(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
真空脱ガス槽内の溶鋼に上吹ランスから酸素を吹き付けて真空脱炭を行う高マンガン鋼の溶製方法において、前記真空脱ガス槽内の真空度を2500〜14000Pa に調整しつつ、前記上吹ランスから吹き付ける酸素が溶鋼に当たる火点近傍にCaO 、CaCO3 あるいはCa(OH)2 のいずれか１種以上を吹き付けまたは添加することを特徴とする真空脱ガス槽内での高マンガン鋼の溶製方法。
【請求項２】
前記CaO 、CaCO3 あるいはCa(OH)2 のいずれか１種以上を前記上吹ランスを用いて酸素とともに火点近傍に吹き付けることを特徴とする請求項１記載の真空脱ガス槽内での高マンガン鋼の溶製方法。
【請求項３】
前記CaO 、CaCO3 あるいはCa(OH)2 のいずれか１種以上を前記上吹ランスとは別のランスを用いて火点近傍に吹き付けまたは添加することを特徴とする請求項１記載の真空脱ガス槽内での高マンガン鋼の溶製方法。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、真空脱ガス槽内の溶鋼に上吹ランスから酸素を上吹きして真空脱炭を行う高マンガン鋼の溶製方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
ラインパイプ用の鋼管材料には低炭素、高マンガン鋼が大量に使用されている。マンガンは蒸気圧が高く、蒸発し易い元素である。また、送酸脱炭による酸化ロスに伴うMnの損失も生じる。このため高マンガン鋼は、マンガンの蒸発損失を極力押さえて溶製することが重要である。そこでRH式など真空脱ガス装置での送酸脱炭処理の負荷を低減するため、マンガン源として金属マンガンやＣ含有量の少ないフェロマンガン合金鉄(LCFeMn)を使用しているが、金属マンガンやLCFeMnはコストが高いという問題点がある。
【０００３】
そこで、マンガン源としてより安価なＣ含有量の多いフェロマンガン合金鉄(HCFeMn)が使用できるのみならずマンガン損失を気にせず送酸による昇温などが行える技術として特開平5-195046号公報、特開平5-230519号公報および特開平6-271923号公報には、雰囲気圧力を5000Pa〜40000Pa に保持し、酸素ガスに不活性ガスを混合させて吹き付ける技術が開示されている。
【０００４】
しかし、前記公報に開示されている方法は、マンガン損失の低減が不十分であり、また、窒素（Ｎ）含有量に規制がある鋼種については、不活性ガスとしてアルゴンガスを使用することになり、コストアップが大きい。さらに、特公平2-15602 号公報では、上吹き酸素流量をＣとMn濃度に合わせ、ある範囲内に制御することで、マンガン損失の少ない溶製方法を開示しているが、これは転炉吹錬における技術であり、真空脱ガスでの送酸脱炭時には適応できない。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
本発明は、真空脱ガス槽内の溶鋼に上吹ランスから酸素を上吹きして真空脱炭を行う高マンガン鋼の溶製時に問題となるマンガン損失を抑制することができる真空脱ガス槽内での高マンガン鋼の溶製方法を提供することを目的とするものである。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
前記目的を達成するための請求項１記載の本発明は、真空脱ガス槽内の溶鋼に上吹ランスから酸素を吹き付けて真空脱炭を行う高マンガン鋼の溶製方法において、前記真空脱ガス槽内の真空度を2500〜14000Pa に調整しつつ、前記上吹ランスから吹き付ける酸素が溶鋼に当たる火点近傍にCaO 、CaCO3 あるいはCa(OH)2 のいずれか１種以上を吹き付けまたは添加することを特徴とする真空脱ガス槽内での高マンガン鋼の溶製方法である。
【０００７】
請求項２記載の本発明は、前記CaO 、CaCO3 あるいはCa(OH)2 のいずれか１種以上を前記上吹ランスを用いて酸素とともに火点近傍に吹き付けることを特徴とする請求項１記載の真空脱ガス槽内での高マンガン鋼の溶製方法である。
請求項３記載の本発明は、前記CaO 、CaCO3 あるいはCa(OH)2 のいずれか１種以上を前記上吹ランスとは別のランスを用いて火点近傍に吹き付けまたは添加することを特徴とする請求項１記載の真空脱ガス槽内での高マンガン鋼の溶製方法である。
【０００８】
【発明の実施の形態】
