JP7469716B2 - Converter refining method - Google Patents
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Description
本願は転炉精錬方法を開示する。 This application discloses a converter refining method.
転炉を用いて溶銑を精錬するプロセスとして、第1の転炉で溶銑脱りんを行い、その後第1の転炉から出湯した溶銑を第2の転炉に装入し、第2の転炉で脱炭を行うプロセス(I)と、1基の転炉で脱りんを行った後に、脱りんによって生成したスラグを排滓(中間排滓)したうえで、同一の転炉で引き続き脱炭を行うプロセス(II)とが開発されている。プロセス(I)は、精錬能力が高い一方で、2基の転炉を必要とするために、設備費が高く、さらには、放散熱ロスが増大して、鉄鋼石やスクラップの溶解能力が低下する。プロセス(II)は、プロセス(I)に比べ、全体の吹錬時間を短縮でき、脱りんに必要なフラックス量を低減でき、精錬時の熱ロスを低減できる。しかしながら、プロセス(II)では、中間排滓量を安定的に制御することが難しく、例えば、精錬完了後の溶鋼中のP濃度を極端に低減することが困難となる場合がある。As a process for refining molten iron using converters, two processes have been developed: process (I) in which molten iron is dephosphorized in a first converter, and then the molten iron tapped from the first converter is charged into a second converter and decarburized in the second converter, and process (II) in which dephosphorization is performed in one converter, the slag generated by the dephosphorization is discharged (intermediate slag discharge), and then decarburization is continued in the same converter. Process (I) has a high refining capacity, but requires two converters, which requires high equipment costs, and further increases the dissipation heat loss, reducing the melting capacity of iron ore and scrap. Process (II) can shorten the total blowing time, reduce the amount of flux required for dephosphorization, and reduce heat loss during refining compared to process (I). However, in process (II), it is difficult to stably control the amount of intermediate slag discharge, and for example, it may be difficult to drastically reduce the P concentration in the molten steel after refining is completed.
特許文献1には、プロセス(II)の脱炭前にSiO2を60~99%含むフラックスをSiO2分にして生成溶鋼1トン当たり1.0~4.0kg添加する転炉精錬方法が開示されている。特許文献2には、脱りん処理後の脱炭処理において、脱珪スラグを使用する方法が開示されている。 Patent Document 1 discloses a converter refining method in which a flux containing 60 to 99% SiO2 is converted to SiO2 and added in an amount of 1.0 to 4.0 kg per ton of molten steel produced before the decarburization in process (II). Patent Document 2 discloses a method in which desiliconization slag is used in the decarburization treatment after the dephosphorization treatment.
本発明者が新たに見出したところによれば、プロセス(II)に係る従来技術には以下の課題がある。すなわち、従来技術においては、脱炭吹錬時に転炉内のスラグが低塩基度化して、脱炭吹錬初期において転炉内からスラグが溢れ(スロッピング)、安定的な操業が難しくなる虞がある。或いは、脱炭吹錬時に転炉内のスラグが高塩基度化し、脱炭のために投入したフラックスが十分に滓化せず、脱りん能の高いスラグ量を十分に確保できなくなり、脱炭吹錬後の溶鋼中のP濃度を安定的に低下させることが困難となる虞がある。或いは、脱炭吹錬におけるスラグ量が多量となり、脱炭吹錬初期においてスロッピングが生じる虞がある。According to the new findings of the present inventors, the conventional technology relating to process (II) has the following problems. That is, in the conventional technology, the slag in the converter becomes low in basicity during decarburization blowing, and the slag overflows from the converter (slopping) in the early stage of decarburization blowing, which may make stable operation difficult. Alternatively, the slag in the converter becomes high in basicity during decarburization blowing, and the flux added for decarburization does not turn into slag sufficiently, making it impossible to secure a sufficient amount of slag with high dephosphorization ability, which may make it difficult to stably reduce the P concentration in the molten steel after decarburization blowing. Alternatively, the amount of slag in decarburization blowing becomes large, which may cause slopping in the early stage of decarburization blowing.
本発明者は、中間排滓時の溶融スラグを「秤量器」により実測する事を行った。結果、中間排滓率は、従来の想定以上に、50~95%と大きくバラついている事がわかった。すなわち、従来技術においては、中間排滓率が急増減したため、計算塩基度と実塩基度の乖離が起こり、これが脱炭吹錬時における転炉内スラグの低塩基度化や高塩基度化の原因の一つとなっていることが判明した。そこで、本発明者は中間排滓率について「秤量器等」により少なくとも一度は正確に特定し、正確に特定された中間排滓率に基づいて、操業を行う方法を発明した。具体的には以下の通りである。The inventors actually measured the molten slag during intermediate slag removal using a "weigher." As a result, they found that the intermediate slag removal rate varied more widely, from 50 to 95%, than previously assumed. In other words, in the conventional technology, the intermediate slag removal rate dropped sharply, causing a discrepancy between the calculated basicity and the actual basicity, and it was found that this was one of the causes of the low or high basicity of the slag in the converter during decarburization blowing. Therefore, the inventors invented a method to accurately determine the intermediate slag removal rate at least once using a "weigher, etc." and to operate the converter based on the accurately determined intermediate slag removal rate. Specifically, it is as follows.
