JP3575304B2

JP3575304B2 - Converter steelmaking method

Info

Publication number: JP3575304B2
Application number: JP35423998A
Authority: JP
Inventors: 尚志小川; 滋小倉; 和弘仮屋; 嘉久北野; 寛野村
Original assignee: JFE Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 1998-12-14
Filing date: 1998-12-14
Publication date: 2004-10-13
Anticipated expiration: 2018-12-14
Also published as: JP2000178630A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、溶銑を脱炭精錬して、溶鋼を製造する転炉製鋼方法に関わり、とりわけ、要求される品質の精錬を達成しつつも、生石灰の添加量を必要最小限に抑えることができる転炉製鋼方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
溶銑を脱炭精錬し溶鋼とする製鋼用転炉の使命は、最も短時間に目標とする温度及び炭素濃度にできるだけ近い状態で出鋼することにある。
【０００３】
そのためには、精錬の際の酸素流量や、主原料、副原料の装入量、装入条件を最適に制御することが必要である。このため、現在ではほとんど転炉で、高度なコンピュータコントロールが行われている。
【０００４】
ところで、転炉及びそのコンピュータコントロールの初期〜普及期においては、転炉が脱炭炉であると同時に、脱燐炉としても重要な役割を担っていた。このため、溶銑の燐濃度レベルから目標溶鋼燐濃度レベルまでの脱燐量を確保するために、脱燐精錬に欠くことのできない精錬材である生石灰を、過剰なまでに投入するような制御が行われていた。例えば特開昭５０−１０３４１１号公報には、スラグ中のＣａＯが飽和状態となるように、生石灰装入量を定めることを提案している。
【０００５】
これに対し、近年、転炉装入前の溶銑を予め脱燐、脱硫フラックスで処理し、低燐、低硫銑を製造する溶銑予備処理法が発達するに及んで、転炉は専ら脱炭炉としてのみ機能するようになってきた。このような操業では、転炉ではほとんど脱燐を行う必要がないので、生石灰を装入しないか、ごく少量の装入にとどめて精錬することが行われている。
【０００６】
しかしながら、溶銑予備処理は、転炉精錬に比べて温度効果の大きな精錬プロセスである。従って、脱燐をすべて溶銑予備処理に負担させようとすると、転炉での脱炭精錬時に熱量不足が生じ、スクラップやミルスケール、マンガン鉱石などの安価原料の使用ができないという不利が生じる。そこで、転炉においてもある程度の脱燐精錬機能を残すような、溶銑予備処理と転炉精錬の適切な機能配分が必要となってきた。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、溶銑予備処理である程度の脱燐を行った溶銑を精錬するにあたり、上記の従来法によって生石灰装入量を決定して精錬を行ったところ、スラグの滓化が十分でなく、転炉からの排滓が十分に行うことができなかった。このため、その後のチャージでは、スラグからの復燐のために脱燐が不十分となるという事態に遭遇した。
【０００８】
そこで、目標の脱燐率が達成できたチャージのデータを集めて、生石灰装入量と各種操業条件の関係を重回帰分析し、この回帰式に基づいて現実の生石灰装入量を決定する操業を行った。この方法によって、生石灰の使用量を削減し、スラグの滓化も良好となった。しかしながら、脱燐が不十分なチャージが発生したため、目標成分値を達成するために上記回帰式による決定値に、オペレーターの経験に基づいてある程度の生石灰量を上乗せして精錬しなければならない。このため生石灰の使用量が増大することとなった。
【０００９】
従って、上述した従来の技術における、転炉での脱燐不足あるいは、脱燐を十分に確保するために生石灰の過剰使用となることを避け、溶銑予備処理である程度脱燐後の溶銑を精錬するに際しても、目標の溶鋼中燐濃度を達成するに必要かつ十分な最小限の生石灰装入量で精錬可能な転炉製鋼方法を提供することが求められている。
【００１０】
本発明は、前記従来の問題点を解決するべくなされたもので、要求される品質の精錬を達成しつつも、生石灰の添加量を必要最小限に抑えることができる転炉製鋼方法を提供することを目的とする。
【００１１】
【課題を解決するための手段】
本発明は、溶銑を脱炭精錬して、溶鋼を製造する転炉製鋼方法において、生石灰を除く副原料使用量、溶銑成分、その他の主原料成分、目標出鋼成分、及び目標出鋼温度に基づいて出鋼時スラグ量を推定すると共に、生石灰を除く副原料使用量、溶銑成分、その他の主原料成分、目標出鋼成分、及び目標出鋼温度に基づいて出鋼時スラグ中（ＣａＯ）濃度を推定し、上記推定された出鋼時スラグ量と、出鋼時スラグ中（ＣａＯ）濃度に基づいて転炉に装入すべき生石灰量を決定することを特徴とする転炉製鋼方法であり、前記課題を解決したものである。
【００１２】
又、上記転炉製鋼方法において、前記出鋼時スラグ量の推定が、目標出鋼炭素濃度、及び目標出鋼温度に基づいて出鋼時スラグ中（Ｔ．Ｆｅ）濃度を計算する第１段階と、溶銑中燐濃度、目標出鋼燐濃度、溶銑中珪素濃度、溶銑中マンガン濃度、マンガン鉱石添加量、ドロマイト添加量、及び前記第１段階で計算された出鋼時スラグ中（Ｔ．Ｆｅ）濃度に基づいて出鋼時スラグ量を計算する第２段階から成り、前記出鋼時スラグ中（ＣａＯ）濃度の推定が、溶銑中燐濃度、目標出鋼燐濃度、目標出鋼温度、前記第１段階で計算された出鋼時スラグ中（Ｔ．Ｆｅ）濃度、及び炉内の全マンガン量に基づいて出鋼時スラグ中（ＣａＯ）濃度を計算するものであり、前記生石灰量の決定が、前記により計算された出鋼時スラグ量、前記により計算された出鋼時スラグ中（ＣａＯ）濃度、マンガン鉱石添加量、及びドロマイト添加量から転炉装入生石灰量を計算するものであることにより、前記課題を解決したものである。
【００１３】
ここで、（Ｔ．Ｆｅ）濃度はトータル鉄濃度であり、様々な化合物で存在する鉄の総合的な濃度である。又、（ＣａＯ）濃度は一酸化炭素濃度である。なお、上記の第１段階で計算される出鋼時スラグ中（Ｔ．Ｆｅ）濃度は、吹止め時スラグ中（Ｔ．Ｆｅ）濃度であってもよい。
【００１４】
又、前記転炉製鋼方法において、前記目標出鋼燐濃度を、目標成品燐濃度に復燐予測量を足した値とすることで、該目標出鋼燐濃度を具体的に求めることができる。
【００１５】
【発明の実施の形態】
以下、図を用いて本発明の実施の形態を詳細に説明する。
【００１６】
図１は、本実施形態のガイダンスによる焼石灰使用量決定の処理の流れを示すフローチャートの一例である。本実施形態の中心的な考え方は、符号１０１に示すように推定スラグ量を求める一方で、符号１１１に示すようにスラグ中の推定（ＣａＯ）含有量を求め、これらに基づいて、符号１０８で示す焼石灰量を求めるというものである。
【００１７】
本発明が対象とする転炉は、溶銑を脱炭精錬して溶鋼を製造する転炉であり、上吹き転炉、底吹き転炉、上底吹き転炉のいずれであってもよい。上底吹き転炉には正確には、上吹きランスと炉底の底吹き羽口の双方から酸素を吹き込む酸素上底吹き転炉と、上吹きランスからは酸素を吹き込み、炉底に設けた底吹き羽口またはポーラスプラグ等から窒素やアルゴンを吹き込む、不活性ガス底吹き撹拌型のものがあるが、そのどちらであってもよい。
【００１８】
次に転炉内に装入する生石灰とは、転炉の中に装入する生石灰の全量をいい、その形態や装入方法を問うものではない。通常は、炉上バンカからシュートを経て投入する塊状のもの、底吹き羽口や上吹きランスから吹き込まれる粉状または粒状のものが一般的である。それ以外の装入方法（たとえばスクラップシュートからの投入）によるものであってもかまわない。
【００１９】
生石灰は通常、石灰石（ＣａＣＯ_３を主成分とする岩石）をか焼（ｃａｌｃｉｎａｔｉｏｎ）してＣＯ_２を解離させて得られる、ＣａＯを主成分とする物質である。原料石灰石の品位により、不純物としてＭｇＯ、ＳｉＯ_２、Ａｌ_２Ｏ_３、ＦｅＯなどが含まれることがあるが、通常はＣａＯ成分を９０％以上含有する。本発明において対象とする生石灰は、特にこの不純物の種類や含有量を限定するものではない。
【００２０】
次に、生石灰の装入量決定手順の詳細を説明する。本発明における手順の基本的な考え方は、必要とする脱燐率が得られる最適なスラグ量とスラグ中（ＣａＯ）含有量を求め、その値からＣａＯバランスによって、所用生石灰量を計算するものである。
【００２１】
ここで、出鋼時スラグ量は、生石灰を除く副原料使用量、溶銑成分、その他の主原料成分、目標出鋼成分、及び目標出鋼温度に基づいて推定計算する。なお、上記のその他の主原料とは、転炉に装入される溶銑以外の鉄源のことであり、スクラップ、冷銑鉄、還元鉄、合金鉄などが挙げられる。又、出鋼時スラグ中（ＣａＯ）濃度は、生石灰を除く副原料使用量、溶銑成分、その他の主原料成分、目標出鋼成分、及び目標出鋼温度に基づいて推定計算する。そして、上記推定された出鋼時スラグ量と、出鋼時スラグ中（ＣａＯ）濃度に基づいて、転炉に装入すべき生石灰量を決定する。
【００２２】
この際に、前述の従来技術と異なる点は、スラグ中の最適（ＣａＯ）含有量を飽和ＣａＯ濃度や単なる回帰式による算出値とするのではなく、目的とする脱燐率を与える必要最小限量を熱力学的根拠に基づいて算出するところにある。
【００２３】
まず、最適スラグ量の計算過程を説明する。このスラグ量を推定する過程は、図１では符号１０１である。この過程では、まず第１に、目標出鋼炭素濃度、及び目標出鋼温度に基づいて出鋼時スラグ中（Ｔ．Ｆｅ）濃度を計算する第１段階がある。第２に、溶銑中燐濃度、目標出鋼燐濃度、溶銑中珪素濃度、溶銑中マンガン濃度、マンガン鉱石添加量、ドロマイト添加量、及び前記第１段階で計算された出鋼時スラグ中（Ｔ．Ｆｅ）濃度に基づいて出鋼時スラグ量を計算する第２段階からなる。
【００２４】
通常の転炉の操業においては、転炉におけるスラグ量をＳＶ（ｋｇ／ｔｏｎ溶銑）、溶銑中燐濃度をＰ_ＨＭ（重量％）、出鋼時燐濃度をＰ_Ｔａｐ（重量％）、溶銑中珪素濃度をＳｉ_ＨＭ（重量％）、スラグ中Ｔ．Ｆｅ濃度を（Ｔ．Ｆｅ）（重量％）、溶銑中マンガン濃度をＭｎ_ＨＭ（重量％）、マンガン鉱石装入量をＷ_Ｍ（ｋｇ／ｔｏｎ溶銑）、ドロマイト装入量をＷ_Ｄ（ｋｇ／ｔｏｎ溶銑）、出鋼温度をＴ（Ｋ）とするとき、ＳＶはＰ_ＨＭ、Ｐ_Ｔａｐ、Ｓｉ_ＨＭ、（Ｔ．Ｆｅ）、Ｍｎ_ＨＭ、Ｗ_Ｍ、Ｗ_Ｄ、Ｔと強い相関がある。蓄積された操業データに基づいた重回帰分析によって、たとえば下記のような関係式が得られる。ここにＡ_１〜Ａ_８は、実操業データを回帰分析することによって得られる定数である。
【００２５】

