JP3924059B2

JP3924059B2 - Steelmaking method using multiple converters

Info

Publication number: JP3924059B2
Application number: JP36955597A
Authority: JP
Inventors: 秀栄田中; 喜美小松; 一郎菊地; 悟史小平; 学新井
Original assignee: JFE Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 1997-12-29
Filing date: 1997-12-29
Publication date: 2007-06-06
Anticipated expiration: 2017-12-29
Also published as: JPH11193414A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、高炉溶銑を一の転炉において脱燐精錬を行い、この脱燐精錬された溶銑を他の転炉において脱炭精錬を行い、円滑に連続した生産性の高い溶銑からの製鋼方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
伝統的転炉製鋼法においては、同一の転炉において高炉溶銑の脱燐精錬と脱炭精錬とを行なって、製鋼作業を行っていた。しかし、近年の鋼材の品質に対する要求が高くなる一方、連続鋳造の拡大や、真空脱ガス、取鍋精錬等の溶鋼の二次精錬が普及するに伴い、転炉における出鋼温度が上昇し、転炉に於ける脱燐能力が低下してきた。この理由は、脱燐反応は高温ほど不利に進行するからである。
【０００３】
そこで、転炉に装入する溶銑を予め処理して、特に燐（Ｐとも記述する）成分をある程度除去してから転炉に装入する溶銑予備処理法が発展してきた。この方法は例えば、溶銑鍋又は一の転炉等において溶銑の脱燐精錬を行ない、この脱燐された溶銑を他の転炉に移動して脱炭精錬を行なう製鋼法である。
【０００４】
かかる技術として、特開平２−２００７１５号公報、特公平２−１４４０４号公報、特公昭６１−２３２４３号公報の提案がある。また、本願の発明者も既に従来の製鋼工場を改造し、複数の転炉のそれぞれの炉前作業床に作業床開口部を設け、一の転炉で溶銑の脱燐精錬をした溶湯を受湯鍋に受け、この受湯鍋を前記作業床開口部を通して他の一の転炉に運搬し、この転炉に装入し、ここで脱炭精錬を行なう精錬方法を開発している（特開平６−４１６２４号公報）。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
上記製鋼方法において、一の転炉等で溶銑の脱燐精錬を行ない直ちに出湯し、これを他の転炉等で少なくとも脱燐精錬時間以内での時間内で脱炭精錬することが円滑な製鋼作業上必要である。
【０００６】
本発明前における３４０ｔｏｎ転炉における脱燐精錬の概要を図９及び図１０に示す。上記溶銑の脱燐精錬は低温（１２５０〜１４００℃）で行われており、また、溶銑の脱燐精錬のためにスラグのＦｅＯ（５〜１０％）を高くするため、スラグがフォーミングしており、直ちに出湯すると、炉口からスラグが流出し、又は受湯鍋に大量のスラグが流入するので、図に示す様に鎮静時間が４分程度を要していた。そのため、脱燐処理時間は、例えば平均約３６分であった。
【０００７】
一方、この脱燐溶銑の他の転炉における脱炭精錬時間は種々の改良により平均２９分、スラグコーテングをしない場合には２７分である。従って、脱炭精錬炉は少なくとも７分、最大９分遊び時間が発生し、従ってその分製鋼能率が低下していた。この７分間の遊び時間を短縮すると約２０％の生産向上が得られる。また、この遊び時間において脱炭精錬炉の炉内温度の低下があり、煉瓦の損耗等も発生し、転炉寿命の低下ももたらしていた。
【０００８】
そこで、本発明は、脱燐精錬時間を低下させ、脱炭精錬炉の遊び時間を無くし、円滑な製鋼作業を確保し、更に製鋼能率の向上を目的とする。上記脱燐精錬において溶鋼のＰ含有量を脱炭精錬における復燐量と粗鋼成分のＰ含有量（所謂規格値、通常０．０２ｗｔ％以下）を考慮して精錬し、脱炭精錬においては実質的に脱燐精錬をせず、製鋼能率の向上を目的とする。
【０００９】
また、上記製鋼方法で発生するスラグは減少しているが、更に減少することが望ましい。脱炭精錬する溶銑が既に十分脱燐精錬されてれれば、更に脱燐する必要はないのでスラグ量を極小化できる。また、高価なマンガン合金を節約するため、脱炭精錬において可能な範囲でマンガン鉱石を装入し、これを還元して溶鋼のＭｎ含有量を高めることが一部実施されているが、スラグを極小化することによりマンガン鉱石中のＭｎの溶鋼への還元歩留りを極限まで向上させることが可能となる。
【００１０】
【課題を解決するための手段】
上記課題について種々研究した結果、下記の発明をするに至った。
第１の発明は、下記の工程を備えたことを特徴とする脱燐溶銑を使用する複数の転炉を用いる製鋼方法である。
（ａ）一の転炉において溶銑の珪素（以下Ｓｉと記する）含有量が０．３ｗｔ％以下の溶銑を装入して脱燐精錬するに際して、終点の燐含有量（［Ｐ］f ｗｔ％）が下式(1) に従うように精錬し、
［Ｐ］f ｗｔ％≦［Ｐ］k ｗｔ％−Δ1 −Δ2 ---(1)
ここで、［Ｐ］k ｗｔ％: 粗鋼で要求されているＰ含有量（鋼の成分規格値）
Δ1:この溶銑を脱炭精錬する他の転炉において、先行する脱炭精錬後の炉内に残留したスラグ量による燐の増加量（ｗｔ％）、
Δ2:取鍋における溶鋼の復燐量（ｗｔ％）
（ｂ）前記脱燐精錬された溶銑を他の転炉に装入し、実質的に造滓材を装入せず脱炭精錬を行い、