本願は上記課題を解決するための手段の一つとして、
転炉の内部に溶銑を装入する、第1工程、
前記第1工程の後で、前記転炉内の前記溶銑に対して、第1フラックスを用いつつ溶銑脱りんを行う、第2工程、
前記第2工程の後で、前記転炉内のスラグの少なくとも一部を前記転炉外に排滓する、第3工程、
前記第3工程の後で、前記転炉内に第2フラックスを追加したうえで脱炭を行う、第4工程、
を備え、
前記第2フラックスがCaO源とSiO2源とを含み、
下記式(1)及び(2)が満たされる、
転炉精錬方法
を開示する。
As one of the means for solving the above problems, the present application provides:
A first step of charging molten iron into a converter;
a second step of dephosphorizing the molten iron in the converter using a first flux after the first step;
A third step of discharging at least a portion of the slag in the converter to the outside of the converter after the second step;
a fourth step of adding a second flux into the converter after the third step and then carrying out decarburization;
Equipped with
The second flux includes a CaO source and a SiO2 source;
The following formulas (1) and (2) are satisfied:
A converter refining process is disclosed.
C4:前記第2フラックスにおけるCaO換算量(kg/ton-steel)
S2:前記第1フラックスにおけるSiO2換算量(kg/ton-steel)
S4:前記第2フラックスにおけるSiO2換算量(kg/ton-steel)
α3:前記第3工程における中間排滓率(%)
C4: CaO equivalent amount in the second flux (kg/ton-steel)
S2: SiO2 equivalent amount in the first flux (kg/ton-steel)
S4: SiO2 equivalent amount in the second flux (kg/ton-steel)
α3: Intermediate slag removal rate (%) in the third step
本開示の転炉精錬方法は、
前記第4工程の後で、前記第4工程で生成したスラグを前記転炉内に残したまま出鋼を行う、第5工程、及び、
前記第5工程の後で、前記転炉内の前記スラグの推定P2O5成分量と、次ヒートの鋼のP成分目標値との少なくとも一方に基づいて、前記転炉内の前記スラグの全量を前記転炉内に残留させる処置、又は、前記転炉内の前記スラグの一部を前記転炉内に残留させつつその他を排滓する処置、のいずれかを選択して実行する、第6工程、
を備えてもよく、
前記第6工程の後で、前記転炉内に前記スラグを残留させたまま、次ヒートの第1工程を行ってもよい。
The converter refining method of the present disclosure comprises:
A fifth step, which is performed after the fourth step, while leaving the slag generated in the fourth step in the converter, and
A sixth step, after the fifth step, based on at least one of an estimated P2O5 content of the slag in the converter and a target value of the P content of the steel of the next heat, is selected and executed to either leave the entire amount of the slag in the converter in the converter or leave a part of the slag in the converter in the converter while discharging the rest;
and
After the sixth step, the first step of the next heat may be carried out while the slag remains in the converter.
本開示の転炉精錬方法によれば、脱炭吹錬初期におけるスロッピングを抑制し易い。また、本開示の転炉精錬方法によれば、脱炭吹錬後の溶鋼中のPを安定的に低下させ易い。According to the converter refining method disclosed herein, it is easy to suppress slopping in the early stage of decarburization blowing. In addition, according to the converter refining method disclosed herein, it is easy to stably reduce the P in the molten steel after decarburization blowing.
図1(A)~(F)に示されるように、本開示の転炉精錬方法は、転炉100の内部に溶銑10を装入する、第1工程(図1(A))、第1工程の後で、転炉100内の溶銑10に対して、第1フラックス21を用いつつ溶銑脱りんを行う、第2工程(図1(B))、第2工程の後で、転炉100内のスラグ31の少なくとも一部を転炉100外に排滓する、第3工程(図1(C))、及び、第3工程の後で、転炉100内に第2フラックス22を追加したうえで脱炭を行う、第4工程(図1(D)及び(E))、を備える。ここで、本開示の転炉精錬方法においては、第2フラックス22がCaO源とSiO2源とを含む。また、本開示の転炉精錬方法においては、下記式(1)及び(2)が満たされる。
As shown in Figs. 1(A) to (F), the converter refining method of the present disclosure includes a first step (Fig. 1(A)) of charging
C4:第2フラックス22におけるCaO換算量(kg/ton-steel)
S2:第1フラックス21におけるSiO2換算量(kg/ton-steel)
S4:第2フラックス22におけるSiO2換算量(kg/ton-steel)
α3:第3工程における中間排滓率(%)
C4: CaO equivalent amount in the second flux 22 (kg/ton-steel)