【００２６】
上記（１）式に、これから精錬しようとするチャージについての実績値、及び目標値を代入することによって、最適スラグ量が求まる。つまり、Ｐ_ＨＭ、Ｓｉ_ＨＭ、Ｍｎ_ＨＭには、装入する溶銑の燐、珪素、マンガンのそれぞれの濃度の実績値を用いる。又、Ｐ_Ｔａｐには出鋼燐濃度の目標値、Ｔには出鋼温度の目標値、Ｗ_Ｍにはマンガン鉱石装入量の実績値（または予定値）、Ｗ_Ｄにはドロマイト装入量の実績値（または予定値）を用いる。ここで、上記（１）式において、（％Ｔ．Ｆｅ）は、（重量％）表現のスラグ中Ｔ．Ｆｅ濃度である。
【００２７】
（Ｔ．Ｆｅ）については、熱力学的に出鋼炭素濃度Ｃ_Ｔａｐ（重量％）及び出鋼温度Ｔ（Ｋ）と相関があり、（２）式の関係式に回帰できる。ここにＢ_１〜Ｂ_３は実操業データを回帰分析することによって得られる定数である。（Ｔ．Ｆｅ）の推定は、図１では符号１０２である。
【００２８】
ｌｎ（Ｔ．Ｆｅ）＝Ｂ_１・ｌｎ［Ｃ_Ｔａｐ］＋Ｂ_２／Ｔ＋Ｂ_３ ……（２）
【００２９】
上記（２）式を用いて、目標の出鋼炭素濃度Ｃ_Ｔａｐと出鋼温度Ｔからスラグ中（Ｔ．Ｆｅ）を推定し、これを前記（１）に入れることによってスラグ量ＳＶの予測値が求まる。
【００３０】
次に、第３段階として溶銑燐濃度、目標出鋼燐濃度、目標出鋼温度、出鋼時スラグ中（Ｔ．Ｆｅ）濃度、及び炉内の全Ｍｎ量に基づいて出鋼時スラグ中（ＣａＯ）濃度を計算する手順を説明する。
【００３１】
一般に転炉における脱燐反応は、下記の（３）式の反応式によって表される。
【００３２】