（ｃ）前記脱炭精錬された溶鋼と、脱炭精錬中に増加したスラグ量のみを必要に応じて前記他の転炉から出鋼し、又は排出する。
【００１１】
第２の発明は、前記［Ｐ］f ｗｔ％が、下式(2) に従うように脱燐精錬することを特徴とする複数の転炉を用いる転炉製鋼方法である。
［Ｐ］f ｗｔ％≦ ［Ｐ］k ｗｔ％−Δ1 −Δ2 −Δ3---(2)
ここで、Δ3 : 当該脱燐精錬で発生したスラグが、前記他の転炉に混入することによる復燐量（ｗｔ％）
【００１２】
第３の発明は、前記溶銑のＳｉ含有量が０．３ｗｔ％を超える場合には、予め脱珪素処理を行い、Ｓｉ含有量を０．３ｗｔ％以下とすることを特徴とする複数の転炉を用いる製鋼方法である。
【００１３】
第４の発明は、前記脱珪素処理を、脱燐精錬を行う転炉でＳｉ含有量を０．３ｗｔ％以下に精錬し、生成したスラグを排出し、引き続いて脱燐精錬を行うことを特徴とする複数の転炉を用いる製鋼方法である。
【００１４】
第５の発明は、前記脱炭精錬を行う転炉において、更にマンガン鉱石を装入し、終点における溶鋼のマンガン（以下Ｍｎと記する）含有量を最大、粗鋼で要求されているＭｎ規格値の上限以内においてＭｎ含有量を高めることを特徴とする複数の転炉を用いる製鋼方法である。
【００１５】
第６の発明は、前記マンガン鉱石の装入に際し、マンガン鉱石に含まれているシリカ（ＳｉＯ₂）に対して所定の塩基度（ＣａＯｗｔ％／ＳｉＯ₂ｗｔ％）となるように更にＣａＯを含む造滓材を装入することを特徴とする複数の転炉を用いる製鋼方法である。
【００１６】
第７の発明は、前記脱炭精錬を行う転炉において、前記脱燐精錬された溶銑の装入に先立ち、スラグ固化剤を装入することを特徴とする複数の転炉を用いる製鋼方法である。
【００１７】
第８の発明は、前記スラグ固化剤が軽焼ドロマイト及び／又は生ドロマイトであることを特徴とする複数の転炉を用いる製鋼方法である。
【００１８】
第９の発明は、前記脱燐精錬を行う転炉に、溶銑を装入するに先立ちスクラップの全量を装入することを特徴とする複数の転炉を用いる製鋼方法ある。
【００１９】
第１０の発明は、前記スクラップの一部又は全部を脱燐精錬及び／又は脱炭精錬で生成したスラグの磁選屑とすることを特徴とする複数の転炉を用いる製鋼方法である。
【００２０】
第１１の発明は、前記脱炭精錬を前記脱燐精錬時間以内において行うことを特徴とする複数の転炉を用いる製鋼方法である。
【００２１】
【発明の実施の形態】
以下、溶銑の転炉における脱燐精錬の概要を図９において説明する。図９は、例えば溶銑３４０ｔｏｎの転炉２における溶銑４の脱燐精錬の状況を概念的に示す。溶銑装入後、ランス１２から酸素を吹錬し、所定量の焼石灰等を装入し、ＣａＯ、ＳｉＯ₂、ＦｅＯ等を主成分とするスラグ６を生成させ、溶銑から燐を除去する。
【００２２】
溶銑の脱燐精錬が終了すると倒炉して出鋼口８を介して取鍋に出湯を行う。従来例若しくは本発明前の溶銑の脱燐精錬の概要を図１０に示す。スクラップ装入に続いて溶銑３４０ｔｏｎを装入後、造滓材としての焼石灰（６ｔｏｎ／ｃｈ）、ホタル石（０．６ｔｏｎ／ｃｈ）、都合により生ドロマイト等を装入しながら、酸素吹錬を約１３分間行う。
【００２３】
その後、溶銑とスラグの分離を行うためリンスを３分間程度行う。その後、従来はスラグフォーミングの鎮静化のため約４分を待ち、その後出湯する。図に示すように脱燐精錬時間は約３６分である。一方、この脱燐精錬を脱炭精錬する時間は約２９分であり、脱炭精錬する転炉（以下、脱炭転炉という）は約７分間の非稼働時間があった。
【００２４】
本発明における３４０ｔｏｎ転炉における脱燐精錬の概要を図１に、また、Ｓｉ含有量と全脱燐精錬時間との関係を図３に、精錬時間配分を図４に示す。図３に示すように、従来例においては高炉から出銑される溶銑のＳｉ含有量は０．３〜０．５ｗｔ％程度であったが、本発明では０．３ｗｔ％以下の溶銑を使用するので、脱燐精錬時間は約３２分以下となり、従来の３６分に対して約１０％の生産性の向上が得られる。
【００２５】
最近の高炉操業においては溶銑のＳｉ含有量は０．３ｗｔ％以下であるので、この問題はない。しかし、非定常的な操業（高炉休風後等）ではＳｉが０．３ｗｔ％を超えることがあるが、このような場合には鋳床脱珪、溶銑鍋脱珪、更には脱燐精錬を行う転炉における脱珪精錬（酸素吹錬による）等で予め脱珪素を行なうことができる。
【００２６】
本発明ではＳｉ０．３ｗｔ％以下の溶銑を使用するため、スラグ量は図６に示すように、従来（４０〜５０ｋｇ／ｔｏｎ）より少なく（２０〜３０ｋｇ／ｔｏｎ以下，図６参照）、精錬中におけるスラグフォーミングも少ないので鎮静時間（従来４分）を要せず、図１に示すように、脱燐精錬時間は従来の３６分から３２．２分に短縮でき、脱炭精錬時間により近くなった。
【００２７】
所で、脱燐精錬における終点のＰ含有量は、他の転炉における脱炭精錬において下記の原因により変化する。
（１）この溶銑を脱炭精錬する他の転炉において先行する脱炭精錬後の炉内に残留したスラグ量
（２）及び、出鋼後における取鍋における復燐量
（３）当該脱燐精錬で発生したスラグが他の転炉に混入することによる復燐量
【００２８】
以下、順にこれらの影響を考察する。
以下の考察に次の記号を使用する。
［Ｐ］f ｗｔ％：一の転炉における脱燐精錬の終点の燐含有量
［Ｐ］k ｗｔ％：粗鋼で要求されているＰ含有量（鋼の成分規格値）
Δ1 ：この溶銑を脱炭精錬する他の転炉において先行する脱炭精錬後に炉内に残留させたスラグ量による燐の増加量（ｗｔ％）
Δ2 ：取鍋における復燐量（ｗｔ％）
Δ3 ：当該脱燐精錬で発生したスラグが、前記他の転炉に混入することによる復燐量（ｗｔ％）
【００２９】

