしてもコークス使用による費用増を招く
ばかりか、吹込み酸素費用も上昇し、吹錬時間の延長（
生産性の低下）、コークスからの［Ｓ］上昇、コークス
からの豚石上昇、脈石を中和するために添加する生石灰
量の上昇９脈石及び生石灰量上昇の結果としてのスラグ
量増大によるマンガン鉱石還元歩留の低下等が生じ、成
る程度のコスト低減効果は認められるものの、コークス
を添加せずにマンガン鉱石を添加して溶融還元する場合
と同じ［Ｍｎ］上昇量で比較すると、コークス使用時の
便益が小さくなるのを否定できなかった。

このようなことから、本発明の目的は、上下両吹き機能
を有した転炉形式の炉に注銑した溶銑に脱燐剤を添加し
、底吹ガス攪拌を行いつつ酸素ガスを上吹きしてコスト
の安い溶銑脱燐を目指す際、同時に、脱燐能に悪影響を
及ぼすことなく脱燐銑の［Ｍｎ３　ｒ＝度を効果的に上
昇させ得る手段を見出すことに置かれた。

〈課題を解決するための手段〉 そして、本発明者等は上記目的を達成すべく様々な観点
に立って鋭意研究を重ねたところ、新たに次のような知
見を得るに至ったのである。即ち、（ａｌ　　先に特願
昭６１−１３２５１号として提案した溶銑脱燐法におい
て、脱燐溶銑の［Ｍｎ］？Ｗ度上５．１のためにマンガ
ン鉱石添加を行う場合、マンガン鉱石を粉状として脱燐
炉の底吹羽口から溶銑中に吹き込むか、“マンガン鉱石
粉に石灰石、珪砂等の造滓剤とコークス粉を添加・混合
して焼成したマンガン焼結鉱”をＭｎ源等とし、これを
脱燐剤（生石灰、蛍石、転炉滓等）と共に添加して精錬
を行えば、添加するマンガン鉱石も溶銑脱燐のための酸
化剤として効果的に作用することとなる上、）容銑品質
や操業に何らの悪影響を及ぼずことなく該脱燐炉で処理
された脱燐溶銑中［ＭｎｌＦｉ度を最大眼窩めることが
可能となること ｆｂ）　　そして、得られた高［Ｍｎ］Ｃ度の脱燐銑を
脱炭炉に収容し、更にマンガン鉱石を含む造滓剤を投入
して脱炭精錬を行うと、全体として極力少ない造滓剤使
用量の下で、低燐でかつ［Ｍｎｌ？Ｗ度の高い鋼をコス
ト安く高能率で安定溶製することが可能となること。

（Ｃ）　　従って、脱炭炉精錬での終点［Ｍｎ］が従来
の手段に比して目立って高くなり　（脱炭炉のみでマン
ガン鉱石添加吹錬を行う場合の限界値よりも遥かに高い
終点［Ｍｎ］？ｆｆｉ度が得られる）、マンガン合金鉄
の顕著な節減が可能となること。

本発明は、上記知見等に基づいてなされたものであり、
［上下両吹き機能を有する転炉形式の炉内に注銑した溶
銑に脱燐剤（脱燐造滓剤）を添加し、底吹ガス攪拌を行
いつつ酸素ガスを上吹きして溶銑脱燐を行うに際して、
第２図に示すように炉底羽口（底吹ノズル）５　からマ
ンガン鉱石粉（鉄マンガン鉱石粉も含む）９　を鉄浴中
に吹き込むか、又は第３図に示すように前記脱燐剤（脱
燐造滓剤）８と共に“粉状マンガン鉱石に粉状造滓剤及
びコクス粉を添加・混合して焼成したマンガン焼結鉱”
１０を炉上部から添加するか、或いはこの両手段を同時
に実施すると共に、上吹ランス６からは酸素ガス７を上
吹きして溶銑温度の糾−持を図りなから脱燐処理を実施
し、溶銑脱燐処理とマンガン酸化物溶融還元による溶銑
［Ｍｎ］濃度の上昇とを同時に達成し得るようにした点
」に特徴を有するものである。