【００３３】
一方、転炉内にある程度のマンガン鉱石を装入して脱炭精錬中に、溶鋼中にマンガンを還元回収することで、出鋼時に溶鋼に合金材として添加するフェロマンガン量を低減する操業が一般化している。この場合にはスラグ中の（ＭｎＯ）、と溶鋼中のＦｅとの間で次の反応が生じていると考えられ、（３）式と合わせて考えると、脱燐反応に溶鋼中のマンガン濃度が影響することが予想された。
【００３４】
Ｍｎ＋（ＦｅＯ）＝（ＭｎＯ）＋Ｆｅ ……（４）
【００３５】
そこで本願の発明者は、スラグ−溶鋼間の燐の分配平衡式を下記のように定式化した。ここにＣ_１〜Ｃ_５は実操業データを回帰分析することによって得られる定数である。
【００３６】

【００３７】
なお、（Ｐ）は出鋼時スラグ中の燐濃度（重量％）であり、溶銑燐濃度Ｐ_ＨＭ、出鋼溶鋼中燐濃度Ｐ_Ｔａｐとから物質収支により次のように求まる。又、この燐の分配平衡式の部分は、図１では符号１０５に相当する。
【００３８】
（Ｐ）＝（Ｐ_ＨＭ−Ｐ_Ｔａｐ）・１０００／ＳＶ ……（６）
【００３９】
又、前記（５）式のＭｎ_ｔｏｔは、転炉内に装入されたマンガン全量が溶鋼に溶解したと仮定した場合の溶鋼中マンガン濃度（重量％）であり、溶銑中マンガン濃度Ｍｎ_ＨＭ、及びマンガン鉱石装入量Ｗ_Ｍから次のように求まる。ここにαはマンガン鉱石中のＭｎ分含有量（重量％）である。又、この装入されるマンガン量Ｍｎ_ｔｏｔを推定する部分は、図１では符号１０７に相当する。
【００４０】
Ｍｎ_ｔｏｔ＝Ｍｎ_ＨＭ＋α・Ｗ_Ｍ／１０００ ……（７）
【００４１】
従って、（６）式及び（７）式の値と、（２）式で求めた（Ｔ．Ｆｅ）、目標の出鋼燐濃度Ｐ_Ｔａｐを（５）式に代入することにより、スラグ中の必要ＣａＯ濃度である（ＣａＯ）が求まる。
【００４２】
次に、第４段階として、前記第２段階で計算された出鋼時スラグ量ＳＶ、前記第３段階で計算されたスラグ中ＣａＯ濃度（ＣａＯ）、マンガン鉱石装入量Ｗ_Ｍ、及びドロマイト装入量Ｗ_Ｄから転炉装入生石灰量を計算する。マンガン鉱石に含有されるＣａＯ分（重量％）をβ、ドロマイトに含有されるＣａＯ分（重量％）をγ、生石灰に含有されるＣａＯ分（重量％）をδとすると、物質収支から装入すべき生石灰量（ｋｇ／ｔｏｎ溶銑）Ｗ_Ｌは次の（８）式にて求まる。この生石灰量Ｗ_Ｌを求める部分は、図１では符号１０８に相当する。
【００４３】
Ｗ_Ｌ＝｛ＳＶ・（ＣａＯ）−γ・Ｗ_Ｄ−β・Ｗ_Ｍ｝／δ ……（８）
【００４４】
ところで、転炉で出鋼された溶鋼は、その後アルゴンバブリングやＲＨ真空脱ガス法などの種々の処理を経て連続鋳造に至り、そこで凝固させて鋳片となる。ところで、転炉出鋼後から連続鋳造までの間に、取鍋内スラグから溶鋼への復燐現象が見られる場合がある。この場合には、目標出鋼燐濃度を、目標成品燐濃度よりも復燐する分だけ低くしておく必要がある。
【００４５】
そこで本発明では、出鋼燐濃度として、目標成品燐濃度に復燐予測量を足した値とするのがより好ましい。ここで復燐現象は、上記に述べたように取鍋スラグから溶鋼中に燐が移行する現象であるが、正確にはスラグ中に燐酸化物として固定されていた燐が、出鋼中あるいは出鋼後の添加した合金成分や脱酸材などによって還元されて燐となり、溶鋼中に移行するものである。そこで本発明者は、復燐量が、脱酸材や合金材のうち、強い還元性を有するものの添加量と強い相関があるものと予測し、それらの間の重回帰分析を行った。その結果、復燐量をΔＰ（重量％）、加炭材添加量をＷ_Ｃ（ｋｇ／ｔｏｎ溶鋼）、フェロマンガン添加量をＷ_ＦＭ（ｋｇ／ｔｏｎ溶鋼）、アルミニウム添加量をＷ_Ａ（ｋｇ／ｔｏｎ溶鋼）とするとき、下記の関係式が得られた。この復燐量ΔＰを求める部分は、図１では符号１０９に相当する。
【００４６】
ΔＰ＝Ｄ_１・Ｗ_Ｃ＋Ｄ_２・Ｗ_ＦＭ＋Ｄ_３・Ｗ_Ａ＋Ｄ_４ ……（９）
【００４７】
従って、前述の（１）〜（８）式によって生石灰装入量を計算するにあたって、出鋼燐濃度Ｐ_Ｔａｐとして、目標とするタンディッシュ代表燐濃度に（９）式で求められる復燐量予測値を減じた値を採用すると、成分適中率が高まるのである。図１では、出鋼燐濃度Ｐ_Ｔａｐは符号１１０である。
【００４８】
なお、以上に説明した実施形態の考え方を従来例と比較すると、図２のようになる。図２において、本実施形態は「今回」として示され、従来例は「現行」として示される。図２の「ガイダンス式の構成」で示される「焼石灰ガイダンス量」とは、前述の（９）式で求められるものとほぼ同じであると考えることができる。従来例では、「焼石灰ガイダンス量」は、出鋼状況に応じて求められていると考えることができる。一方、本実施形態では「焼石灰ガイダンス量」を、転炉からのスラグ量に基づいて求めるようにしている。
【００４９】
【実施例】
次に本発明の好適な実施例について説明する。
【００５０】
炉容量２３０ｔｏｎの底吹き転炉によって、低炭素鋼（目標出鋼炭素０．０４重量％、目標出鋼燐濃度≦０．０１８重量％、目標出鋼温度１６１０℃）を溶製するにあたって、本発明の方法を適用して精錬を行った。なお溶銑としては、溶銑予備処理によって燐濃度を０．１００未満に低減した溶銑（軽予備処理溶銑）と、溶銑予備処理を経ていない溶銑の２種を使用した。ここで、以下に述べるそれぞれの数式において、ダッシュ記号「’」が付された式番号では、前述した実施形態の数式で同番号のものに対応することが示される。
【００５１】
まず、この転炉における過去の操業データを解析し、前述の出鋼スラグ量ＳＶの回帰式、出鋼スラグ中の（Ｔ．Ｆｅ）含有量と出鋼炭素濃度、出鋼温度の関係式、スラグ−溶鋼間の燐の分配平衡式として下記の式を得た。
【００５２】