【００３０】
脱燐平衡条件は、（Ｐ）0 / ［Ｐ］0 ＝ｋ( 約200)、（Ｐ）2/［Ｐ］2 ＝ｋ( 約200)、脱炭精錬における燐のマスバランスは、
入り側＝ 1000 ＊Ｘ1 ＊［Ｐ］1/100 + Ｘ1 ＊Ｙ0 ＊（Ｐ）0/100
出側＝ 1000 ＊Ｘ2 ＊［Ｐ］2/100 + Ｘ2 ＊Ｙ2 ＊（Ｐ）0/100
上記式において＊は乗算を意味する。ここで、溶銑量と溶鋼量は略等しいのでＸ1 ＝Ｘ2 とすると、
［Ｐ］2 ＝(1000 ＊［Ｐ］1+Ｙ0 ＊ｋ＊［Ｐ］0)/(1000 +Ｙ2 ＊ｋ)
ここで、Ｙ2 ＝ 30 ｋg/ton , Ｙ0 ＝ 15 ｋg/ton, ｋ= 200 の場合は、［Ｐ］2 ＝ (0.14＊［Ｐ］1+ 0.42 ＊［Ｐ］0)
【００３１】
例えば、［Ｐ］1 ＝ 0.1ｗｔ％で、［Ｐ］0 ＝ 0.010ｗｔ％, 0.015 ｗｔ％, 0.020 ｗｔ％の場合には、ｋが一定であれば、それぞれ［Ｐ］2 ＝ 0.018ｗｔ％, 0.020 ｗｔ％, 0.022 ｗｔ％となる。なお、Ｙ2 が０の場合には、［Ｐ］2 ＝ 0.014 ｗｔ％である。
【００３２】
以上の計算から明らかなように、脱炭炉に残留スラグがない場合には、［Ｐ］2 ＝ 0.014ｗｔ％であるが、残留スラグが 15 ｋg/ton である場合には［Ｐ］2 は大きな影響を受ける。この例においては、例えば、［Ｐ］ｋｗｔ％＝ 0.020ｗｔ％の場合には、［Ｐ］f ｗｔ％は0.016 ｗｔ％以下、0.014 ｗｔ％以下、0.012 ｗｔ％以下となる。即ち、Δ1 ＝ 0.004ｗｔ％、0.006 ｗｔ％、0.008 ｗｔ％である。このことから、脱燐精錬においてはΔ１に相当する量だけ低めに脱燐精錬する必要がある。
【００３３】
Δ2 は取鍋における復燐量であり、取鍋内に転炉から流出したスラグ組成、量、鋳造までの時間、出鋼時に添加した保温材の種類と量等の影響により変化するので、予め計算することはできないが、上記工程が一定である場合には経験的に予想することができる。経験上、Δ2 は0.002 ｗｔ％以下である。
【００３４】
Δ3 は当該脱燐精錬で発生したスラグが、前記他の転炉に混入することによる復燐量であるが、予め推定することが困難である。しかし、一定の作業においては経験上 0.002ｗｔ％以下である。以上の点を予め考慮して、［Ｐ］f ｗｔ％を下式により定めて当該脱燐精錬を行うことにより、本発明を実施することができる。
【００３５】
［Ｐ］f ｗｔ％≦［Ｐ］ｋｗｔ％−Δ1 −Δ2 ---(1)
脱燐精錬のスラグが脱炭炉に混入する場合には、
［Ｐ］f ｗｔ％≦［Ｐ］ｋｗｔ％−Δ1 −Δ2 −Δ3---(2)
【００３６】
本発明においては、上記脱燐精錬によりＰは脱炭炉における復燐を考慮して少なくとも通常粗鋼で要求されている（規格値）０．０２ｗｔ％以下に精錬される（図６参照）。このため脱炭精錬においてはＰを精錬する必要がない。
【００３７】
なお、本発明における脱燐精錬においては、十分な脱燐精錬と精錬時間の短縮を確保するため、スラグの塩基度を１．５〜５程度とする。必要によりスラグフォーミングを抑制するため、コークスを０．５ｔｏｎ／ｃｈ程度装入する。その装入方法は、１回に全量装入してもよいが、例えば１回の装入量を１〜４分間に渡って分割して装入することが望ましい。
【００３８】
また、通常の脱燐精錬においては溶銑中のＰがスラグ中のＦｅＯと反応してスラグに吸収される。そこで、脱燐精錬を促進するためにはスラグ中のＦｅＯ濃度を高くする。このため、吹錬中期に鉄鉱石或いはミルスケールを装入する（図１参照）。また、スラグのＦｅＯが高いと、酸素吹錬終了後においてスラグフォーミングが大きくなる。そこで、本発明においては、酸素吹錬終了時刻の５分間以前において終了しているように鉄鉱石装入を行う。
【００３９】
次に、図２に脱炭精錬の状況を示す。この精錬においては主に脱炭精錬を目的とするため、吹錬する酸素量を多くする。溶銑のＰ含有量は少なくとも規格値（０．０２ｗｔ％）以下となっているため、従来多く使用している焼石灰等の造滓材を一連の吹錬の最初のチャージ以外は原則として装入しない。従って、炉内に生成するスラグ量は図６に示すように１０〜３０ｋｇ／ｔｏｎと少ない。しかも、出鋼後において原則として炉内に残留させるため排出するスラグ量は従来と比較し大きく減少する（図６参照）。
【００４０】
本発明における脱炭精錬においては、マンガン鉱石を可能な範囲で装入する。高炉溶銑のＭｎ含有量は通常０．２〜０．３ｗｔ％であり、脱燐精錬された溶銑のＭｎ含有量は、通常０．０５〜０．１５ｗｔ％である。また、脱炭精錬においても同程度である。一方粗鋼のＭｎ含有量（規格値）は鋼種によるが、低炭素鋼では例えば０．４０〜０．６０ｗｔ％、高マンガン鋼では例えば１．０〜１．２ｗｔ％である。そこで通常は出鋼時において高価なマンガン合金を添加して規格値とする。
【００４１】
本発明では脱炭精錬において脱燐精錬をする必要がないのでスラグを極小化できる。そこで、本発明ではマンガン鉱石（例えば、Ｍｎ約５０ｗｔ％，Ｆｅ約１０ｗｔ％以下，ＳｉＯ₂約１０ｗｔ％以下）を装入する。マンガン鉱石を精錬中に添加すると効率よく還元され、溶鋼のＭｎ含有量を最大、粗鋼のＭｎ含有量の上限値まで高めておくことができ、より経済的に製鋼作業が可能となる。
【００４２】
しかし、マンガン鉱石にはＳｉＯ₂を含有しているので、これを溶解し、スラグの塩基度（ＣａＯｗｔ％／ＳｉＯ₂ｗｔ％）が１．５〜５となるようにＣａＯを含む造滓材を装入する。マンガン鉱石はコストの高いマンガン合金鉄の添加量を最小限とするように、可能な範囲で多く装入する。スラグのＭｎＯ濃度が吹錬前から高く維持されており、造滓材による希釈も少ないので、マンガン鉱石のＭｎ分は、少なくとも約６０％以上溶鋼に還元される。
【００４３】
更に、本発明における脱炭精錬においては、脱燐精錬された溶銑の装入に先立ち、スラグ固化剤を装入する。この場合には、脱燐溶銑を装入した際に溶銑の突沸現象を抑える作用があり、安全な操業を担保する。スラグ固化剤としては、煉瓦屑、焼石灰、軽焼ドロマイト、生ドロマイト等がある。上記スラグ固化剤のうち、軽焼ドロマイト、生ドロマイトは、溶解性、経済性、更には炉体寿命を延長する点から望ましい。
【００４４】
脱燐溶銑を脱炭精錬炉に装入するに先立ち予め軽焼ドロマイト及び／又は生ドロマイトを添加すると、脱炭精錬中において十分スラグに溶解し、ＭｇＯ濃度を高める作用がある。このようなスラグはスラグ自体がＭｇＯを溶解度限まで含有しているため、マグネシヤ（ＭｇＯ）を主成分とする煉瓦からなる炉体煉瓦の損耗を抑制し、炉体寿命を延長させる効果がある。
【００４５】
さらに、溶鋼を出鋼後において必要に応じて炉体を傾動して炉内に残留したスラグを炉体内張り煉瓦に付着させ、所謂スラグコーテングを行う。このスラグコーテングは炉体寿命の延長に大きく貢献し、脱燐精錬炉と同程度の炉体寿命となる。従って、脱燐精錬時間と脱炭精錬時間の時間的サイクルが同じとなるだけでなく、双方の炉体寿命も同程度になり円滑な一貫した製鋼作業が可能となった。
【００４６】
本発明においては上記スラグコ−テング時に、脱炭精錬炉から排出されるスラグは最大約１０ｋｇ／ｔｏｎ、少ない場合には全く排出しない。すでに述べた通り、脱燐精錬で発生するスラグ量も４０ｋｇ／ｔｏｎ以下であり、その一部はリサイクルできるので、粗鋼１ｔｏｎ当たり外部に排出するスラグ量は約４０ｋｇ／ｔｏｎ以下である。
【００４７】
本発明においては、脱燐精錬時間を従来より短縮できるので、脱燐精錬を行う転炉に、溶銑を装入するに先立ちスクラップの全量を装入することが時間的に可能である。また、脱燐精錬は低い温度（１３００〜１４００℃）で行われるが、溶銑の炭素量が高いために、スクラップを容易に溶解できるので、スクラップの装入が可能である。スクラップの装入量は熱バランスの点から溶銑量の約１０ｗｔ％以内である。スクラップの装入は、脱燐精錬溶銑の生産量を増加させる効果がある。
【００４８】
また、上記スクラップの一部又は全部を、脱燐精錬及び脱炭精錬において発生したスラグの磁選屑とすることができる。磁選屑とは、脱燐精錬及び脱炭精錬において発生したスラグを磁選機にかけて選別した粒鉄等の鉄分を多く（約５０ｗｔ％以上）を含む部分である。磁選屑は溶解したスラグを約５０ｗｔ％含むので、溶銑温度が低い場合でもスラグ生成が円滑に行われ、終点のＰ含有量を安定して低くすることができる。
【００４９】
本発明においては、脱炭精錬は脱燐精錬時間以内において行うことができるので、脱燐精錬溶銑は待ち時間なしに脱炭精錬を行うことができ、製鋼能率を向上させることができる。また、本発明における転炉とは、上吹き酸素転炉、底吹き酸素転炉、及び上底吹き酸素転炉にいずれであってもよい。
【００５０】
【実施例】
本発明の効果を確認するため従来の精錬方法と本発明の精錬方法をそれぞれ５０チャージ実施して脱燐精錬と脱炭精錬における鋼の成分組成の変化、及びスラグ量の変化を図６に示す。従来例においては脱燐精錬の終点のＰ含有量は０．０３から０．０４ｗｔ％であるため脱炭精錬において更に焼石灰を装入し脱炭精錬と脱燐精錬もあわせて行い、Ｐ含有量を０．０２ｗｔ％以下とする。
【００５１】
他方、本発明例においてはＳｉ０．３ｗｔ％以下の溶銑を使用して脱燐精錬を行い、脱炭精錬における復燐を考慮して精錬を行った。その結果、原則として造滓材を装入しなくても通常の燐の規格値（０．０２０ｗｔ％）以下に維持することができた。
【００５２】
更に、低炭素鋼（Ｃ：０．１ｗｔ％未満）、中炭素鋼（Ｃ：０．１〜０．２ｗｔ％）、高炭素鋼（Ｃ：０．２ｗｔ％超え）をそれぞれ５０チャ−ジ製造した。その結果を表１を示す図７と表２を示す図８に示す。脱燐精錬における成分組成の変化を図７に、脱炭精錬における成分組成の変化を図８に示す。例えば高炭素鋼においては、復燐量が多いので脱燐精錬においてこの点を考慮して精錬を実施した。
【００５３】
溶銑のＳｉ含有量が０．３ｗｔ％以下の溶銑を使用することにより、粗鋼のＰ含有量はいずれも０．０２ｗｔ％以下に精錬されている。また、粗鋼のＭｎ含有量はマンガン鉱石の装入量に応じて高めることができた。その他の精錬データは図１から図６に示す通りである。
【００５４】
【発明の効果】
本発明においては、Ｓｉ含有量が０．３ｗｔ％以下の溶銑を脱燐精錬し、この溶銑を脱炭精錬することにより、従来、脱炭精錬時間より長かった脱燐精錬を短縮でき、スラグコーテング時間を含めた脱炭精錬時間により近づくことができる。従って全体として所謂製鋼時間を約２０％短縮することができる。
【００５５】
更に、本発明においては、溶銑を一の転炉で溶銑の燐（Ｐ）含有量を、脱炭精錬における復燐量と粗鋼で要求されているＰ含有量（鋼の成分規格値）を考慮した量以下に精錬し、脱燐精錬された溶銑を転炉に装入し、実質的に造滓材を装入せず脱炭精錬を行う。従って、脱炭精錬を行う転炉において、マンガン鉱石を装入し、粗鋼で要求されているＭｎ規格値の上限以内においてＭｎ含有量を高めることが可能となり、極めて経済的な製鋼方法が実現できる。また、この製鋼方法は発生するスラグを最小に抑えることができるので、省資源の効果もある。よって本発明の産業上の効果は著しい。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明における脱燐精錬工程を示す図である。
【図２】本発明における脱炭精錬工程を示す図である。
【図３】溶銑のＳｉ量と脱燐精錬時間との関係を示す図である。
【図４】本発明における溶銑の脱燐精錬時間を示す図である。
【図５】本発明における溶銑の脱燐精錬時間と脱炭精錬時間を示す図である。
【図６】本発明における溶銑と溶鋼の成分組成の変化を示す図である。
【図７】本発明により各種炭素鋼を製造した場合における脱燐精錬における溶銑とスラグの成分組成の変化を示す図である。
【図８】本発明により各種炭素鋼を製造した場合における脱炭精錬における溶鋼及びスラグの成分組成の変化を示す図である。
【図９】転炉における精錬状況を概念的に示す図である。
【図１０】本発明前における脱燐精錬の過程を示す図である。
【符号の説明】
２転炉型精錬容器
４溶銑
６スラグ
８出鋼口
１０炉口
１２ランス[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a method for steelmaking from a hot metal that is smoothly and continuously produced by performing dephosphorization refining of the blast furnace hot metal in one converter and decarburizing and refining the dephosphorized hot metal in another converter. About.
[0002]
[Prior art]
In the traditional converter steelmaking process, steelmaking work was performed by dephosphorizing and decarburizing blast furnace hot metal in the same converter. However, while the demand for the quality of steel materials in recent years has increased, as the secondary refining of molten steel such as expansion of continuous casting and vacuum degassing, ladle refining has become widespread, the steel output temperature in the converter has increased, Dephosphorization capacity in converters has been reduced. This is because the dephosphorization reaction proceeds more disadvantageously at higher temperatures.
[0003]