〈作用〉 なお、脱燐溶銑の［Ｍｎ］　？Ｗ度上昇のために脱燐炉
へ添加するマンガン鉱石を粉状として炉底羽口から吹き
込むか、或いはマンガン焼結鉱の形態で使用するのは次
の理由による。

マンガン鉱石粉を　　きする理由 マンガン鉱石は、マンガン酸化物を主成分とすると共に
、脈石として主にＳｉ　０２＋　ＡＮ　ｚ　Ｏｘを含有
しているが、その融点は１７００℃以上と難溶性である
。そのため、脱燐処理時の１４００°Ｃ以下の温度条件
下でマンガン鉱石を炉上部から添加すると、マンガン鉱
石の溶解が遅いので溶融還元による［Ｍｎｌ上昇の進行
が遅滞する上、スラグ中のＭｎ　ＯＱｆｊ１度が上昇し
てスラグ融点の急上昇を招き、スラグ流動性の悪化のた
め脱燐にも悪影響が及ぶ。

ところが、マンガン鉱石を粉状として炉底羽口から溶鉄
中へ吹き込んだ場合には、 Ｍ１１０ｇ＋　２　Ｃ＝Ｍｎ＋　２　Ｃｏ　　　　　・
・・（１）なる還元反応が迅速に進行する結果、マンガ
ン歩留が飛躍的に向上することに加えてスラグの流動性
も良好に保たれ、脱燐能も悪化しない。

即ち、吹き込まれたマンガン鉱石粉は溶銑中に分散され
た状態で溶銑中を上昇するが、この場合にはマンガン鉱
石と溶銑との反応界面積が非常に大きいために＋１）式
の反応が迅速に進み、しかもこの反応によってマンガン
鉱石中のマンガン酸化物量が減少するとＭｎ０−５ｉＯ
□−ＡＲｚＯ、系の低融点（１２００−１３００℃）ス
ラグが生成し、溶解が速やかに進行する。つまり、吹き
込まれたマンガン鉱石粉が鉄浴中を上昇する間に一部の
マンガン酸化物が速やかに還元されるため、鉄浴上スラ
グ層に到達した時点では溶解の進行が迅速化されるわけ
である。

その結果、トップスラグの流動性は良好に維持できてト
ップスラグ−鉄浴間の反応が迅速に起こり、スラグ中マ
ンガン酸化物の還元による［Ｍｎｌ上昇及び脱燐反応が
円滑に進行するようになる。

従って脱燐に悪影響が及ぶこともなく、脱燐と同時に［
Ｍｎｌ上昇を高歩留で実施できることとなる。

吹き込むマンガン鉱石粉の粒度は１鶴以下程度のもので
良いが、流送の面からは１００メツシユ以下程度が好ま
しい。

マンガン焼結鉱を　用する理由 マンガン鉱石を脱燐炉の上部から直接添加しても、溶融
還元による［Ｍｎｌ上昇が遅い上、脱燐にも悪影響が及
ぶことは記述の通りであるが、粉状としたマンガン鉱石
に石灰石、ドロマイト等の粉状造滓剤とコークス粉を添
加し混合した後焼成したマンガン焼結鉱石をＭｎ源とし
て添加した場合には、マンガン鉱石の溶解が極めて迅速
に進行するようになってマンガン酸化物の還元反応が速
やかに進み、高歩留で溶銑中［Ｍｎｌ上昇が可能となる
上、スラグの流動性も良好に保たれて脱燐能も悪化しな
い。

つまり、前記焼結鉱はマンガン鉱石に比べて融点が非常
に低く、そのため溶銑脱燐処理のような１４００℃以下
の低温条件下でも速やかに滓化する。そして、上下両吹
き機態を有する。転炉形式の炉の底吹羽目からの底吹ガ
ス攪拌によりスラグ−メタル間反応が迅速に進行する結
果、高歩留でマンガン酸化物が還元されることとなって
［Ｍｎｌ上昇が可能となる。しかも、スラグの流動性が
良好に保たれるので、脱燐反応も円滑に進行するように
なる訳である。