S2: SiO2 equivalent amount in the first flux 21 (kg/ton-steel)
S4: SiO2 equivalent amount in the second flux 22 (kg/ton-steel)
α3: Intermediate slag removal rate (%) in the third process
1.第1工程
図1(A)に示されるように、第1工程においては、転炉100の内部に溶銑10を装入する。第1工程における条件は特に限定されるものではない。
1. First Step As shown in Fig. 1(A), in the first step,
転炉100としては従来と同様のものを用いればよい。本開示の転炉精錬方法において、転炉100は、上吹き転炉、底吹き転炉及び上底吹き転炉のいずれであってもよい。上吹き転炉においては、底からの撹拌がないため、上吹き酸素が鉄を酸化してできる酸化鉄が還元され難く、スラグ量が過剰に増える傾向にある。また、酸化鉄が多いスラグはCaOを滓化し易い。一方、上底吹き転炉や底吹き転炉においては、酸化鉄濃度がそれほど高くはならず、上吹き転炉における場合と比較して、CaOの滓化が進み難い傾向にある。この点、本開示の技術によって一層高い効果が得られる観点から、転炉100は、底吹き転炉及び上底吹き転炉のうちの一方であってもよく、上底吹き転炉であってもよい。図1(A)~(F)に、転炉100の一例として、上底吹き転炉を示す。上底吹き転炉100は、その底部に、底吹きガスを炉内に供給するための流路101を複数備えていてよい。また、上底吹き転炉100は、その側部に、溶鋼12を出鋼するための出鋼口102を備えていてよい。The
転炉100の内部に装入される溶銑10としては、例えば、一般的な高炉溶銑をいずれも採用できる。溶銑10は、不純物としてP、Cを含有するほか、Siを含有していてもよい。溶銑10がSiを含有する場合、酸素ガスによる酸化精錬によって溶銑10中のSiの脱珪反応が進行し、次いで脱りん反応が進行することとなる。言い換えれば、第1工程の後、第2工程における溶銑脱りんの前に、溶銑の脱珪が行われてもよい。尚、脱珪後、転炉100内の脱珪スラグを排滓してもよいし、転炉100内に脱珪スラグを残したまま、脱りんを行ってもよい。後者の場合、脱珪スラグを第1フラックス21として利用してもよい。図1(A)に示されるように、溶銑10は、溶鉄10a(例えば高炉溶銑)と、スクラップ10b等の添加材料との混合物であってもよい。As the
溶銑10を転炉100に装入する方法も特に限定されるものではなく、例えば、溶銑鍋等の公知の容器を用いて転炉100内に流し込む方法が挙げられる。The method of charging the
2.第2工程
図1(B)に示されるように、第2工程においては、第1工程の後で、第1フラックス21を用いつつ溶銑脱りんを行う。第2工程における脱りんの条件は特に限定されるものではない。
1(B) , in the second step, after the first step, the hot metal is dephosphorized using a
第1フラックス21は、第2工程における脱りんを行う前に転炉100内に投入されたものであってもよいし、上記したような脱珪反応で生成した脱珪スラグ等の溶銑由来の成分を利用したものであってもよいし、前ヒートの脱炭精錬後の脱炭スラグ32を転炉100内に残置してフラックスとして利用したものであってもよい。第1フラックス21の組成や量については特に限定されるものではなく、目的とする脱りんが可能な組成や量であればよい。例えば、第1フラックス21はCaO源を含んでいてもよい。CaO源としては、生石灰、石灰石、ドロマイト、前ヒートの脱炭スラグ32等が挙げられる。また、第1フラックス21はSiO2源を含んでいてもよい。SiO2源としては、脱珪スラグ、前ヒートの脱炭スラグ32、珪石、かんらん石等が挙げられる。第1フラックス21の塩基度CaO/SiO2は0.9以上であってもよいし、1.4以下であってもよい。また、第1フラックス21の量は、CaO換算で、5kg/ton-steel以上であってもよいし、25kg/ton-steel以下であってもよい。また、第1フラックス21の量は、SiO2換算で、0kg/ton-steel以上であってもよいし、5kg/ton-steel以下であってもよい。尚、本願において「kg/ton-steel」とは、最終的に得られる溶鋼1トン当たりの質量である。
The
図1(B)に示されるように、第2工程においては、例えば、上吹きランス200から溶銑10へと酸素を吹き込むことで、溶銑10を撹拌させつつ酸化精錬を進行させてもよく、一方で、転炉100の底部から底吹きガスを連続的又は断続的に吹き込むことで、精錬中の溶銑10の撹拌を増強してもよい。As shown in FIG. 1(B), in the second step, for example, oxygen may be blown into the
第2工程における脱りんによって、溶銑10に含まれるPの一部が除去され、脱りん溶銑11が得られる。脱りん溶銑11におけるP濃度は特に限定されるものではない。例えば、脱りん溶銑11はPを0.02質量%以上又は0.03質量%以上含んでいてもよいし、0.08質量%以下又は0.06質量%以下含んでいてもよい。By the dephosphorization in the second step, a portion of the P contained in the
3.第3工程
図1(C)に示されるように、第3工程においては、第2工程の後で、転炉100内のスラグ31の少なくとも一部を転炉100外に排滓する。例えば、図1(C)に示されるように、転炉100を傾動させることでスラグ31を系外に流出させればよい。また、第3工程において、転炉100の底部から底吹きガスを継続的に吹き込むことで、スラグ31をフォーミングさせてもよい。これによりスラグ31の排滓がより容易となる。
3. Third Step As shown in Fig. 1(C), in the third step, after the second step, at least a part of the
第3工程におけるスラグ31の排滓率(中間排滓率)は特に限定されるものではなく、例えば、40%以上70%以下であってもよい。スラグ31の組成や生成量は第2工程における脱りん条件に応じて任意に変化し得る。The slag removal rate (intermediate slag removal rate) of the
4.第4工程
図1(D)及び(E)に示されるように、第4工程においては、第3工程の後で、転炉100内に第2フラックス22を追加したうえで脱炭を行う。第4工程においては、第2フラックス22がCaO源及びSiO2源を含むこと、及び、上記式(1)及び(2)が満たされることに特徴がある。それ以外の脱炭条件については特に限定されるものではない。
1(D) and (E), in the fourth step, after the third step, the