Accordingly, a hot metal pretreatment method has been developed in which the hot metal charged into the converter is pretreated, and in particular, the phosphorus (also referred to as P) component is removed to some extent and then charged into the converter. This method is, for example, a steelmaking method in which hot metal dephosphorization is performed in a hot metal ladle or one converter, and the dephosphorized hot metal is transferred to another converter for decarburization and refining.
[0004]
As such techniques, there are proposals of Japanese Patent Application Laid-Open No. 2-200715, Japanese Patent Publication No. 2-14404, and Japanese Patent Publication No. 61-23243. In addition, the inventor of the present application also modified a conventional steelmaking factory, provided work floor openings in the work floors in front of each of the plurality of converters, and received molten metal obtained by dephosphorizing the hot metal in one converter. A refining method has been developed in which a hot water pan is received, the hot water pan is transported to another converter through the opening of the work floor, charged into the converter, and decarburization refining is carried out here (Japanese Patent Laid-Open No. 6). -41624).
[0005]
[Problems to be solved by the invention]
In the above steelmaking method, steelmaking can be smoothly performed by dephosphorizing the hot metal in one converter, etc., and immediately removing the hot water, and decarburizing and refining it in another converter at least within the time of dephosphorization refining time. Necessary for work.
[0006]
An outline of dephosphorization in a 340 ton converter before the present invention is shown in FIGS. The hot metal dephosphorization is carried out at a low temperature (1250 to 1400 ° C.), and the slag is forming to increase the FeO (5 to 10%) of the slag for hot metal dephosphorization. When the hot water was poured out immediately, slag flowed out of the furnace port, or a large amount of slag flowed into the hot water pan, so that a sedation time of about 4 minutes was required as shown in the figure. Therefore, the dephosphorization time was, for example, an average of about 36 minutes.
[0007]
On the other hand, the decarburization refining time in other converters of this dephosphorizing iron is 29 minutes on average due to various improvements, and 27 minutes when slag coating is not performed. Therefore, the decarburization refining furnace has a play time of at least 7 minutes and a maximum of 9 minutes, and thus the steelmaking efficiency has been reduced accordingly. If this 7 minute play time is shortened, a production improvement of about 20% can be obtained. In addition, during this idle time, the temperature inside the decarburizing smelting furnace decreased, bricks were worn out, etc., and the converter life was shortened.
[0008]
Therefore, an object of the present invention is to reduce the dephosphorization refining time, eliminate the play time of the decarburization refining furnace, ensure a smooth steelmaking operation, and further improve the steelmaking efficiency. In the above dephosphorization refining, the P content of the molten steel is refined in consideration of the amount of phosphorus recovered in the decarburization refining and the P content of the crude steel component (so-called standard value, usually 0.02 wt% or less). The purpose is to improve steelmaking efficiency without dephosphorizing.
[0009]
Moreover, although the slag which generate | occur | produces with the said steel manufacturing method is reducing, it is desirable to reduce further. If the hot metal to be decarburized and refined has already been sufficiently dephosphorized, there is no need for further dephosphorization, so the amount of slag can be minimized. In addition, in order to save expensive manganese alloys, it has been implemented in part to introduce manganese ore as much as possible in decarburization refining and reduce this to increase the Mn content of molten steel. By minimizing, it becomes possible to improve the reduction yield of Mn in manganese ore to molten steel to the limit.
[0010]
[Means for Solving the Problems]
As a result of various studies on the above problems, the inventors have made the following inventions.
A first invention is a steelmaking method using a plurality of converters using dephosphorized hot metal characterized by comprising the following steps.
(A) When a hot metal having a silicon content (hereinafter referred to as Si) of hot metal of 0.3 wt% or less is charged and dephosphorized in one converter, the final phosphorus content ([P] f wt %) Is refined to follow the following formula (1)
[P] f wt% ≦ [P] k wt% −Δ1 −Δ2 --- (1)
Here, [P] k wt%: P content required for crude steel (component standard value of steel)
Δ1: In other converters that decarburize and refine this hot metal, the increase in phosphorus (wt%) due to the amount of slag remaining in the furnace after the preceding decarburization and refining,
Δ2: Amount of molten steel in the ladle (wt%)
(B) The dephosphorized and refined hot metal is charged into another converter, and decarburization and refining is performed substantially without charging the ironmaking material.
(C) Only the decarburized and refined molten steel and the amount of slag increased during the decarburizing and refining are discharged from the other converter as necessary or discharged.
[0011]
A second invention is a converter steelmaking method using a plurality of converters, wherein the [P] f wt% is dephosphorized so as to comply with the following formula (2).
[P] f wt% ≦ [P] k wt% −Δ1 −Δ2 −Δ3 −−− (2)
Here, Δ3: the amount of recovered phosphorus (wt%) due to the slag generated in the dephosphorization refining mixed into the other converter
[0012]
A third invention is characterized in that, when the Si content of the hot metal exceeds 0.3 wt%, a silicon removal process is performed in advance to make the Si content 0.3 wt% or less. It is a steel making method using.
[0013]
In a fourth aspect of the invention, the desiliconization treatment is performed by refining the Si content to 0.3 wt% or less in a converter for performing dephosphorization refining, discharging generated slag, and subsequently performing dephosphorization refining. The steel making method using a plurality of converters.