【００５３】
又、使用したマンガン鉱石、ドロマイト、生石灰の組成からＭｎ_ｔｏｔの式、生石灰装入量の式として下記の式を得た。
【００５４】
Ｍｎ_ｔｏｔ＝Ｍｎ_ＨＭ＋３３．５・Ｗ_Ｍ／１０００００ ……（７）’
Ｗ_Ｌ＝｛ＳＶ・（ＣａＯ）−３４．５・Ｗ_Ｄ−１５．７・Ｗ_Ｍ｝／９４．８……（８）’
【００５５】
更に、脱酸材や合金材の添加量と復燐量の関係を回帰分析し次の式を得た。
【００５６】
ΔＰ＝０．３７・Ｗ_Ｃ＋０．３１・Ｗ_ＦＭ＋０．８１・Ｗ_Ａ＋０．９３……（９）’
【００５７】
このようにして求めた各式を用いて、前述の第１段階〜第４段階による生石灰装入量決定を、２ヶ月間（７０チャージ）実施した。その結果を図３、及び図４に示す。
【００５８】
これらの図において、比較のために、生石灰装入量を、出鋼温度、出鋼炭素濃度、溶銑中燐濃度、目標燐濃度、溶銑中珪素濃度、溶銑中マンガン濃度、出鋼マンガン濃度による回帰式によって仮決定し、これをオペレーターが経験値を用いて補正して決定した、従来例の精錬結果（１５０チャージ）を合わせて示した。
【００５９】
図３において、横軸は溶銑中燐濃度であり、縦軸は消費した焼石灰の量を示す焼石灰原単位である。又、図４において、横軸は成品燐濃度であり、縦軸はそれぞれの成品燐濃度におけるチャージ数比（各度数の全体度数に対する比率）である。従って、図４では、成品の燐濃度の分布が判る。
【００６０】
ここで、従来例は、図３では□印で示され、図４では白抜きの棒グラフで示される。一方、本実施例によるものは、図３では●印で示され、図４では黒塗りの棒グラフで示される。なお、これら図において、従来例は１９９７年６月から１０月に、本実施例は１９９７年１２月から１９９８年１月にデータを収集している。
【００６１】
まず、図３において、同一の精錬後の燐濃度であれば、本発明が適用された実施例により、転炉における生石灰の原単位が、従来例に比較して平均で約３．５ｋｇ／ｔｏｎ低減できている。
【００６２】
又、図４の結果から、本実施例によって精錬した場合、成品燐濃度は、従来例に比較して、その平均値が目標値上限に近いが、そのばらつきが小さい。このため、全体として目標燐濃度を達成できていることが判る。このことからも、本発明が適用された実施例では、転炉で過剰な脱燐をするために、過剰の生石灰が装入されてしまうことがないことが判る。
【００６３】
又、上記の結果は軽予備処理溶銑、予備処理を経ていない溶銑のいずれでも変わりはなかった。
【００６４】
以上、詳述したように、本願発明によれば、軽予備処理溶銑、予備処理を経ていない溶銑のいずれを使用する場合であっても良好な脱燐能が得られと同時に生石灰の使用量を低減することが可能となる。
【００６５】
【発明の効果】
要求される品質の精錬を達成しつつも、生石灰の添加量を必要最小限に抑えることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】上記実施形態のガイダンスによる焼石灰使用量決定の処理の流れを示すフローチャート
【図２】従来例及び本発明が適用される実施形態のガイダンス作成思想及びガイダンス式の構成を示す線図
【図３】従来例及び前記実施形態における溶銑中燐濃度に対する消費した焼石灰の量を示すグラフ
【図４】従来例及び前記実施形態における成品の燐濃度の分布を示すグラフ
【符号の説明】
１０１…推定スラグ量の算出
１０２…推定（Ｔ．Ｆｅ）の算出
１０５…燐分配平衡式
１０６…燐分配比
１０７…装入マンガン量の算出
１０８…焼石灰量の算出
１０９…推定復燐量の算出
１１０…出鋼燐量の算出[0001]
TECHNICAL FIELD OF THE INVENTION
The present invention relates to a converter steelmaking method for producing molten steel by decarburizing hot metal, and in particular, can achieve the required quality of refining while minimizing the amount of quicklime added to a minimum. The present invention relates to a converter steelmaking method.
[0002]
[Prior art]
The mission of a steelmaking converter for decarburizing and smelting hot metal is to produce steel in the shortest possible time in a state as close as possible to the target temperature and carbon concentration.
[0003]
For that purpose, it is necessary to optimally control the oxygen flow rate during refining, the charged amounts of the main raw material and the auxiliary raw material, and the charging conditions. For this reason, at present, advanced converter control is performed in most converters.
[0004]
By the way, in the early stage to the widespread period of the converter and its computer control, the converter was a decarburization furnace and also played an important role as a dephosphorization furnace. For this reason, in order to secure the amount of dephosphorization from the phosphorus concentration level of the hot metal to the target molten steel phosphorus concentration level, control is performed such that excess quick lime, a refining material that is indispensable for dephosphorization refining, is added. It was done. For example, Japanese Patent Laying-Open No. 50-103411 proposes that the amount of quicklime be determined so that CaO in the slag is saturated.
[0005]
On the other hand, in recent years, with the development of hot metal pretreatment methods to produce low-phosphorus and low-sulfur hot metal by treating hot metal before charging in the converter with dephosphorization and desulfurization flux in advance, It has only begun to function as a furnace. In such an operation, since almost no dephosphorization is required in the converter, quick lime is not charged or refined with only a small amount of charging.
[0006]
However, hot metal pretreatment is a refining process with a greater temperature effect than converter refining. Therefore, if all the dephosphorization is to be borne by the hot metal pretreatment, there is a shortage of heat during the decarburization refining in the converter, and disadvantageous in that inexpensive raw materials such as scrap, mill scale, and manganese ore cannot be used. Therefore, it has become necessary to properly allocate the functions of the hot metal pretreatment and the converter refining so as to leave some dephosphorization refining function even in the converter.
[0007]
[Problems to be solved by the invention]
However, when refining hot metal that had been dephosphorized to some extent in the hot metal pretreatment, the amount of quicklime charged was determined and refined according to the conventional method described above, and slag was not sufficiently converted into slag. Could not be carried out sufficiently. For this reason, in the subsequent charging, a situation was encountered in which dephosphorization was insufficient due to rephosphorization from the slag.
[0008]
Therefore, collecting the data of the charge that achieved the target dephosphorization rate, performing a multiple regression analysis on the relationship between the amount of quicklime and various operating conditions, and determining the actual amount of quicklime based on this regression equation Was done. By this method, the amount of quicklime used was reduced, and slag slag became good. However, because of insufficient charge of dephosphorization, refining must be performed by adding a certain amount of quick lime based on the experience of the operator to the value determined by the regression equation in order to achieve the target component value. This led to an increase in the amount of quicklime used.
[0009]
Therefore, in the above-mentioned conventional technology, shortage of dephosphorization in a converter or avoiding excessive use of quick lime in order to sufficiently secure dephosphorization, and refining hot metal after dephosphorization to some extent in hot metal pretreatment. In this regard, there is a need to provide a converter steelmaking method that can be refined with a minimum amount of quicklime required and sufficient to achieve a target phosphorus concentration in molten steel.
[0010]
The present invention has been made to solve the above-mentioned conventional problems, and provides a converter steelmaking method capable of minimizing the addition amount of quicklime while achieving refining of required quality. The purpose is to.
[0011]
[Means for Solving the Problems]
The present invention relates to a converter steelmaking method for producing molten steel by decarburizing and refining hot metal, in which the amount of auxiliary raw materials excluding quick lime, the hot metal component, other main raw material components, the target tapping component, and the target tapping temperature are reduced. The amount of slag during tapping is estimated based on the amount of slag during tapping, and the amount of slag during tapping (CaO) based on the amount of auxiliary material used excluding quicklime, hot metal components, other main material components, target tapping components, and target tapping temperature. A converter steelmaking method characterized by estimating the concentration and determining the amount of quicklime to be charged into a converter based on the estimated slag amount at tapping and the (CaO) concentration in slag at tapping. That is, the above problem has been solved.
[0012]