第2フラックス22は、第4工程における脱炭を行う前に転炉100内に投入される。第4工程においては、第2フラックス22とともに、第3工程において排滓されずに転炉100内に残ったスラグ31の一部もフラックス22xとして利用され得る。第2フラックス22の組成や量については、上記式(1)及び(2)が満たされる限り特に限定されるものではない。第2フラックス22は、CaO源及びSiO2源を含む。第4工程において、CaO源とSiO2源とは転炉100内に同時に追加されてもよいし、別々に追加されてもよい。CaO源及びSiO2源の具体例については上述した通りである。また、第2フラックス22の塩基度CaO/SiO2は3.2以上であってもよいし、4.2以下であってもよい。また、第4工程における脱りん量を一層増大させる観点から、第2フラックス22の量は、CaO換算で、8kg/ton-steel以上であってもよいし、25kg/ton-steel以下であってもよい。また、第2フラックス22の量は、SiO2換算で、0kg/ton-steel超であってもよいし、8kg/ton-steel以下であってもよい。
The
本開示の転炉精錬方法においては、上記式(1)の通り、[C2×(100-α3)/100+C4]/[S2×(100-α3)/100+S4]で定義される装入CaO/SiO2が3.0以上4.5以下であることが重要である。装入CaO/SiO2は3.2以上、3.4以上、3.6以上、3.8以上、4.0以上、4.2以上又は4.4以上であってもよい。本発明者の知見によると、装入CaO/SiO2が小さ過ぎると、CaOが不足して脱りんが進行し難くなり、最終的に得られる溶鋼12におけるP濃度を低減し難くなる。また、スラグが低塩基度化することに伴って、脱炭吹錬初期にスロッピングが生じる虞がある。一方、従来においては、脱りんを十分に進行させるためにフラックスとしてCaO源を多量に添加するのが一般的であったが、本発明者の知見によると、CaO源を多量に添加したとしても、そのすべてが脱りんに寄与するわけではない。本発明者の知見によると、転炉精錬の操業時にフラックスとしてCaO源が多量に添加されること等によって装入CaO/SiO2が4.5を超えた場合、CaOに対するSiO2の量が不足し、脱炭時にスラグが過剰に高塩基度化する。脱炭吹錬時にスラグが過剰に高塩基度化した場合、転炉内に投入したフラックスが十分に滓化せず、脱りん能の高いスラグ量を十分に確保できなくなり、脱炭吹錬後の溶鋼12中のP濃度を安定的に低下させることが困難となる虞がある。
In the converter refining method of the present disclosure, it is important that the CaO/SiO 2 charge defined by [C2×(100−α3)/100+C4]/[S2×(100−α3)/100+S4] is 3.0 or more and 4.5 or less, as shown in the above formula (1). The CaO/SiO 2 charge may be 3.2 or more, 3.4 or more, 3.6 or more, 3.8 or more, 4.0 or more, 4.2 or more, or 4.4 or more. According to the findings of the present inventors, if the CaO/SiO 2 charge is too small, the amount of CaO is insufficient, making it difficult to proceed with dephosphorization, and it becomes difficult to reduce the P concentration in the finally obtained
本開示の転炉精錬方法においては、上記式(2)の通り、C2×(100-α3)/100+C4で定義される装入CaOが30.0kg/ton-steel以下であることが重要である。言い換えれば、脱炭吹錬におけるスラグ量がCaO換算で一定以下である。装入CaOは、25.0kg/ton-steel以下、22.0kg/ton-steel以下、19.0kg/ton-steel以下又は16.0kg/ton-steel以下であってもよい。装入CaOの下限は特に限定されず、上記式(1)の関係から自ずと0kg/ton-steel超となる。装入CaOの下限は、例えば、2kg/ton-steel以上、4kg/ton-steel以上、6kg/ton-steel以上、8kg/ton-steel以上又は10kg/ton-steel以上であってもよい。本発明者の知見によると、脱炭吹錬におけるスラグ量が多過ぎると脱炭吹錬初期においてスロッピングが生じる虞がある。In the converter refining method disclosed herein, it is important that the charged CaO, defined as C2 x (100 - α3)/100 + C4, is 30.0 kg/ton-steel or less, as shown in formula (2) above. In other words, the amount of slag in the decarburization blowing is equal to or less than a certain amount, calculated as CaO. The charged CaO may be 25.0 kg/ton-steel or less, 22.0 kg/ton-steel or less, 19.0 kg/ton-steel or less, or 16.0 kg/ton-steel or less. There is no particular lower limit for the charged CaO, and it will naturally exceed 0 kg/ton-steel due to the relationship in formula (1) above. The lower limit of the charged CaO may be, for example, 2 kg/ton-steel or more, 4 kg/ton-steel or more, 6 kg/ton-steel or more, 8 kg/ton-steel or more, or 10 kg/ton-steel or more. According to the knowledge of the present inventors, if the amount of slag in the decarburization blowing is too large, slopping may occur in the early stage of the decarburization blowing.
本開示の転炉精錬方法において、S2×(100-α3)/100+S4で定義される装入SiO2は、上記式(1)及び(2)が満たされる限り、特に限定されるものではない。装入SiO2の採り得る範囲は上記式(1)及び(2)から自ずと特定される。 In the converter refining method of the present disclosure, the charged SiO2 defined by S2×(100−α3)/100+S4 is not particularly limited as long as the above formulas (1) and (2) are satisfied. The range of the charged SiO2 is automatically determined by the above formulas (1) and (2).