[0014]
According to a fifth aspect of the present invention, in the converter for performing the decarburization refining, manganese ore is further charged, the manganese (hereinafter referred to as Mn) content of the molten steel at the end point is maximized, and the Mn standard value required for the crude steel The steel making method using a plurality of converters characterized by increasing the Mn content within the upper limit.
[0015]
A sixth invention is, when charging of the manganese ore, including more CaO such that the silica contained in the manganese ore predetermined basicity relative to _{(SiO 2) (CaOwt% /} SiO 2 wt%) It is a steelmaking method using a plurality of converters characterized by charging a steelmaking material.
[0016]
A seventh invention is a steelmaking method using a plurality of converters, characterized in that, in the converter for performing the decarburization refining, a slag solidifying agent is charged before charging the dephosphorized and refined hot metal. is there.
[0017]
The eighth invention is a steelmaking method using a plurality of converters, wherein the slag solidifying agent is light burned dolomite and / or raw dolomite.
[0018]
A ninth invention is a steelmaking method using a plurality of converters, wherein the converter for performing the dephosphorization refining is charged with the entire amount of scrap prior to charging molten iron.
[0019]
A tenth aspect of the invention is a steelmaking method using a plurality of converters, wherein a part or all of the scrap is made into magnetically separated scrap of slag produced by dephosphorization and / or decarburization.
[0020]
The eleventh invention is a steelmaking method using a plurality of converters, wherein the decarburization refining is performed within the dephosphorization refining time.
[0021]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
The outline of dephosphorization in the hot metal converter will be described below with reference to FIG. FIG. 9 conceptually shows the state of dephosphorization refining of the hot metal 4 in the converter 2 of hot metal 340 ton, for example. After the hot metal is charged, oxygen is blown from the lance 12 and a predetermined amount of calcined lime is charged to produce slag 6 mainly composed of CaO, SiO ₂ , FeO, etc., and phosphorus is removed from the hot metal.
[0022]
When the hot metal dephosphorization is completed, the furnace is turned over and the hot water is poured into the ladle through the steel outlet 8. FIG. 10 shows an outline of a conventional example or hot metal dephosphorization refining before the present invention. Oxygen blowing while charging 340 ton of hot metal following scrap charging and charging limestone (6 ton / ch), fluorite (0.6 ton / ch) as raw material and raw dolomite for convenience. For about 13 minutes.
[0023]
Thereafter, rinsing is performed for about 3 minutes in order to separate the hot metal and slag. After that, it waits about 4 minutes for the slag foaming to calm down, and then the hot water is discharged. As shown in the figure, the dephosphorization time is about 36 minutes. On the other hand, the time for decarburizing and refining this dephosphorizing refining was about 29 minutes, and the converter for decarburizing and refining (hereinafter referred to as decarburizing converter) had a non-operating time of about 7 minutes.
[0024]
The outline of dephosphorization in the 340 ton converter according to the present invention is shown in FIG. 1, the relationship between the Si content and the total dephosphorization time is shown in FIG. 3, and the refining time distribution is shown in FIG. As shown in FIG. 3, in the conventional example, the Si content of the hot metal discharged from the blast furnace was about 0.3 to 0.5 wt%, but in the present invention, the hot metal of 0.3 wt% or less is used. Therefore, the dephosphorization time is about 32 minutes or less, and the productivity is improved by about 10% compared with the conventional 36 minutes.
[0025]
In recent blast furnace operations, this problem does not occur because the Si content of hot metal is 0.3 wt% or less. However, in unsteady operations (after blast furnace blast, etc.), Si may exceed 0.3 wt%. In such a case, casting bed desiliconization, hot metal ladle desiliconization, and dephosphorization refining are performed. Desiliconization can be performed in advance by desiliconization refining (by oxygen blowing) or the like in the converter to be performed.
[0026]
In the present invention, since hot metal having a Si content of 0.3 wt% or less is used, the amount of slag is less than the conventional (40-50 kg / ton) (20-30 kg / ton or less, see FIG. 6) as shown in FIG. As slag forming is small, sedation time (4 minutes in the past) is not required, and as shown in FIG. 1, the dephosphorization time can be shortened from 36 minutes to 32.2 minutes, which is closer to the decarburization time. .
[0027]
However, the P content at the end point in the dephosphorization refining changes due to the following causes in the decarburization refining in other converters.
(1) The amount of slag remaining in the furnace after the preceding decarburization and refining in another converter for decarburizing and refining this hot metal, and the amount of rephosphorization in the ladle after steelmaking (3) Amount of recovered phosphorus due to slag generated by refining mixed into other converters.
In the following, these effects will be considered in order.
The following symbols are used in the following discussion.
[P] f wt%: Phosphorus content at the end of dephosphorization in one converter [P] k wt%: P content required for crude steel (standard component values of steel)
Δ1: Increase in phosphorus (wt%) due to the amount of slag left in the furnace after the preceding decarburization refining in another converter decarburizing and refining this hot metal
Δ2: amount of recovered phosphorus in the ladle (wt%)
Δ3: amount of recovered phosphorus (wt%) due to slag generated by the dephosphorization refining mixed into the other converter
[0029]