従って、マンガン焼結鉱を炉底羽口から吹き込む場合と
同様に、所望の脱燐能が十分に維持されつつ、高歩留で
［Ｍｎｌ上昇を図ることが可能となる。

なお、前記マンガン焼結鉱は、マンガン鉱石粉に石灰石
、ドロマイト等の粉状造滓剤を加え、更にコークス粉を
添加して混合した後、ドヮイトロイド式又はグリナワル
ト式焼結機によりコークスの燃焼熱にて１１００〜１４
００℃で焼成して製造することができる。この焼成の際
、マンガン鉱石粉は粉状造滓剤と同化してＭＭｎｏ−５
ｉｎ　　ＰｄｌｚＯｚ−ＣａＯ−ＭｇＯを主体とした低
融点（１１００〜１３００℃）スラグを生成し、焼結が
行われる。

そして、マンガン焼結鉱製造時の造滓剤配合は、焼結鉱
中の〔（χＣａＯ＋２Ｍｇ０）／　（χＳｉｎｇ））が
０．３〜２．０となることを目安として行うのが望まし
い。

これは、後述の実施例で示すように脱燐処理温度（１４
００℃以下〕でのマンガン焼結鉱（マンガン鉱石）の滓
化を促進するためであり、この範囲外では滓化・還元が
遅れ、その結果マンガン歩留が悪化する懸念があるため
である。

また、マンガン焼結鉱の粒度は脱燐炉での滓化性向上の
ためには小さい程良好であるが、マンガン焼結鉱は本来
的に滓化性に冨んでいることもあり、粒径１００鶴程度
でも特に不都合を来すことがないし、これより大きくて
も使用可能である。

ところで、本発明に係る溶銑脱燐処理を実施するに当っ
ては、脱燐炉での処理温度を１４００℃以下に調整する
のが良い。なぜなら、溶銑処理温度がこれよりも高くな
ると脱炭ばかりが進行してスラグ中の酸化剤量が低くな
ると共に、熱力学的にも１４００℃以上では脱燐が悪化
するためである。

しかし、余りに低温になるとスラグへの粒鉄ロスが増加
するほか、その後の脱炭炉にて溶鋼中の［Ｍｎ］ｃ５度
を高める上でも問題がある。

即ち、マンガン鉱石の溶融還元は Ｍｎ０ｚ　＋　２　［Ｃ］　＝　［Ｍｎ］　＋　２ＣＯ
なる吸熱反応で進行する（マンガン鉱石の冷却能はスク
ラップの約２．５倍もある）。従って、マンガン鉱石添
加可能量（溶融還元可能量）は溶銑の温度及び［Ｃ］？
ｍ度が高いほど多くなる。そのため、脱燐処理は溶銑の
温度及び［Ｃ］濃度が高い状態で完了することが、脱炭
炉におけるマンガン鉱石添加可能量を上昇させ、脱炭炉
での終点［Ｍｎ］　濃度を高める上で好ましい。ここで
、温度と［Ｃ］濃度が高い状態で脱燐処理を完了し易い
ように、脱Ｐ炉に注湯する溶銑温度及び溶銑［Ｃ］濃度
をできるだけ高くすることが先ず考えられるが、高炉の
出銑温度や高炉銑の［Ｃ］濃度を大きく変えることは技
術的にもコスト的にも問題がある。従って、脱燐処理時
に溶銑の温度と［Ｃ］濃度（即ら溶銑の顕熱と潜熱の合
計）をできるだけ下げないことが重要である。

従って、脱燐炉での処理温度は１４００℃以下の領域の
中で可能な限り高めに維持するのが良い。

このような処理温度の維持は、上吹きランスからの酸素
ガス吹き込み或いは炉底羽口からの酸素ガス吹き込みの
併用によって行われる。つまり、上記脱燐炉での酸素ガ
ス吹き込みは、脱燐処理温度を保証するために行われる
のである。従って、ここでの上吹き酸素ランスは通常の
転炉ランスでも良いが、脱燐用に新作した小流量ランス
であっても良い。そして、使用酸素ガス量は処理前の溶
銑温度や珪素含有量、転炉滓の温度、脱燐炉の温もり具
合、目的とする処理溶銑温度等によって決定されるが、
概ね２ＯＮｍ’八以下で良く、通常は５〜１ＯＮｍ’／
ｌが効果的である。因に、このときの脱炭量は０．５％
程度である。