上記式(1)及び(2)において、C2は第1フラックス21におけるCaO換算量(kg/ton-steel)であり、C4は第2フラックス22におけるCaO換算量(kg/ton-steel)であり、S2は第1フラックス21におけるSiO2換算量(kg/ton-steel)であり、S4は第2フラックス22におけるSiO2換算量(kg/ton-steel)である。すなわち、各々のフラックスに含まれているCaをCaOに換算し、SiをSiO2に換算して、その量を特定する。尚、各々のフラックスにおけるCaO換算量やSiO2換算量は、転炉に投入する前のフラックスの組成と投入したフラックスの量とから求めることができる。或いは、排滓後のスラグに含まれる成分等に基づいてCaO換算量やSiO2換算量を特定してもよい。尚、上述したように、第1フラックス21として脱珪スラグを利用する場合、脱珪前の溶銑に含まれるケイ素の100%がSiO2に変化したものとみなして、第1フラックス21におけるSiO2換算量を特定してもよい。
In the above formulas (1) and (2), C2 is the CaO equivalent amount (kg/ton-steel) in the
上記式(1)及び(2)において、α3は第3工程における中間排滓率(%)である。中間排滓率は、転炉100内に追加したフラックスの量或いは転炉100内に存在していたフラックスの量と、転炉100から排滓されたスラグ(地金を除く)の量とから特定することができる。中間排滓率は、過去の操業等から経験的に推定されたものであってもよいし、操業時のオンライン又はオフラインでの測定値から求められたものであってもよい。特に、中間排滓率は、秤量器等により少なくとも一度は実測することが望ましい。中間排滓率を少なくとも一度実測しておくことで、その後、秤量器等の故障やトラブルにより、秤量器等の使用を中断する場合であっても、過去の実測値を用い、操業条件等から経験的に精度よく中間排滓率を推定することができる。尚、秤量器を使用する方法以外の秤量方法としては、特開2018-119195号公報に開示されているように、排出スラグの体積に基づいて排滓率を求める方法などが挙げられる。In the above formulas (1) and (2), α3 is the intermediate slag discharge rate (%) in the third step. The intermediate slag discharge rate can be determined from the amount of flux added to the
このように、第3工程における中間排滓率α3を特定することで、装入CaO/SiO2を目的の範囲内に精度よく制御することができる。すなわち、本開示の転炉精錬方法は、第3工程における中間排滓率α3を特定する工程、及び、特定された中間排滓率α3と、第1フラックスにおけるCaO換算量及びSiO2換算量とに基づいて、上記式(1)及び(2)が満たされるように、第2フラックスの追加量、第2フラックスのCaO換算量及び/又は第2フラックスのSiO2換算量を決定する工程、を備えるものであってもよい。より具体的には、例えば、第3工程の後で、第3工程におけるスラグ31の排滓量を特定する工程、特定された排滓量に基づいて、上記式(1)及び(2)の中間排滓率α3を特定する工程、特定された中間排滓率α3と、第1フラックスにおけるCaO換算量及びSiO2換算量とに基づいて、上記式(1)及び(2)が満たされるように、第2フラックスの追加量、第2フラックスのCaO換算量及び/又は第2フラックスのSiO2換算量を決定する工程、を備えるものであってもよい。例えば、排滓されたスラグの重量を測定し、ここからスラグに含まれる地金の重量を除くことで、スラグの排滓量及び中間排滓率を精度よく特定することができる。スラグに含まれる地金の重量は、過去の操業等から経験的に推定されたものであってもよいし、操業時にオンライン又はオフラインで実測されたものであってもよい。
In this way, by specifying the intermediate slag ratio α3 in the third step, the charged CaO/SiO 2 can be accurately controlled within a target range. That is, the converter refining method of the present disclosure may include a step of specifying the intermediate slag ratio α3 in the third step, and a step of determining the additional amount of the second flux, the CaO equivalent amount of the second flux, and/or the SiO 2 equivalent amount of the second flux based on the specified intermediate slag ratio α3 and the CaO equivalent amount and the SiO 2 equivalent amount of the first flux so that the above formulas (1) and (2) are satisfied. More specifically, for example, the method may include the steps of: determining the amount of
以上の通り、本開示の転炉精錬方法によれば、式(1)及び(2)が満たされることで、脱炭吹錬初期のスロッピングを防止することができる。また、脱炭時、脱りんに最低限必要なスラグ量を確保した効果的な脱りんを行うことができる。そのため、最終的に得られる溶鋼12のP濃度を低減することができる。As described above, according to the converter refining method disclosed herein, formulas (1) and (2) are satisfied, thereby making it possible to prevent slopping in the early stage of decarburization blowing. In addition, during decarburization, effective dephosphorization can be performed by ensuring the minimum amount of slag required for dephosphorization. As a result, the P concentration of the final
5.補足
本開示の転炉精錬方法においては、図1(F)に示されるように、第4工程の後で、転炉100内の溶鋼12を転炉100外に出鋼してもよい。例えば、転炉100を傾動させて、転炉100の側部の出鋼口102から溶鋼12を流出させてもよい。
5. Supplementary Note: In the converter refining method of the present disclosure, as shown in Fig. 1 (F), after the fourth step, the
また、本開示の転炉精錬方法においては、図1(F)に示されるように、第4工程の後で、第4工程で生成したスラグ32を転炉100内に残したまま出鋼を行う、第5工程を備えていてよい。そして、第5工程の後で、転炉100内のスラグ32の推定P2O5成分量と、次ヒートの鋼のP成分目標値との少なくとも一方に基づいて、転炉100内のスラグ32の全量を転炉100内に残留させる処置、又は、転炉100内のスラグ32の一部を転炉100内に残留させつつその他を排滓する処置、のいずれかを選択して実行する、第6工程を備えていてよい。この場合、第6工程の後で、転炉100内にスラグ32を残留させたまま、次ヒートの第1工程を行ってもよい。このように、脱炭後のスラグ32を転炉100内に残留させたまま、次ヒートの第1工程を行うことで、スラグ32を次ヒートのフラックスとして再利用することができる。
In addition, the converter refining method of the present disclosure may include a fifth step of tapping steel while leaving the
以下、実施例を示しつつ本開示の技術による効果等について、より詳細に説明するが、本開示の技術は以下の実施例に限定されるものではない。 Below, we will explain in more detail the effects of the technology disclosed herein while showing examples, but the technology disclosed herein is not limited to the examples below.