In the above converter steelmaking method, the estimating of the slag amount at tapping is performed by calculating a (T.Fe) concentration in slag at tapping based on the target tapping carbon concentration and the target tapping temperature. And the hot metal phosphorus concentration, target tapping phosphorus concentration, hot metal silicon concentration, hot metal manganese concentration, manganese ore addition amount, dolomite addition amount, and slag during tapping calculated in the first step (T.Fe A) calculating the slag amount at tapping based on the concentration, and estimating the (CaO) concentration in the slag at tapping, the phosphorus concentration in the hot metal, the target phosphorus concentration at the tapping, the target tapping temperature, Calculating the slag (CaO) concentration in tapping based on the (T.Fe) concentration in tapping slag calculated in the first step and the total manganese content in the furnace, and determining the amount of quicklime Is the slag amount at tapping calculated as described above, Exiting steel during slag (CaO) concentration of manganese ore amount, and by is to compute the Tenro charging quicklime amount from dolomite amount is obtained by solving the above problems.
[0013]
Here, the (T.Fe) concentration is the total iron concentration, and is the total concentration of iron present in various compounds. The (CaO) concentration is the concentration of carbon monoxide. The (T.Fe) concentration in the slag at the time of tapping calculated in the first stage may be the (T.Fe) concentration in the slag at the time of blowing.
[0014]
Further, in the converter steelmaking method, the target tapping phosphorus concentration can be specifically determined by setting the target tapping phosphorus concentration to a value obtained by adding a predicted dephosphorization amount to the target product phosphorus concentration.
[0015]
BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described in detail with reference to the drawings.
[0016]
FIG. 1 is an example of a flowchart showing the flow of processing for determining the amount of calcined lime used according to the guidance of the present embodiment. The central idea of the present embodiment is that while the estimated slag amount is obtained as shown by reference numeral 101, the estimated (CaO) content in the slag is obtained as shown by reference numeral 111, and based on these, the reference numeral 108 is used. The amount of calcined lime shown is determined.
[0017]
The converter to which the present invention is directed is a converter for producing molten steel by decarburizing and refining hot metal, and may be any of a top blown converter, a bottom blown converter, and a top and bottom blown converter. To be precise, the top and bottom blown converter was equipped with an oxygen top and bottom blown converter that blows oxygen from both the top blow lance and the bottom blow tuyere of the furnace bottom, and oxygen was blown from the top blow lance and provided at the furnace bottom. There is an inert gas bottom-blow stirring type in which nitrogen or argon is blown from a bottom-blowing tuyere or a porous plug or the like, but either of them may be used.
[0018]
Next, the quick lime charged into the converter refers to the entire amount of quick lime charged into the converter, and does not matter the form or the charging method. In general, a lump-shaped material injected from a furnace bunker through a chute, and a powdery or granular material blown from a bottom tuyere or an upper lance are generally used. Other charging methods (for example, charging from a scrap chute) may be used.
[0019]
Quicklime is a substance mainly composed of CaO, which is usually obtained by calcinating limestone (rock mainly composed of CaCO ₃ ) to dissociate CO ₂ . Depending on the quality of the raw limestone, MgO, SiO ₂ , Al ₂ O ₃ , FeO, and the like may be contained as impurities, but usually contains 90% or more of a CaO component. The quicklime targeted in the present invention does not particularly limit the type and content of this impurity.
[0020]
Next, the details of the procedure for determining the amount of quick lime charged will be described. The basic idea of the procedure in the present invention is to calculate an optimum amount of slag and a (CaO) content in slag to obtain a required dephosphorization rate, and to calculate a required quicklime amount from the value by a CaO balance. is there.
[0021]
Here, the amount of slag during tapping is estimated and calculated based on the amount of auxiliary material used excluding quick lime, the hot metal component, other main material components, the target tapping component, and the target tapping temperature. The above-mentioned other main raw materials are iron sources other than the hot metal charged into the converter, and include scrap, cold pig iron, reduced iron, alloyed iron, and the like. The (CaO) concentration in the slag during tapping is estimated and calculated based on the amount of the sub-material used except quicklime, the hot metal component, other main raw material components, the target tapping component, and the target tapping temperature. The amount of quicklime to be charged into the converter is determined based on the estimated slag amount at tapping and the (CaO) concentration in slag at tapping.
[0022]
At this time, the point different from the above-mentioned prior art is that the optimal (CaO) content in the slag is not a saturated CaO concentration or a value calculated by a simple regression equation, but a necessary minimum amount for giving a target dephosphorization rate. Is calculated based on the thermodynamic basis.
[0023]
First, the process of calculating the optimal slag amount will be described. The process of estimating the amount of slag is indicated by reference numeral 101 in FIG. In this process, first, there is a first step of calculating the (T.Fe) concentration in slag during tapping based on the target tapping carbon concentration and the target tapping temperature. Second, the phosphorus concentration in the hot metal, the target phosphorus concentration in the tapping, the silicon concentration in the hot metal, the manganese concentration in the hot metal, the added amount of manganese ore, the added amount of dolomite, and the slag during tapping calculated in the first step (T ) The second step of calculating the amount of slag during tapping based on the Fe) concentration.
[0024]
In the normal operation of a converter, the amount of slag in the converter is SV (kg / ton hot metal), the phosphorus concentration in the hot metal is _PHM (% by weight), the phosphorus concentration during tapping is P _Tap (% by weight), The silicon concentration was set to Si _HM (% by weight), The Fe concentration (T.Fe) (wt%), _{Mn HM} (wt%) of manganese concentration in the molten iron, _W M (kg / ton molten iron) Manganese ore charging amount, dolomite charging amount _W D (kg / ton molten iron), when the tapping temperature is T (K), SV may _{_{_{P HM, P Tap, Si HM}}} , (T.Fe), Mn HM, W M, W D, T a strong correlation. Multiple regression analysis based on the accumulated operation data yields, for example, the following relational expression. Here, A _{1 to} A ₈ are constants obtained by regression analysis of the actual operation data.
[0025]