しかし、炉底羽口よりマンガン鉱石粉を吹き込む場合、
マンガン鉱石粉を多量（１０ｋｇ八以上）に吹込んで［
Ｍｎｌ上昇を図ろうとするには、吸熱反応（Ｍｎの還元
反応）の熱補償のために溶銑中の［Ｃ］を酸素により更
に多量に燃焼させる必要がある。

ただ、前述した、脱炭炉でのＭｎ添加量を上昇させるた
めには脱燐後の［Ｃ］　レベルをできるだけ高くするこ
とが有利である。

そこで、底吹羽口よりマンガン鉱石粉と共に炭材粉（コ
ークス、石炭等）を鉄浴中に吹き込むことにより［Ｃ］
の減少を抑制し、脱燐処理後の［Ｃ］レベルをできるだ
け高くする方法が有効となる。

炉上部より炭材を添加する方法では、粉状のものを使用
した場合、大半が飛散してしまい、また塊状のものを使
用した場合は浸炭速度が著しく遅いため十分に［Ｃ］上
昇効果を発揮できない。

なお、マンガン鉱石粉と共に吹き込む炭材粉の粒度は、
マンガン鉱石粉と同様にｌ　ｎｉ以下程度のもので良い
が、やはり流送の面から１００メツシユ以下程度が望ま
しい。

マンガン鉱石粉及び炭材粉の吹込み方法であるが、同一
の羽目からでも別々の羽目からでも吹き込んで構わない
。

吹き込む炭材量は、マンガン鉱石の還元及び送酸による
脱Ｃ景に相当する量程度が望ましく、この場合、脱燐処
理による［Ｃ］の減少は最小限に抑制できる。

また、底吹羽口よりマンガン鉱石粉と共に粉状の造滓剤
（生石灰、蛍石等）を吹き込むことも可能である。

本発明方法において使用する「上下両吹き機能を有した
転炉形式の炉」としては、現在使われている“上下吹き
複合吹錬転炉”が最も好ましいが、特に脱燐炉は精錬条
件が脱炭炉よりもマイルドであるため炉内体を更に小さ
くしても良いことから、脱燐専用に新設した炉を使用し
てもコスト的にそれほどの影響はない。

脱燐炉での精錬剤（脱燐造滓剤）としては、生石灰、蛍
石及び脱炭炉で発生する転炉滓を主成分とするものが使
用されるが、例えば、 生石灰：０〜８０重量％。

蛍石：０〜５０重量％。

転炉滓：０〜８０ｍ１％ の配合組成のものが推奨される。

この精錬剤は、勿論上記組成に限定されるわけではなく
、付加的に生石灰を配合しても良いし、ＣａＣ１ｚ、　
Ｎａｎｏ　・Ｓｉｎｇ、　Ｎａ１ＣＯｚ等を加えても良
い。そして、転炉滓以外のこれら脱燐剤原料は滓化性の
面から小さい粒径程好ましいが、−Ｍに使われている程
度のものであれば何ら差し支えない。

マンガン鉱石粉又はマンガン焼結鉱の溶融還元（自身は
酸化剤として作用する）量は、添加量によっても異なる
が、例えば投入１１１０ｋｇ／ｌで［Ｍｎ］増加量は０
．３〜０．４％程度である。なお、マンガン鉱石粉又は
マンガン焼結鉱として適用されるマンガン鉱石は、これ
に代えて鉄−マンガン鉱石を用゛いても良いことは言う
までもない。