1.実施例1
1.1 第1工程
前ヒートの脱炭スラグが残留している300tの上底吹き転炉内に、溶鉄及びスクラップを300tになるよう装入した。
1. Example 1
1.1 First Process Molten iron and scrap were charged to a total volume of 300 tons into a 300 ton top-bottom blown converter in which decarburization slag from the previous heat remained.
下記表1に、第1工程における炉内の溶銑の温度及び組成を示す。また、下記表2に、前ヒートの脱炭スラグ残留量を示す。Table 1 below shows the temperature and composition of the molten iron in the furnace in the first process. Table 2 below shows the amount of decarburization slag remaining in the previous heat.
1.2 第2工程
第1工程の後で、CaOを含むフラックスを新たに炉内に投入し、脱りん吹錬を実施した。尚、脱りん吹錬に用いられる第1フラックスは、新たに炉内に投入されたCaOを含むフラックスと、前ヒートの脱炭スラグと、脱珪によって生じた脱珪スラグとを合わせたものに相当する。
1.2 Second step After the first step, a flux containing CaO was newly charged into the furnace, and dephosphorization blowing was performed. The first flux used in the dephosphorization blowing corresponds to a combination of the newly charged flux containing CaO, the decarburization slag of the previous heat, and the desiliconization slag generated by the desiliconization.
下記表1に、第2工程が終了した時点における溶銑温度、溶銑組成及びスラグ組成を示す。また、下記表2に、第2工程のために新たに投入したCaOの量、第2工程で用いた第1フラックスの塩基度、及び、第2工程で生成したスラグ量を示す。さらに、下記表3に、第1フラックスにおけるCaO換算量及びSiO2換算量を示す。 The following Table 1 shows the hot metal temperature, hot metal composition, and slag composition at the end of the second step. Table 2 shows the amount of CaO newly added for the second step, the basicity of the first flux used in the second step, and the amount of slag generated in the second step. Table 3 shows the CaO equivalent amount and SiO2 equivalent amount in the first flux.
1.3 第3工程
第2工程の後で、転炉を傾動することで炉内のスラグの中間排滓を行った。このとき、中間排滓量を秤量器により測定した。測定した中間排滓量から中間排滓率を特定した。具体的には、地金分を補正した秤量器により計測した秤量値を、第2工程における装入物から事前に求めておいたスラグ量で除すことによって、第3工程における中間排滓率を求めた。
1.3 Third Process After the second process, the converter was tilted to remove the intermediate slag from the furnace. At this time, the amount of intermediate slag was measured using a weighing scale. The intermediate slag removal rate was determined from the measured amount of intermediate slag. Specifically, the intermediate slag removal rate in the third process was determined by dividing the weight value measured using the weighing scale with the metal content corrected by the amount of slag previously determined from the charge in the second process.
下記表1及び3に、第3工程における中間排滓率を示す。 Tables 1 and 3 below show the intermediate slag removal rate in the third process.
1.4 第4工程
第3工程の後で、炉内に第2フラックスを投入して脱炭吹錬を実施した。ここで、下記(1)で示される装入CaO/SiO2が所定の値となるように、中間排滓率に応じてCaO源及びシリカ源の投入量を調整した。また、下記(2)で示される装入CaOが所定の値となるように、中間排滓率に応じてCaO源の投入量を調整した。
1.4 Fourth step After the third step, the second flux was charged into the furnace to perform decarburization blowing. Here, the amounts of the CaO source and the silica source charged were adjusted according to the intermediate slag fraction so that the charged CaO/ SiO2 ratio shown in (1) below was a predetermined value. Also, the amount of the CaO source charged was adjusted according to the intermediate slag fraction so that the charged CaO ratio shown in (2) below was a predetermined value.
下記表1に、第4工程が終了した時点における溶鋼温度、溶鋼組成及びスラグ組成を示す。また、下記表2に、第4工程のために新たに投入したCaOの量、SiO2の量、及び、第4工程で生成したスラグ量を示す。さらに、下記表3に、第2フラックスにおけるCaO換算量及びSiO2換算量、下記式(I)から算出された装入CaO/SiO2の値、並びに、下記式(II)から算出された装入CaOの値を示す。 The following Table 1 shows the molten steel temperature, molten steel composition, and slag composition at the time when the fourth step was completed. Table 2 shows the amount of CaO and SiO2 newly charged for the fourth step, and the amount of slag generated in the fourth step. Table 3 shows the CaO equivalent amount and SiO2 equivalent amount in the second flux, the charged CaO/ SiO2 value calculated from the following formula (I), and the charged CaO value calculated from the following formula (II).