[0026]
The optimum slag amount is determined by substituting the actual value and the target value of the charge to be refined into the above equation (1). That is, the actual values of the concentrations of phosphorus, silicon, and manganese of the hot metal to be charged are used for P _HM , Si _HM , and Mn _HM . Further, the target value of tapping phosphorus concentration in P _{the Tap,} the target value of the tapping temperature is T, the W _M actual value of manganese ore charging amount (or predetermined value), the W _D dolomite charging amount Use the actual value (or expected value). Here, in the above equation (1), (% T.Fe) is the slag T.F. This is the Fe concentration.
[0027]
(T.Fe) is thermodynamically correlated with the tapping carbon concentration C _Tap (% by weight) and the tapping temperature T (K), and can be regressed to the relational expression of equation (2). Here, B _{1 to} B ₃ are constants obtained by regression analysis of the actual operation data. The estimation of (T.Fe) is indicated by reference numeral 102 in FIG.
[0028]
ln (T.Fe) = B ₁ · ln [C _Tap ] + B ₂ / T + B ₃ (2)
[0029]
Using the above formula (2), the slag (T.Fe) is estimated from the target tapping carbon concentration C _Tap and the tapping temperature T, and this is put into the above (1) to thereby estimate the slag amount SV. Is found.
[0030]
Next, as a third step, the slag during tapping is determined based on the hot metal phosphorus concentration, the target tapping phosphorus concentration, the target tapping temperature, the slag (T.Fe) concentration in tapping, and the total Mn amount in the furnace. The procedure for calculating the CaO) concentration will be described.
[0031]
Generally, the dephosphorization reaction in a converter is represented by the following reaction formula (3).
[0032]