なお、マンガン鉱石粉又はマンガン焼結鉱の添加歩留を
高くするためにはスラグ塩基度を２．５以上にした方が
有利である。その理由を第４図を用いて説明する。

第４図は“脱燐炉のスラグ中（Ｍｎ）　（実際はＭｎＯ
の形態であるＭｎ分を重量％で表わしたもの）と溶銑［
Ｍｎ］との比（Ｍｎ分配比）”と“スラグ塩基度”との
関係を示したものであるが、この第４図からも明らかな
ように、塩基度が高くなるほど（Ｍｎ）／［Ｍｎ］は小
さくなることが分かる。つまり、スラグ塩基度が高いほ
ど酸化マンガンは還元され易くなり、スラグ塩基度が２
．５以上の領域ではこの傾向が最も強くなって一定化す
ることを確認できる（なお、スラグ塩基度が高くなるほ
ど脱硫も進行し易くなり、ＣａＯ／ＳｉＯ□が３の場合
には脱硫率が６０％程度になることも確認済みである）
。

脱燐炉で使用される精錬剤（脱燐造滓剤）の量は溶製す
る鋼の［Ｐ］　レベルにより決定されるが、通常は３０
〜６０ｋｇ／を程度で良い。

さて、脱燐炉で精錬剤の一部として使用される転炉滓と
しては、脱炭炉で発生した溶融状態のものが熱経済的に
も脱燐フラックスの滓化性の面からも好ましいが（この
ように溶融状態のものを用いる場合には耐火物を内張す
した鍋を介して脱燐炉に注滓される）、取り扱いの容易
さ等を考慮して脱炭炉で得られたものを一旦冷却凝固さ
せ、粒状又は塊状に破砕してから用いても良い（なお、
この時も熱的な面からスラグの温度は高い程良い）。

ただ、この場合、脱燐炉での滓化性向上のために粒径は
小さい程良好であるが、転炉滓は本来滓化性に富んでい
ることもあって粒径が１００　ｍｓを下回る程度でも格
別な不都合を来たすことがないし、これより大きくても
使用可能である。

ところで、この発明に係る処理法を実施する場合には、
出来れば適用される溶銑の事前脱硫処理を行うのが良い
。その第一の理由として該処理法では脱硫の進行が極め
て鈍いことが挙げられるが、他方では、事前脱硫してい
ない溶銑を用いた場合には転炉スラグ中のＳ含有量が上
昇し、次のチャージにおける溶鉄Ｓ含を量を高めること
も懸念されるからである。なお、前記事前脱硫は通常行
われている溶銑脱硫方法の何れによっても良い。

更に、この方法に適用される原料溶銑のＳｉ含有量も低
い程好ましい。なぜなら、溶銑中のＳｉ含有量が多くな
るほど脱燐炉でのスラグ塩基度が低下して脱燐能が落ち
、全体での生石灰等の使用量が増加するためである。そ
れ故、溶銑のＳｉ含有量は出来れば０．３％以下、好ま
しくは０．２％以下に調整しておくのが良策である。な
お、脱炭炉の条件から処理後の溶銑温度を少しでも高く
したいような場合、溶銑のＳｉ含有量は０．２％程度の
方が有利なこともあり、工場のローカル条件によって決
定すべきである。

次に、この発明を比較例と対比した実施例により更に具
体的に説明する。

〈実施例〉 比較例　１ トーピード内で脱硫・脱珪処理した第１表に示される成
分組成の溶銑２５０トンを脱燐炉として使用する上下両
吹き複合吹錬転炉に注銑し、これに脱燐造滓剤と脱燐酸
化剤としての鉄鉱石１０ｋｇ／ｌを混合状態で炉上部よ
り添加して約１２分間の脱燐処理を行った。

脱燐造滓剤としては、ケース１では生石灰８ｋｇ／ｌと
蛍石４ｋｇ八とを、ケース２では転炉滓を冷却して３０
ｍｍ以下の粒径に破砕したちの２５ｋｇ／ｌと蛍石８ｋ
ｇ／ｌとを添加した。

なお、使用した脱燐炉（上下両吹き複合吹錬転炉）の操
業条件は第２表に示した通りであり、ケス１及びケース
２とも同一の操業条件とした。

このようにして得られた脱燐溶銑の成分組成を第３表に
示したが、ケースｌの場合では［Ｐ］が０．０２５％、
　　［Ｍｎ］が０．１２％、ケース２の場合では［Ｐ］
が０．０１５％、　　［Ｍｎ］が０．１４％と言う結果
が得られた。