[0030]
The dephosphorization equilibrium conditions are (P) 0 / [P] 0 = k (about 200), (P) 2 / [P] 2 = k (about 200), and the phosphorus mass balance in decarburization refining is
Entry side = 1000 * X1 * [P] 1/100 + X1 * Y0 * (P) 0/100
Delivery side = 1000 * X2 * [P] 2/100 + X2 * Y2 * (P) 0/100
In the above formula, * means multiplication. Here, the amount of hot metal and the amount of molten steel are approximately equal, so if X1 = X2,
[P] 2 = (1000 * [P] 1 + Y0 * k * [P] 0) / (1000 + Y2 * k)
Here, when Y2 = 30 kg / ton, Y0 = 15 kg / ton, and k = 200, [P] 2 = (0.14 * [P] 1 + 0.42 * [P] 0)
[0031]
For example, in the case of [P] 1 = 0.1 wt%, [P] 0 = 0.010 wt%, 0.015 wt%, 0.020 wt%, and k is constant, [P] 2 = 0.018 wt%, 0.020 wt%, 0.022 wt%. When Y2 is 0, [P] 2 = 0.014 wt%.
[0032]
As is clear from the above calculation, when there is no residual slag in the decarburization furnace, [P] 2 = 0.014 wt%, but when the residual slag is 15 kg / ton, [P] 2 is It is greatly affected. In this example, for example, when [P] kwt% = 0.020 wt%, [P] f wt% is 0.016 wt% or less, 0.014 wt% or less, and 0.012 wt% or less. That is, Δ1 = 0.004 wt%, 0.006 wt%, and 0.008 wt%. For this reason, in dephosphorization refining, it is necessary to perform dephosphorization refining by an amount corresponding to Δ1.
[0033]
Δ2 is the amount of dephosphorization in the ladle and changes depending on the composition and amount of slag flowing out of the converter into the ladle, the time until casting, the type and amount of heat insulating material added during steelmaking, etc. Although it cannot be calculated, it can be estimated empirically if the above process is constant. From experience, Δ2 is 0.002 wt% or less.
[0034]
Δ3 is the amount of recovered phosphorus due to the slag generated by the dephosphorization refining mixed into the other converter, but it is difficult to estimate in advance. However, it is 0.002 wt% or less based on experience in certain work. Considering the above points in advance, the present invention can be carried out by determining [P] f wt% by the following formula and performing the dephosphorization.
[0035]
[P] f wt% ≦ [P] kwt% −Δ1 −Δ2 --- (1)
When dephosphorization slag is mixed in the decarburization furnace,
[P] f wt% ≦ [P] kwt% −Δ1 −Δ2 −Δ3− (2)
[0036]
In the present invention, P is refined to 0.02 wt% or less (standard value) which is required for at least normal crude steel in consideration of the dephosphorization in the decarburization furnace by the above dephosphorization (see FIG. 6). For this reason, it is not necessary to refine P in decarburization refining.
[0037]
In the dephosphorization refining in the present invention, the basicity of slag is set to about 1.5 to 5 in order to ensure sufficient dephosphorization refining and shortening of the refining time. In order to suppress slag forming as necessary, about 0.5 ton / ch coke is charged. As for the charging method, the entire amount may be charged at one time. For example, it is desirable to divide the charging amount at one time over 1 to 4 minutes.
[0038]
In ordinary dephosphorization, P in the hot metal reacts with FeO in the slag and is absorbed by the slag. Therefore, in order to promote dephosphorization, the FeO concentration in the slag is increased. For this reason, iron ore or mill scale is charged in the middle of blowing (see FIG. 1). Moreover, when FeO of slag is high, slag forming will become large after the end of oxygen blowing. Therefore, in the present invention, the iron ore charging is performed so as to be completed 5 minutes before the oxygen blowing end time.
[0039]
Next, FIG. 2 shows the situation of decarburization refining. Since this refining is mainly aimed at decarburization refining, the amount of oxygen to be blown is increased. Since the P content of hot metal is at least the standard value (0.02 wt%) or less, in principle, the slagging material such as burnt lime, which has been used in many cases, is charged except for the first charge of a series of blowing. do not do. Therefore, the amount of slag generated in the furnace is as small as 10 to 30 kg / ton as shown in FIG. Moreover, in principle, the amount of slag discharged to remain in the furnace after steelmaking is greatly reduced compared to the conventional case (see FIG. 6).
[0040]
In the decarburization refining in the present invention, manganese ore is charged as much as possible. The Mn content of the blast furnace hot metal is usually 0.2 to 0.3 wt%, and the Mn content of the dephosphorized and refined hot metal is usually 0.05 to 0.15 wt%. The same is true for decarburization refining. On the other hand, the Mn content (standard value) of the crude steel depends on the steel type, but is, for example, 0.40 to 0.60 wt% for low carbon steel and 1.0 to 1.2 wt% for high manganese steel. Therefore, usually, an expensive manganese alloy is added at the time of steel production to obtain the standard value.
[0041]
In the present invention, slag can be minimized because there is no need for dephosphorization in decarburization. Therefore, in the present invention, manganese ore (for example, Mn is about 50 wt%, Fe is about 10 wt% or less, SiO _{2 is} about 10 wt% or less) is charged. When manganese ore is added during refining, it is efficiently reduced, and the Mn content of the molten steel can be increased to the maximum and the upper limit value of the Mn content of the crude steel, making the steelmaking operation more economical.
[0042]
However, since manganese ore contains SiO ₂ , the iron ore containing CaO is dissolved so that the basicity of slag (CaO wt% / SiO ₂ wt%) is 1.5 to 5. Insert. Manganese ore is charged as much as possible to minimize the amount of expensive manganese alloy iron added. Since the MnO concentration in the slag has been maintained high before blowing and the dilution by the slagging material is also small, the Mn content of the manganese ore is reduced to at least about 60% or more of the molten steel.
[0043]
Furthermore, in the decarburization refining in the present invention, a slag solidifying agent is charged prior to charging of the dephosphorized and refined hot metal. In this case, there is an action of suppressing the bumping phenomenon of the hot metal when the dephosphorized hot metal is charged, and safe operation is ensured. Examples of the slag solidifying agent include brick waste, calcined lime, light calcined dolomite, and raw dolomite. Of the above-mentioned slag solidifying agents, light-burned dolomite and raw dolomite are desirable from the viewpoints of solubility, economy, and further extending the life of the furnace body.
[0044]
When lightly burned dolomite and / or raw dolomite is added in advance prior to charging the dephosphorized hot metal into the decarburization refining furnace, it has the effect of sufficiently dissolving in slag and increasing the MgO concentration during decarburization refining. Since the slag itself contains MgO to the solubility limit, the slag has an effect of suppressing the wear of the furnace body brick composed of bricks mainly composed of magnesium (MgO) and extending the life of the furnace body.
[0045]