[0033]
On the other hand, during the decarburization refining by charging a certain amount of manganese ore in the converter, manganese is reduced and recovered in the molten steel to reduce the amount of ferromanganese added as an alloy material to the molten steel during tapping. Generalized. In this case, it is considered that the following reaction occurs between (MnO) in the slag and Fe in the molten steel. Considering the equation (3), the manganese concentration in the molten steel is considered as a factor in the dephosphorization reaction. Was expected to affect.
[0034]
Mn + (FeO) = (MnO) + Fe (4)
[0035]
Then, the inventor of this application formulated the partition equilibrium equation of phosphorus between slag and molten steel as follows. Here C ₁ -C ₅ are constants obtained by regression analysis actual operation data.
[0036]

[0037]
(P) is the phosphorus concentration (% by weight) in the slag at the time of tapping, and is obtained as follows from the material balance from the hot metal phosphorus concentration P _HM and the phosphorus concentration in the tapping molten steel P _Tap . The portion of the phosphorus distribution equilibrium equation corresponds to reference numeral 105 in FIG.
[0038]
(P) = (P _HM −P _Tap ) · 1000 / SV (6)
[0039]
Mn _tot in the above formula (5) is a manganese concentration (% by weight) in molten steel assuming that the entire amount of manganese charged in the converter is dissolved in molten steel, and a manganese concentration Mn _{HM in} molten iron, and obtained from manganese ore charging amount W _M in the following manner. Here, α is the Mn content (% by weight) in the manganese ore. The portion for estimating the amount of manganese Mn _tot to be charged corresponds to the reference numeral 107 in FIG.
[0040]
Mn _tot = Mn _HM + α · W _M / 1000 (7)
[0041]
Therefore, by substituting the values of the expressions (6) and (7) and the target tapping phosphorus concentration P _Tap obtained by the expression (2) into the expression (5), the slag in the slag is obtained. The required CaO concentration (CaO) is determined.
[0042]
Next, as a fourth step, the second stage calculated tapping during slag amount SV, the calculated slag CaO concentration in the third step (CaO), manganese ore charging amount W _M, and dolomite instrumentation calculating the Tenro charging quicklime amount from Iriryou W _D. Assuming that the CaO content (% by weight) contained in the manganese ore is β, the CaO content (% by weight) contained in dolomite is γ, and the CaO content (% by weight) contained in quicklime is δ, it is charged from the material balance. should do quicklime amount (kg / ton pig iron) _{W L} is determined by the following formula (8). Portion for obtaining the quick lime amount _{W L} corresponds to the code 108 in FIG.
[0043]
_{W L = {SV · (CaO} ) -γ · W D -β · W M} / δ ...... (8)
[0044]
By the way, the molten steel tapped in the converter is subjected to various processes such as argon bubbling and RH vacuum degassing, and then to continuous casting, where it is solidified to form a slab. By the way, there is a case where a phenomenon of rephosphorization from the slag in the ladle to the molten steel is observed after the start of the converter and before the continuous casting. In this case, it is necessary to lower the target tapping phosphorus concentration by the amount corresponding to the return of the target product phosphorus concentration.
[0045]
Therefore, in the present invention, it is more preferable to set the value obtained by adding the predicted dephosphorization amount to the target product phosphorus concentration as the tapping phosphorus concentration. Here, the phosphorus reversion phenomenon is a phenomenon in which phosphorus is transferred from the ladle slag to the molten steel as described above.To be precise, the phosphorus fixed as phosphor oxide in the slag is removed during or during tapping. It is reduced by the added alloy component after the steel, the deoxidizing material, etc. to become phosphorus, and migrates into the molten steel. Therefore, the present inventor predicted that the amount of reconstituted phosphorus had a strong correlation with the amount of addition of those having strong reducing properties among the deoxidizing materials and alloy materials, and performed a multiple regression analysis between them. As a result, [Delta] P a Fukurinryou (wt%), the carburization material addition weight _W C (kg / ton molten steel), the _W FM (kg / ton molten steel) ferromanganese addition amount of aluminum addition amount _W A (kg / Ton molten steel), the following relational expression was obtained. The portion for obtaining the phosphorus recovery amount ΔP corresponds to reference numeral 109 in FIG.
[0046]
ΔP = D ₁ · W _C + D ₂ · W _FM + D ₃ · W _A + D ₄ (9)
[0047]
Therefore, in calculating the quicklime charging amount by the above-mentioned equations (1) to (8), the target phosphorus representative phosphorus concentration as the tapping phosphorus concentration P _Tap is used to predict the rephosphorization amount obtained by the equation (9). If a value obtained by subtracting the value is adopted, the component predictive value increases. In FIG. 1, the _tapping phosphorus concentration P _Tap is denoted by reference numeral 110.
[0048]
FIG. 2 shows a comparison of the concept of the embodiment described above with a conventional example. In FIG. 2, the present embodiment is indicated as “this time”, and the conventional example is indicated as “current”. The “amount of calcined lime guidance” shown in “guidance formula configuration” in FIG. 2 can be considered to be substantially the same as that obtained by the above-described formula (9). In the conventional example, it can be considered that the “amount of calcined lime guidance” is obtained according to the tapping situation. On the other hand, in the present embodiment, the “amount of calcined lime guidance” is determined based on the amount of slag from the converter.
[0049]
【Example】
Next, a preferred embodiment of the present invention will be described.
[0050]
When melting low carbon steel (target tapping carbon 0.04% by weight, target tapping phosphorus concentration ≤ 0.018% by weight, target tapping temperature 1610 ° C) using a bottom-blown converter with a furnace capacity of 230 ton, Refining was performed by applying the method of the invention. As hot metal, there were used two types of hot metal: a hot metal whose phosphorus concentration was reduced to less than 0.100 by hot metal pretreatment (light pretreatment hot metal) and a hot metal that had not undergone hot metal pretreatment. Here, in each of the mathematical expressions described below, the expression numbers with dashes “′” indicate that they correspond to the same numbers in the above-described embodiments.
[0051]
First, the past operation data in this converter was analyzed, and the regression equation of the tapping slag amount SV described above, the relational expression between the (T.Fe) content in tapping slag, tapping carbon concentration, and tapping temperature, The following equation was obtained as a distribution equilibrium equation of phosphorus between slag and molten steel.
[0052]