比較例　２ 脱燐炉内に注銑した第４表に示される成分組成の脱硫・
脱珪溶銑２５０トンに、脱燐造滓剤と、脱燐酸化剤とし
てマンガン鉱石（粒径３０龍以下。

χＴ、Ｍｎ＝５０）　　１２ｋｇ八とを混合状態で炉上
部より添加し、脱燐処理を行った。

脱燐造滓剤配合条件は、ケース３では前記比較例１のケ
ース１と、またケース４では前記ケース２の場合と同様
とした。なお、上記以外のテスト条件は比較例１と同様
とした。

このようにして得られた脱燐溶銑の成分を第５表に示し
たが、ケース３の場合には［Ｐ］　：０．０４０％と脱
燐が悪化し、［Ｍｎ］も０．３５％となってマンガン歩
留が低いことが確認された。

また、ケース４の場合も［Ｐ］　：０．０２５％と若干
脱燐が悪化し、［Ｍｎ］は０．４７％となっていてケス
３に比べれば良好ながらも、十分に高いマンガン歩留を
得ることができないことが確認された。

更に、脱燐処理後のスラグの性状を調査したところ、ケ
ース３，４ともスラグが完全に溶融していない（半溶融
状態である）ことが判明したが、特にケース３の場合は
滓化性が悪かった。この滓化性の悪化が脱燐並びにマン
ガン歩留の低下原因と考えられる。

なお、ケース４がケース３に比べ比較的良好な結果が得
られた理由は、ケース４の場合には転炉滓を使用したの
で他の脱燐造滓剤（生石灰、蛍石等）に比べて滓化性が
良好であったためと考えられる。

実施例　ｌ 脱燐炉内に注銑した第６表に示される成分組成の脱硫・
脱珪溶銑２５０トンに脱燐造滓剤を混合状態で上下両吹
き転炉上部より添加し、底吹羽口からＮ２ガスをキャリ
アガスとしてマンガン鉱石粉（粒度１００メツシユ以下
）を１．５ｋｇ／ｍ１ｎ−ｔの量で８分間吹込み（トー
タル吹込み量１２ｋｇ／ｌ）、続く４分間はＮ２ガスの
みを吹込んで、全体で１２分間の脱燐処理を実施した。

なお、マンガン鉱石吹込み中も吹込み後も、キャリアガ
スを含む底吹Ｎ２ガス吹込み量は０．１５Ｎ　ｏｆ／ｍ
１ｎ−ｔとなるように調整した。

脱燐造滓剤配合条件は、ケース５では前記ケースｌの場
合と、またケース６では前記ケース２の場合と同じとし
た。なお、上記以外のテスト条件は、比較例２と同様と
した。

このような処理によって得られた脱燐溶銑の成分組成を
第７表に示したが、ケース５では［Ｐ］が０．０２６％
で［Ｍｎ］が０．４８％、ケース６では［Ｐ］が０．０
１５％で［Ｍｎ］が０．５８％と、脱燐率、マンガン歩
留とも前記ケース３及びケース４に比べ著しく向上し、
ケース１及びケース２に比べ遜色のない結果が得られた
。

これらの結果からも、本発明に係る方法によると、脱燐
を悪化することなくマンガン鉱石を高歩留で溶融還元し
て、脱燐溶銑の効果的な［Ｍｎ］上昇を図れることが明
らかである。

実施例　２ 第８表に示した成分組成の脱硫・脱珪溶銑２５０トンを
対象に上下両吹き転炉による脱燐処理テストを実施した
。テスト条件は、炉底羽口からＮ２ガスをキャリアーガ
スとしてマンガン鉱石粉（粒度１００メツシユ以下）及
びコークス粉（粒度１００メソシユ以下）をそれぞれ２
　ｋｇ／ｍ１ｎ−を及び０．３ｋｇ／ｍｉｎ、　ｔで１
３分間吹込み（トータルそれぞれ２６ｋｇ八及び３．９
ｋｇ／ｌ）、続く４分間はＮ２ガスのみを底吹きし、全
体で１７分間の脱燐処理を実施した。なお、マンガン鉱
石粉及びコークス粉の吹込み後も、キャリアガスを含む
底吹Ｎ２ガス吹込み量は０．１５Ｎｎｆ／５ｉｎ−ｔと
なるように調整した。