C4:第2フラックスにおけるCaO換算量(kg/ton-steel)
S2:第1フラックスにおけるSiO2換算量(kg/ton-steel)
S4:第2フラックスにおけるSiO2換算量(kg/ton-steel)
α3:第3工程における中間排滓率(%)
C4: CaO equivalent amount in the second flux (kg/ton-steel)
S2: SiO2 equivalent amount in the first flux (kg/ton-steel)
S4: SiO2 equivalent in the second flux (kg/ton-steel)
α3: Intermediate slag removal rate (%) in the third process
2.実施例2~6、比較例1~5
表1~3に示される条件にて第1工程~第4工程を行った。
2. Examples 2 to 6 and Comparative Examples 1 to 5
Steps 1 to 4 were carried out under the conditions shown in Tables 1 to 3.
3.評価結果
下記表4に、実施例1~6、比較例1~5の各々について、式(I)に係る装入CaO/SiO2、式(II)に係る装入CaO、脱炭スラグの実際の塩基度、脱炭中に滓化しなかったCaOの量(装入CaO/SiO2と脱炭スラグの実際の塩基度との差分から特定)、脱炭初期のスロッピングの有無、最終的に得られる溶鋼中のP濃度、一連の工程を経ることで系外に排出された総スラグ量(系外排出総スラグ量)、及び、新規CaO量(第2工程及び第4工程において新規に投入したCaO量の合計)を各々示す。尚、「系外排出総スラグ量」は、第3工程での中間排滓により炉外へ排滓したスラグの重量と、第4工程終了後に炉内スラグ量を上記表2の量になるように調整した際に炉外へ排滓されたスラグの重量との積算値とした。
3. Evaluation results Table 4 below shows the charged CaO/ SiO2 according to formula (I), the charged CaO according to formula (II), the actual basicity of the decarburization slag, the amount of CaO that was not slag-formed during decarburization (specified from the difference between the charged CaO/ SiO2 and the actual basicity of the decarburization slag), the presence or absence of slopping at the beginning of decarburization, the P concentration in the finally obtained molten steel, the total amount of slag discharged outside the system through a series of steps (total amount of slag discharged outside the system), and the amount of new CaO (the sum of the amount of CaO newly charged in the second and fourth steps) for each of Examples 1 to 6 and Comparative Examples 1 to 5. The "total amount of slag discharged outside the system" is the integrated value of the weight of the slag discharged outside the furnace by intermediate slag discharge in the third step and the weight of the slag discharged outside the furnace when the amount of slag in the furnace is adjusted to the amount shown in Table 2 after the end of the fourth step.
表1~3に示される条件と、表4に示される結果とから、以下のことが分かる。
(1)実施例1及び比較例1の結果から明らかなように、系外排出総スラグ量が同程度であったとしても、装入CaO/SiO2が高く未滓化CaOが多い比較例1に比べて、装入CaO/SiO2を下げてSiO2源を適切に添加した実施例1の方が、溶鋼中のP濃度を低下させることができた。
(2)実施例2及び比較例2の結果から明らかなように、SiO2源が過剰に添加されて装入CaO/SiO2が3.0未満となった比較例2では、溶鋼中のP濃度を低下させることができなかった。一方、実施例2では実施例1に比べSiO2源の添加は多かったものの、装入CaO/SiO2が3.8程度と3.0以上であったため、溶鋼中のP濃度を下げることができた。
(3)比較例2の結果から明らかなように、装入CaO/SiO2が3.0未満となると、脱炭時のスラグが過剰に低塩基度化し、粘性が高く泡立ち易いスラグが多量に生成し、脱炭吹錬初期において転炉内からスラグが溢れるスロッピングが生じた。
(4)実施例3及び4の結果から明らかなように、装入CaO/SiO2が4.5近傍で脱炭吹錬を実施した場合、溶鋼中のP濃度を十分に低下させることができた。特に、スラグ量が多くなるようにCaO源及びSiO2源を添加した実施例4の方が、溶鋼中のP濃度を低下させることができ、極低りん鋼の溶製が可能であった。
(5)実施例3及び4並びに比較例3及び4の結果から明らかなように、実施例3及び4と同程度の中間排滓率であったものの装入CaO/SiO2が4.5を大きく超える比較例3では、CaOの未滓化分が多いこともあり、スラグが十分に生成できず、溶鋼中のP濃度を低下させることができなかった。また、比較例4は、SiO2源を添加したものの添加量が十分でなく装入CaO/SiO2が依然として4.5を超えているため、溶鋼中のP濃度を十分に下げることができなかった。
(6)比較例5の結果から明らかなように、装入CaOが30.0kg/t-steelを超えると、溶鋼中のP濃度が下がらないことに加え、脱炭吹錬初期にスロッピングが発生した。一方で、装入CaOが30.0kg/t-steel以下である実施例5では、スロッピングすることなく脱りんを良好に実施できた。
(7)実施例1~5と実施例6との比較から、第1フラックスとして前ヒートの脱炭スラグを用いた場合でも、用いない場合でも、同様の効果が奏されることが分かる。
From the conditions shown in Tables 1 to 3 and the results shown in Table 4, the following can be seen.
(1) As is clear from the results of Example 1 and Comparative Example 1, even if the total amount of slag discharged from the system was about the same, Example 1, in which the charged CaO/ SiO2 was reduced and the SiO2 source was appropriately added, was able to reduce the P concentration in molten steel, compared to Comparative Example 1, in which the charged CaO/ SiO2 was high and the undissolved CaO was large.
(2) As is clear from the results of Example 2 and Comparative Example 2, in Comparative Example 2 in which the SiO2 source was excessively added and the charged CaO/ SiO2 was less than 3.0, the P concentration in the molten steel could not be reduced. On the other hand, in Example 2, although the amount of added SiO2 source was greater than that in Example 1, the charged CaO/ SiO2 was about 3.8, which was 3.0 or more, and therefore the P concentration in the molten steel could be reduced.