[0053]
From the compositions of the used manganese ore, dolomite, and quicklime, the following formula was obtained as a formula of Mn _{tot and} a formula of quicklime charging amount.
[0054]
_{_{_{Mn tot = Mn HM +33.5 · W}}} M / 100000 ...... (7) '
_{_{W L = {SV · (CaO}} ) -34.5 · W D -15.7 · W M} /94.8...... (8) '
[0055]
Further, the following equation was obtained by regression analysis of the relationship between the amount of deoxidizer or alloy material added and the amount of phosphorus regenerated.
[0056]
_{ΔP = 0.37 · W C +0.31 ·} W FM +0.81 · W A + 0.93 ...... (9) '
[0057]
Using the equations obtained in this way, the determination of the amount of quicklime charged in the first to fourth stages was performed for two months (70 charges). The results are shown in FIG. 3 and FIG.
[0058]
In these figures, for the sake of comparison, the amount of quicklime charged was regressed by tapping temperature, tapping carbon concentration, hot metal phosphorus concentration, target phosphorus concentration, hot metal silicon concentration, hot metal manganese concentration, and hot steel manganese concentration. The refining result (150 charges) of the conventional example, which is temporarily determined by the formula and corrected by the operator using experience values, is also shown.
[0059]
In FIG. 3, the horizontal axis is the concentration of phosphorus in the hot metal, and the vertical axis is the calcined lime basic unit indicating the amount of calcined lime consumed. In FIG. 4, the horizontal axis represents the product phosphorus concentration, and the vertical axis represents the charge number ratio (the ratio of each frequency to the total frequency) at each product phosphorus concentration. Therefore, in FIG. 4, the distribution of the phosphorus concentration of the product can be seen.
[0060]
Here, the conventional example is indicated by a square mark in FIG. 3, and is indicated by a white bar graph in FIG. On the other hand, those according to the present embodiment are indicated by black circles in FIG. 3, and are indicated by black bars in FIG. In these figures, data is collected from June to October 1997 in the conventional example, and from December to January 1998 in the present embodiment.
[0061]
First, in FIG. 3, if the phosphorus concentration is the same after refining, according to the embodiment to which the present invention is applied, the basic unit of quick lime in the converter is about 3.5 kg / ton on average compared to the conventional example. It has been reduced.
[0062]
Further, from the results of FIG. 4, when refined according to the present embodiment, the average value of the product phosphorus concentration is closer to the upper limit of the target value as compared with the conventional example, but the variation is small. Therefore, it can be seen that the target phosphorus concentration can be achieved as a whole. This also indicates that, in the example to which the present invention is applied, excessive quicklime is not charged due to excessive dephosphorization in the converter.
[0063]
In addition, the above-mentioned results were not changed in both the lightly pretreated hot metal and the hot metal not subjected to the pretreatment.
[0064]
As described above in detail, according to the invention of the present application, a good dephosphorization ability can be obtained regardless of whether light pre-treated hot metal or hot metal that has not undergone pre-treatment is used, and at the same time, the amount of quick lime used is reduced. It becomes possible to reduce.
[0065]
【The invention's effect】
The required amount of quicklime can be minimized while achieving the required refining.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a flowchart showing the flow of processing for determining the amount of calcined lime used according to the guidance of the embodiment. FIG. 2 is a diagram showing the guidance creation concept and the configuration of the guidance formula in the conventional example and the embodiment to which the present invention is applied. FIG. 3 is a graph showing the amount of calcined lime consumed with respect to the phosphorus concentration in the hot metal in the conventional example and the embodiment. FIG. 4 is a graph showing the distribution of the phosphorus concentration of the product in the conventional example and the embodiment.
101: Calculation of estimated slag amount 102: Calculation of estimated (T.Fe) 105: Phosphorus distribution equilibrium equation 106: Phosphorus distribution ratio 107: Calculation of amount of manganese charged 108: Calculation of amount of calcined lime 109: Estimation of amount of dephosphorized phosphorus Calculation 110: Calculation of the amount of phosphorus for tapping

Claims

In a converter steelmaking method for producing molten steel by decarburizing and refining hot metal,
Estimate the amount of slag at tapping based on the amount of auxiliary material used excluding quick lime, hot metal component, other main material components, target tapping component, and target tapping temperature,
Estimate (CaO) concentration in slag at tapping based on the amount of auxiliary raw material except hot lime, hot metal component, other main raw material component, target tapping component, and target tapping temperature,
A converter steelmaking method characterized by determining the amount of quicklime to be charged into a converter based on the estimated slag amount at tapping and the (CaO) concentration in slag at tapping.

The converter steelmaking method according to claim 1,
Estimating the slag amount during tapping includes: calculating a (T.Fe) concentration in slag during tapping based on the target tapping carbon concentration and the target tapping temperature;
Phosphorus concentration in hot metal, target phosphorus concentration in tapping, silicon concentration in hot metal, manganese concentration in hot metal, manganese ore addition amount, dolomite addition amount, and (T.Fe) concentration in slag at tapping calculated in the first step The second step of calculating the slag amount at tapping on the basis of the above is based on the estimation of the (CaO) concentration in the slag at tapping, the phosphorus concentration in the hot metal, the target phosphorus concentration at the tapping, the target tapping temperature, and the first tapping temperature. And calculating the slag (CaO) concentration during tapping based on the (T. Fe) concentration in tapping slag calculated in the step and the total manganese content in the furnace.
The determination of the amount of quicklime is performed by calculating the amount of quicklime charged into the converter from the amount of slag at tapping calculated as described above, the (CaO) concentration in slag at tapping calculated above, the added amount of manganese ore, and the added amount of dolomite. A converter steelmaking method characterized by being calculated.

In the converter steelmaking method according to claim 2 ,
A converter steelmaking method according to claim 1, wherein said target tapping phosphorus concentration is a value obtained by adding a predicted phosphorus recovery amount to a target product phosphorus concentration.