Further, after the molten steel is discharged, so-called slag coating is performed by tilting the furnace body as necessary to attach the slag remaining in the furnace to the bricks in the furnace body. This slag coating greatly contributes to the extension of the furnace body life, and the furnace life is comparable to that of the dephosphorization refining furnace. Accordingly, not only the time cycle of the dephosphorization refining time and the decarburization refining time becomes the same, but the life of both furnace bodies is also the same, and a smooth and consistent steelmaking operation is possible.
[0046]
In the present invention, the slag discharged from the decarburization refining furnace at the time of the slag coating is a maximum of about 10 kg / ton, and when it is small, it is not discharged at all. As already described, the amount of slag generated by dephosphorization is 40 kg / ton or less, and a part of the slag can be recycled, so the amount of slag discharged to the outside per 1 ton of crude steel is about 40 kg / ton or less.
[0047]
In the present invention, since the dephosphorization time can be shortened as compared with the prior art, it is temporally possible to charge the entire amount of scrap prior to charging the molten iron into the converter for performing the dephosphorization refining. In addition, dephosphorization is performed at a low temperature (1300 to 1400 ° C.). Since the amount of carbon in the hot metal is high, scrap can be easily melted, so that it is possible to charge the scrap. The amount of scrap charged is within about 10 wt% of the amount of hot metal from the viewpoint of heat balance. The introduction of scrap has the effect of increasing the production of dephosphorized hot metal.
[0048]
Moreover, a part or all of the scrap can be used as magnetic slag separation of slag generated in dephosphorization refining and decarburization refining. The magnetic separation scrap is a portion containing a large amount (about 50 wt% or more) of iron such as granular iron obtained by selecting slag generated in dephosphorization refining and decarburization refining using a magnetic separator. Since the magnetic separation waste contains about 50 wt% of dissolved slag, even when the hot metal temperature is low, slag is generated smoothly, and the P content at the end point can be stably reduced.
[0049]
In the present invention, since the decarburization refining can be performed within the dephosphorization refining time, the dephosphorization refining hot metal can be decarburized without waiting time, and the steelmaking efficiency can be improved. Further, the converter in the present invention may be any of a top blown oxygen converter, a bottom blown oxygen converter, and a top bottom blown oxygen converter.
[0050]
【Example】
In order to confirm the effect of the present invention, the conventional refining method and the refining method of the present invention are each charged 50 times, and the change in the composition of steel and the change in the amount of slag in dephosphorization refining and decarburization refining are shown in FIG. . In the conventional example, the P content at the end of the dephosphorization refining is 0.03 to 0.04 wt%. Therefore, in the decarburization refining, calcined lime is further added, and the decarburization refining and dephosphorization refining are also performed. The amount is 0.02 wt% or less.
[0051]
On the other hand, in the examples of the present invention, dephosphorization refining was performed using hot metal having a Si content of 0.3 wt% or less, and refining was performed in consideration of rephosphorus in decarburization refining. As a result, in principle, it was possible to maintain the phosphorous material below the standard value (0.020 wt%) of normal phosphorus without charging the ironmaking material.
[0052]
In addition, 50 carbons of low carbon steel (C: less than 0.1 wt%), medium carbon steel (C: 0.1 to 0.2 wt%), and high carbon steel (C: more than 0.2 wt%) are manufactured. did. The results are shown in FIG. 7 showing Table 1 and FIG. 8 showing Table 2. The change of the component composition in dephosphorization refining is shown in FIG. 7, and the change of the component composition in decarburization refining is shown in FIG. For example, in high carbon steel, since there is a large amount of phosphorus recovery, refining was carried out in consideration of this point in dephosphorization refining.
[0053]
By using hot metal having a hot metal Si content of 0.3 wt% or less, the P content of the crude steel is refined to 0.02 wt% or less. Moreover, the Mn content of the crude steel could be increased according to the amount of manganese ore charged. The other refining data is as shown in FIGS.
[0054]
【The invention's effect】
In the present invention, dephosphorizing and refining hot metal having a Si content of 0.3 wt% or less, and decarburizing and refining the molten iron, it is possible to shorten the dephosphorizing and refining that has been longer than the decarburizing and refining time. It can be closer to the decarburization refining time including time. Therefore, the so-called steelmaking time can be reduced by about 20% as a whole.
[0055]
Furthermore, in the present invention, the phosphorus (P) content of the hot metal in a single converter for the hot metal, the amount of recovered phosphorus in decarburizing and refining and the P content required for crude steel (standard values of steel components) are considered. The molten iron refined to less than the above amount and dephosphorized is charged into the converter, and decarburization refining is carried out substantially without charging the ironmaking material. Therefore, in the converter for decarburization and refining, it is possible to charge manganese ore and increase the Mn content within the upper limit of the Mn standard value required for the crude steel, thereby realizing an extremely economical steelmaking method. . Moreover, since this steelmaking method can suppress the slag to generate | occur | produce to the minimum, there also exists an effect of resource saving. Therefore, the industrial effect of the present invention is remarkable.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a diagram showing a dephosphorization process in the present invention.
FIG. 2 is a diagram showing a decarburization refining process in the present invention.
FIG. 3 is a diagram showing the relationship between the amount of Si in the hot metal and the dephosphorization time.
FIG. 4 is a diagram showing the hot metal dephosphorization time in the present invention.
FIG. 5 is a diagram showing hot metal dephosphorization time and decarburization time in the present invention.
FIG. 6 is a diagram showing changes in the composition of hot metal and molten steel in the present invention.
FIG. 7 is a diagram showing changes in the composition of hot metal and slag during dephosphorization when various carbon steels are produced according to the present invention.
FIG. 8 is a diagram showing changes in the component composition of molten steel and slag in decarburization refining when various carbon steels are produced according to the present invention.
FIG. 9 is a diagram conceptually showing a refining situation in a converter.
FIG. 10 is a diagram showing a dephosphorization process before the present invention.
[Explanation of symbols]
2 Converter-type smelting vessel 4 Hot metal 6 Slag 8 Steel outlet 10 Furnace 12 Lance