脱燐造滓剤配合条件は、ケース７では前記ケース１の場
合と、またケース８では前記ケース２の場合と同じとし
た。なお、上記以外のテスト条件は実施例１と同様とし
た。

このようにして得られた脱燐溶銑の成分組成を第９表に
示すが、脱燐、マンガン歩留とも良好な結果が得られて
いることが分かる。

ここで、マンガン鉱石吹込み量アップによる熱補償のた
め、上吹送酸時間を５分間（上吹酸素量で３　Ｎ　ｏｆ
／ｌ）延長して脱燐処理を行ったが（送酸置場とマンガ
ン鉱石置場で［Ｃ］は実施例１に比べ更に約０゜２５％
減少すると計算される）、コークス粉吹込みにより［Ｃ
１ｆｉ＆少を防止でき、脱燐後の［Ｃ］レベルを高く維
持できることが確認された。

実施例　３ 脱燐炉（上下両吹き転炉）内に注銑した第１θ表に示さ
れる成分組成の脱硫・脱珪溶銑２５０トンに、脱燐造滓
剤と第１１表に示す成分組成のマンガン焼結Ｋ（粒径３
０賎以下）：１２ｋｇ／ｌを混合状態で炉上部より添加
し、脱燐処理を行った。

脱燐造滓剤配合条件はケース９では、前記ケス１の場合
と、またケース１０では前記ケース２の場合と同じとし
た。なお、上記以外のテスト条件は、比較例２と同様と
した。

そして、使用したマンガン焼結鉱は以下の方法により製
造したものであった。

即ち、比較例２で用いたものと同じマンガン鉱石を粒度
３曹朧以下に粉砕し、このマンガン鉱石粉に粒度３關以
下の石灰石粉及びドロマイト粉を加え、更にコークス粉
を加え混合した後、ドワイトロイド式焼結機にて焼成し
た。なお、石灰石粉。

ドロマイトワ）、コークス粉の配合量はそれぞれマンガ
ン鉱石粉トン当り２０ｋｇ、　　６０ｋｇ及び１００ｋ
ｇである。

このようにして得られた脱燐溶銑の成分組成を第１２表
に示すが、ケース９では［Ｐ］が０．０２７％で［Ｍｎ
］が０．４８％、そしてケース１０のでは［Ｐ］が０．
０１４％で［Ｍｎ］が０．５９％と、脱燐率、マンガン
歩留とも前記ケース３及びケース４に比べて著しく向上
し、前記、ケースｌ及びケース２に比べて遜色のない結
果が得られた。

実施例　４ マンガン焼結鉱の製造に当って、造滓剤（石灰石、ドロ
マイト等）の配合を種々変えたマンガン焼結鉱を作成し
、実施例３のケース９と同様の操業条件で脱燐処理を実
施した。なお、各テストとも、マンガン焼結鉱中の造滓
剤（石灰石、ドロマイト）と脱燐造滓剤（生石灰、軽焼
ドロマイト蛍石）を総合した“全造滓剤配合量”及び“
配合比”は一定とした。

これらのテスト結果を第５図に示す。

第５図に示される結果からは、本発明法によって良好な
脱燐を維持しながら効果的な［Ｍｎ］上昇を図れること
が確認できるが、マンガン焼結鉱中の（Ｃａ　Ｏ＋−ｇ
ｏ）／５ｉ０２を０．３〜２．０に調整することが脱燐
率及びマンガン歩留を良好に確保する上で好ましいこと
も明らかである。

なお、第５図に示される結果は、処理温度１４００℃以
下と言う低温域でのマンガン焼結鉱の滓化の良否により
マンガン歩留及び脱燐率が大きく影響されることを示し
ており、（ＣａＯ＋　Ｍｇ０）／Ｓｔ　Ｏｚが０．３〜
２．０の範囲を外れるとマンガン焼結鉱の滓化が遅れ、
その結果マンガン歩留が悪化すると共にスラグの流動性
悪化により脱燐も悪くなるものと考えられる。