図１に示すように、マンガン含有量を調整した取鍋１内の溶鋼２を上吹ランスを備えたRH式の真空脱ガス槽３に吸い上げて矢印方向に還流させる。真空脱ガス槽３の、雰囲気真空度を10〜30Paにして上吹ランス４から酸素ガスを上吹きして真空脱炭を行い、その後、脱酸剤を添加して脱ガスする。この従来技術では、真空脱炭時に上吹ランス４からの酸素ジェット５が溶鋼２に当たってスプラッシュが多量に発生して真空脱ガス槽３の内壁や排気系に付着するばかりでなく、溶鋼２の表面積が増加する。その結果、マンガンの蒸発が盛んになり、著しくマンガンの歩留りを低下させるという問題点があった。
【０００９】
しかしながら、従来は、最終的な溶鋼中の目標炭素濃度の達成要求が厳しいこと、および後工程の連続鋳造機の操業に支障を生じさせないこと（真空脱炭にかけられる時間は、30分程度しかない）を配慮し、通常は、酸素流量を0.08〜0.1Nm3(ton・min)と抑え目にし、その代わりに10〜30Pa程度の比較的高い真空度で真空脱炭を行っていたため、マンガンの歩留りが悪かった。
【００１０】
本発明者らは、マンガン蒸発量が従来より少なくなる真空脱ガス槽３の真空度を知るため、真空脱ガス槽３と取鍋１（容量180 トン）内との間で溶鋼２を環流させるRH方式の真空脱ガス槽３を用いて、多くの複合脱炭試験を重ねた。その結果、真空度を2500〜14000Pa まで低下させる、つまり、真空脱ガス槽３内の雰囲気圧力を常法の操業より高めると、マンガン蒸発量が少なくなることを見出した。また、さらに圧力を常法の操業より高め、それが20000Pa を超えると、著しく脱炭速度が低下することも分かった。
【００１１】
単に真空度を低くするだけであると、脱炭速度が低下し、所望時間内に後工程の連続鋳造機に真空脱炭済の溶鋼を搬送できなくなる。このような事態になるのを避けるため、脱炭速度について鋭意研究し、現在の目標炭素濃度領域の脱炭速度が酸素供給に律速されていることを見出した。そして、酸素の供給量をスプラッシュの発生が従来より大きくならない程度に増加させるようにした。その結果、真空脱ガス槽３内へ供給する上吹き酸素の流量は、0.1 〜0.15 Nm3/(ton ・min)が望ましいことが分かった。そこで、この酸素供給量の下で好ましい脱炭速度を達成する真空脱ガス槽内の真空度を検討したところ14000Pa が上限であることも分かった。
【００１２】
そして、真空脱ガス槽３の真空下での上吹ランス４からの送酸脱炭時に酸素ジェット５が溶鋼２に当たる部分（火点）では雰囲気圧力が2500Pa〜14000Pa と低い上に高温となり、マンガンが蒸発し損失する。マンガンの蒸発速度式は、以下に示すLangmuirの式で表される。
dW Mn/dt= A[M Mn /2πRT] 1/2(P Mn* −P Mn )              （１）
ここで、dW Mn /dt はマンガンの蒸発速度、A は蒸発面積、M Mnはマンガンの原子量、R は気体定数、T は溶鋼温度、P Mn* はマンガンの蒸気圧、P Mnはマンガン分圧であり、マンガンの蒸気圧は、以下の式(3) で表される。
【００１３】
Ln(P Mn* / a Mn)=37.67-3.021lnT-33430/ Ｔ                （２）
ここで、a Mnはマンガンの活量である。
（１）式と（２）式の組み合わせから温度Ｔが低いほどマンガンの蒸発速度が小さくなる。
一方、熱力学的にスラグ・メタル反応を考えたときには、塩基度（CaO とSiO2の比：CaO/SiO2）が低いほど、またスラグ中のT.Fe濃度が高いほどMnの酸化反応が進行することが知られている。しかし、RHなどの真空下でのスラグがほとんど存在しない条件下での知見はなかった。
【００１４】
そこで、本発明者らは、真空脱ガス槽３内に垂下された上吹ランス４の炉外上端部に、CaCO3 を貯蔵したホッパ８の下端部に設けた供給管９を接続し、上吹ランス４内を流れる酸素にホッパ８から切り出された粉状のCaCO3 を供給し、酸素ガスとともにCaCO3 を溶鋼に吹き付ける実験を行った。その結果、酸素ジェット５が溶鋼２に当たる火点がCaCO3 により冷却されるとともにスラグが高塩基度化されるため、送酸脱炭中のMnの損失が著しく抑制できることを見出した。さらに実験を重ね、CaO やCa(OH)2 でも同様の効果があることが分かった。
【００１５】
CaO 、Ca(OH)2 、CaCO3 の粉体を火点に添加することにより、粉体の顕熱分の冷却効果があり、さらにCaCO3 やCa(OH)2 では分解吸熱により火点近傍の溶鋼２が冷却される。加えて、いずれの物質も高温下ではCaO となり、スラグが高塩基度化される。これにより上吹ランス４からの送酸脱炭時における脱炭量ΔＣとマンガン損失量ΔMnとの比ΔMn／ΔＣが送酸のみの従来の場合と比較して低減され、Mnの損失が抑制される。