(3) As is clear from the results of Comparative Example 2, when the charged CaO/ SiO2 was less than 3.0, the basicity of the slag during decarburization became excessively low, and a large amount of slag that was highly viscous and prone to foaming was generated, resulting in slopping, in which the slag overflowed from the converter, at the initial stage of decarburization blowing.
(4) As is clear from the results of Examples 3 and 4, when decarburization blowing was performed with the charged CaO/ SiO2 ratio in the vicinity of 4.5, the P concentration in the molten steel could be sufficiently reduced. In particular, Example 4, in which the CaO source and the SiO2 source were added so as to increase the amount of slag, was able to reduce the P concentration in the molten steel more effectively, and it was possible to produce ultra-low phosphorus steel.
(5) As is clear from the results of Examples 3 and 4 and Comparative Examples 3 and 4, in Comparative Example 3, in which the intermediate slag removal rate was similar to that of Examples 3 and 4 but the charged CaO/ SiO2 ratio was significantly greater than 4.5, the amount of unreacted CaO was large, so that slag could not be generated sufficiently and the P concentration in the molten steel could not be reduced. In Comparative Example 4, although a SiO2 source was added, the amount added was insufficient and the charged CaO/ SiO2 ratio still exceeded 4.5, so that the P concentration in the molten steel could not be reduced sufficiently.
(6) As is clear from the results of Comparative Example 5, when the charged CaO exceeded 30.0 kg/t-steel, the P concentration in the molten steel did not decrease, and slopping occurred at the early stage of decarburization blowing. On the other hand, in Example 5, in which the charged CaO was 30.0 kg/t-steel or less, dephosphorization could be carried out satisfactorily without slopping.
(7) From a comparison between Examples 1 to 5 and Example 6, it can be seen that the same effect is achieved whether or not the decarburization slag of the previous heat is used as the first flux.
以上の通り、実施例1~6に係る転炉精錬方法は、脱炭吹錬初期におけるスロッピングを抑制し易く、脱炭吹錬後の溶鋼中のPを安定的に低下させることができることが分かった。As described above, it was found that the converter refining methods of Examples 1 to 6 can easily suppress slopping in the early stages of decarburization blowing and can stably reduce the P in molten steel after decarburization blowing.
10 溶銑
11 脱りん溶銑
12 溶鋼
21 第1フラックス
22 第2フラックス
31 スラグ
32 スラグ
100 転炉
10
Claims (3)
前記第1工程の後で、前記転炉内の前記溶銑に対して、第1フラックスを用いつつ溶銑脱りんを行う、第2工程、
前記第2工程の後で、前記転炉内のスラグの少なくとも一部を前記転炉外に排滓する、第3工程、
前記第3工程の後で、前記転炉内に第2フラックスを追加したうえで脱炭を行う、第4工程、
を備え、
前記第3工程における中間排滓率が、秤量器により、又は、排出スラグの体積に基づいて、少なくとも一度実測され、
前記第2フラックスがCaO源とSiO2源とを含み、
下記式(1)及び(2)が満たされる、
転炉精錬方法。
C4:前記第2フラックスにおけるCaO換算量(kg/ton-steel)
S2:前記第1フラックスにおけるSiO2換算量(kg/ton-steel)
S4:前記第2フラックスにおけるSiO2換算量(kg/ton-steel)
α3:前記第3工程における中間排滓率(%) A first step of charging molten iron into a converter;
a second step of dephosphorizing the molten iron in the converter using a first flux after the first step;
A third step of discharging at least a portion of the slag in the converter to the outside of the converter after the second step;
a fourth step of adding a second flux into the converter after the third step and then carrying out decarburization;
Equipped with
The intermediate slag discharge rate in the third step is measured at least once by a weighing device or based on the volume of the discharged slag;
The second flux includes a CaO source and a SiO2 source;
The following formulas (1) and (2) are satisfied:
Converter refining method.
C4: CaO equivalent amount in the second flux (kg/ton-steel)
S2: SiO2 equivalent amount in the first flux (kg/ton-steel)
S4: SiO2 equivalent amount in the second flux (kg/ton-steel)
α3: Intermediate slag removal rate (%) in the third step
請求項1に記載の転炉精錬方法。The converter refining method according to claim 1.
前記第5工程の後で、前記転炉内の前記スラグの推定P2O5成分量と、次ヒートの鋼のP成分目標値との少なくとも一方に基づいて、前記転炉内の前記スラグの全量を前記転炉内に残留させる処置、又は、前記転炉内の前記スラグの一部を前記転炉内に残留させつつその他を排滓する処置、のいずれかを選択して実行する、第6工程、
を備え、
前記第6工程の後で、前記転炉内に前記スラグを残留させたまま、次ヒートの第1工程を行う、
請求項1又は2に記載の転炉精錬方法。 A fifth step, which is performed after the fourth step, while leaving the slag generated in the fourth step in the converter, and
A sixth step, after the fifth step, based on at least one of an estimated P2O5 content of the slag in the converter and a target value of the P content of the steel of the next heat, is selected and executed to either leave the entire amount of the slag in the converter in the converter or leave a part of the slag in the converter in the converter while discharging the rest;
Equipped with
After the sixth step, the first step of the next heat is carried out while the slag remains in the converter.
The converter refining method according to claim 1 or 2 .
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JP2021005201 | 2021-01-15 | ||
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