Claims

A steelmaking method using a plurality of converters comprising the following steps.
(A) In one converter, the content of molten silicon (hereinafter referred to as Si) is 0.3 wt%.
The following hot metal is charged and dephosphorized and refined so that the phosphorus content at the end point ([P] f wt%) conforms to the following formula (1),
[P] f wt% ≤ [P] k wt%-△ 1-△ 2-1-(1)
Here, [P] k wt%: P content required for crude steel (component standard value of steel)
△ 1: Increase in phosphorus (wt%) due to the amount of slag remaining in the furnace after the preceding decarburization refining in other converters that decarburize and refine this hot metal,
△ 2: Amount of recovered phosphorus in the ladle (wt%)
(B) The dephosphorized and refined hot metal is charged into another converter and decarburized and refined without charging the ironmaking material.
(C) Only the decarburized and refined molten steel and the amount of slag increased during the decarburization and refining are discharged from the other converter or discharged.

2. The converter steelmaking method using a plurality of converters according to claim 1, wherein said [P] f wt% is dephosphorized and refined so as to follow the following formula (2) instead of the formula (1).
[P] f wt% ≦ [P] k wt% −Δ1 −Δ2 −Δ3 −−− (2)
Here, Δ3: the amount of recovered phosphorus (wt%) due to the slag generated in the dephosphorization refining mixed into the other converter

When the Si content of the hot metal to be dephosphorized exceeds 0.3 wt%, desiliconization is performed in advance, and the Si content is 0.3 wt% or less before dephosphorizing. Item 3. A steelmaking method using a plurality of converters according to item 1 or 2.

The desiliconization treatment is performed by refining the Si content to 0.3 wt% or less in a converter for performing dephosphorization refining, discharging generated slag, and subsequently performing dephosphorization refining. Steelmaking method using a plurality of converters.

In the converter for decarburization and refining, the manganese ore is further charged, the manganese content of the molten steel at the end point is maximum, and the Mn content is within the upper limit of the Mn standard value required for the crude steel. The steelmaking method using a plurality of converters according to any one of claims 1 to 4, wherein the amount is increased.

At the time of charging the manganese ore, a steelmaking material further containing CaO is charged so that the silica (SiO ₂ ) contained in the manganese ore has a predetermined basicity (CaO wt% / SiO ₂ wt%). A steelmaking method using a plurality of converters according to claim 5.

7. The plurality of converters according to claim 1, wherein a slag solidifying agent is charged prior to charging of the dephosphorized and refined hot metal in the converter for performing the decarburization refining. Steel making method using

The steelmaking method using a plurality of converters according to any one of claims 1 to 7, wherein the slag solidifying agent is light burned dolomite and / or raw dolomite.

The steelmaking method using a plurality of converters according to any one of claims 1 to 8, wherein the converter for performing the dephosphorization refining is charged with the entire amount of scrap prior to charging molten iron.

The steel making method using a plurality of converters according to claim 9, wherein a part or all of the scrap is made of magnetic slag of slag produced by dephosphorization and / or decarburization refining.

The steelmaking method using a plurality of converters according to any one of claims 1 to 10, wherein the decarburization refining is performed within the dephosphorization refining time.