【００１６】
本発明では、図２に示す実施形態とすることもできる。真空脱ガス槽３の中央部から炉内に垂下された上吹ランス４とは別のランス７を真空脱ガス槽３の頂部側方から炉内に傾斜して挿入する。そして、ホッパ８内に貯蔵した粉状のCaO 、Ca(OH)2 、CaCO3 から選択される１種以上を別のランス７を介してArなどの不活性ガスをキャリアガスとして、上吹ランス４から供給される酸素ガスにより溶鋼２上に形成される火点に向けて吹き付けるのである。この場合にも前記実施の形態と同様の作用効果が得られる。または、別のランス７の代わりに炉内に挿入した傾斜ランス（図示せず）を介して粉状のCaO 、Ca(OH)2 、CaCO3 を自然落下させ、酸素ガスにより溶鋼２上に形成される火点に向けて添加することもできる。
【００１７】
【実施例】
転炉吹錬で得られた溶鋼の取鍋出鋼時にマンガン源として高マンガン合金鉄を投入する。それによる炭素の目標外れを、上吹ランスを備えたRH真空脱ガス槽３を用いた脱炭技術で補うようにした。なお、１チャージ当たりの溶鋼量は180 トンである。上吹ランス４で火点にCaO を吹きつけた場合（本発明例１）および上吹ランスとは別のランス７でCaO 、Ca(OH)2 、CaCO3 をそれぞれ単味で吹きつけた場合（本発明例２、本発明例３、本発明例４）、従来例として上吹ランス４により送酸のみを行った場合の各水準における処理前の溶鋼炭素含有量[%C]、処理後の溶鋼炭素含有量[%C]、処理前のマンガン含有量[%Mn] 、処理後のマンガン含有量[%Mn] および送酸脱炭時の脱炭量ΔＣとマンガン損失量ΔMnとの比ΔMn／ΔＣなどの値を表１に示す。
【００１８】
【表１】
0004491981.tif 000002
【００１９】
主な実施条件は、以下の通りである。
・転炉から取鍋への出鋼中に溶鋼に投入した高炭素マンガン合金鉄の成分は、Ｃ＝6.8 mass％、Mn＝74.7 mass ％で投入量は10.7 kg/（溶鋼トン当たり）、・真空脱ガス槽の真空度: 本発明例では真空排気系（３段ブースタ式６段スチームエゼクタ）の操作により2500〜14000Pa の範囲に調整、従来例では10Paに調整。
【００２０】
・真空脱ガス槽での上吹き酸素供給速度(O2): 0.5m3 （標準状態）/sec
・上吹ランス先端から溶鋼までの距離:3500mm
・これに引き続いて、脱酸剤であるFeSi、Alをそれぞれ3.0kg （溶鋼トン当たり）、1.0kg （溶鋼トン当たり）、約15分の真空脱ガス処理。
表１に示したΔMn／ΔＣ値から、本発明例１〜４によれば火点での溶鋼冷却およびスラグの高塩基度化により真空脱ガス槽の真空度を従来例の10Paより低下させても、溶鋼中マンガンの蒸発損失が約50〜70％低減していることが分かる。これにより目標炭素濃度および目標マンガン濃度に極めて近い成分の高マンガン鋼を的中率よく溶製することができた。
【００２１】
なお、前記実施例では、溶製炉として転炉を用いたが、本発明は、電気炉等、他の精錬炉を用いても何らかまわない。また、真空脱ガス槽としては、酸素を溶鋼に吹き付ける手段を備えていれば、RH方式以外のもの（VOD 式、DH式等) でもよい。
【００２２】
【発明の効果】
以上述べたように、本発明に係る真空脱ガス槽内での高マンガン鋼の溶製方法では、真空脱ガス槽内の真空度を2500〜14000Pa に調整しつつ、前記上吹ランスから吹き付ける酸素が溶鋼に当たる火点近傍にCaO 、CaCO3 あるいはCa(OH)2 のいずれか１種以上を吹き付けまたは添加するので、溶鋼中マンガンの蒸発損失を従来より大幅に抑制でき、Mn歩留および目標とする溶鋼の炭素濃度およびマンガン濃度の的中率向上が達成される。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明に係る高マンガン鋼の溶製を実施したRH式真空脱ガス装置を示す縦断面図である。
【図２】本発明に係る他の高マンガン鋼の溶製を実施したRH式真空脱ガス装置を示す縦断面図である。
【符号の説明】
１  取鍋
２  溶鋼
３  真空脱ガス槽
４  上吹ランス
５  酸素ジェット
６  酸素供給管
７  別のランス
８  ホッパ
９  供給管
【図１】
0004491981.tif 000003
【図２】
0004491981.tif 000004