なお、前記実施例では、脱燐溶銑の［Ｍｎ］上昇のため
にマンガン鉱石粉の底吹き又はマンガン焼結鉱の上添加
の何れかの結果のみを示したが、両方法を同時に実施し
た場合にも良好な結果が得られたことは言うまでもない
。

〈効果の総括〉 以上に説明した如く、この発明によれば、上下両吹き機
能を有する転炉形式の炉での脱燐処理において、脱燐に
悪影響を及ぼすことなく同時にマンガン鉱石（マンガン
鉱石粉、マンガン焼結鉱）を高歩留で溶融還元して脱燐
溶銑中［Ｍｎ］を効果的に上昇せしめることができ、次
工程である脱炭炉吹錬を通じて顕著な鋼中［Ｍｎ］上昇
が可能となってフェロマンガン添加量を大幅に節減でき
るなど、製鋼コストの大幅な合理化が可能となり、産業
上極めて有用な効果がもたらされる。

【図面の簡単な説明】

第１図は、先に提案した製鋼法によるプロセスを説明し
た概念図である。 第２図は、本発明方法の説明図である。 第３図は、本発明に係る別法の説明図である。 第４図は、脱燐炉でのマンガン分配比とスラグ塩基度と
の関係を示すグラフである。 第５図は、実施例で得られたところの、マンガン焼結鉱
中の（ＣａＯ＋Ｍｇ０）／Ｓｔｏｗとマンガン歩留及び
脱燐率との関係を示すグラフである。 図面において、 ｌ・・・脱燐炉、　　　　２・・・脱炭炉。 ３・・・溶銑、　　　　　４・・・転炉滓。 ４′・・・脱燐スラグ。 ５・・・攪拌ガス吹き込みノズル（炉底羽口）。 ６・・・ランス、　　　　７・・・酸素。 ８・・・脱燐造滓剤、　　９・・・マンガン鉱石粉。 １０・・・マンガン焼結鉱。 第１図

Claims (5)

【特許請求の範囲】
1. （１）上下両吹き機能を有する転炉形式の炉に注銑した
   溶銑に脱燐剤を添加し、底吹ガス攪拌を行いつつ酸素ガ
   スを上吹きして溶銑脱燐を行うに際して、炉底羽口から
   マンガン鉱石粉を鉄浴中に吹き込んで溶銑中［Ｍｎ］の
   上昇と脱燐とを同時に行うことを特徴とする、溶銑脱燐
   方法。
2. （２）炉底羽口からマンガン鉱石粉と共に炭材粉をも鉄
   浴中に吹き込むことを特徴とする、請求項１記載の溶銑
   脱燐方法。
3. （３）上下両吹き機能を有する転炉形式の炉に注銑した
   溶銑に脱燐剤を添加し、底吹ガス撹拌を行いつつ酸素ガ
   スを上吹きして溶銑脱燐を行うに際して、上記脱燐剤と
   共に粉状マンガン鉱石に粉状造滓剤及びコークス粉を添
   加・混合して焼成したマンガン焼結鉱を添加し溶銑中［
   Ｍｎ］の上昇と脱燐とを同時に行うことを特徴とする、
   溶銑脱燐方法。
4. （４）上下両吹き機能を有する転炉形式の炉に注銑した
   溶銑に脱燐剤を添加し、底吹ガス撹拌を行いつつ酸素ガ
   スを上吹きして溶銑脱燐を行うに際して、上記脱燐剤と
   共に粉状マンガン鉱石に粉状造滓剤及びコークス粉を添
   加・混合して焼成したマンガン焼結鉱を添加すると共に
   、炉底羽口からマンガン鉱石粉を鉄浴中に吹き込むこと
   により溶銑中［Ｍｎ］の上昇と脱燐とを同時に行うこと
   を特徴とする、溶銑脱燐方法。
5. （５）脱燐銑を脱炭用転炉で吹錬する際に発生する転炉
   滓を脱燐剤成分として使用することを特徴とする、請求
   項１乃至４項の何れかに記載の溶銑脱燐方法。