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WO2013108810A1 - 溶銑の予備処理方法 - Google Patents

溶銑の予備処理方法 Download PDF

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WO2013108810A1
WO2013108810A1 PCT/JP2013/050742 JP2013050742W WO2013108810A1 WO 2013108810 A1 WO2013108810 A1 WO 2013108810A1 JP 2013050742 W JP2013050742 W JP 2013050742W WO 2013108810 A1 WO2013108810 A1 WO 2013108810A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
hot metal
slag
treatment
desiliconization
dephosphorization
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Ceased
Application number
PCT/JP2013/050742
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
陽三 岩城
鎮彦 池野
厚知郎 江嶋
石井　健司
錦織　正規
裕法 福島
菊池　直樹
鈴木　紀彦
田中　高太郎
山本　和人
川畑　涼
直敬 佐々木
泰志 小笠原
太 小笠原
内田　祐一
政臣 妹尾
田野　学
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
JFE Steel Corp
Original Assignee
JFE Steel Corp
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by JFE Steel Corp filed Critical JFE Steel Corp
Priority to EP13738555.5A priority Critical patent/EP2806039B1/en
Priority to CN201380005806.3A priority patent/CN104053794B/zh
Priority to BR112014017695-7A priority patent/BR112014017695B1/pt
Priority to KR1020147019131A priority patent/KR101648652B1/ko
Priority to US14/371,359 priority patent/US9920390B2/en
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    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C1/00—Refining of pig-iron; Cast iron
    • C21C1/02—Dephosphorising or desulfurising
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C1/00—Refining of pig-iron; Cast iron
    • C21C1/04—Removing impurities other than carbon, phosphorus or sulfur
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C1/00—Refining of pig-iron; Cast iron
    • C21C1/02—Dephosphorising or desulfurising
    • C21C1/025—Agents used for dephosphorising or desulfurising
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
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    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C5/00—Manufacture of carbon-steel, e.g. plain mild steel, medium carbon steel or cast steel or stainless steel
    • C21C5/28—Manufacture of steel in the converter
    • C21C5/30—Regulating or controlling the blowing
    • C21C5/35—Blowing from above and through the bath
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C5/00—Manufacture of carbon-steel, e.g. plain mild steel, medium carbon steel or cast steel or stainless steel
    • C21C5/28—Manufacture of steel in the converter
    • C21C5/36—Processes yielding slags of special composition
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C7/00—Treating molten ferrous alloys, e.g. steel, not covered by groups C21C1/00 - C21C5/00
    • C21C7/04—Removing impurities by adding a treating agent
    • C21C7/076—Use of slags or fluxes as treating agents
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C2300/00—Process aspects
    • C21C2300/08—Particular sequence of the process steps
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
    • Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
    • Y02P10/00—Technologies related to metal processing
    • Y02P10/20—Recycling

Definitions

  • the present invention relates to a hot metal pretreatment method, and more particularly to a method of performing both desiliconization treatment and dephosphorization treatment in one (the same) converter type vessel.
  • the hot metal prior to decarburizing and refining the hot metal in the converter, the hot metal is generally subjected to a hot metal pretreatment for removing silicon and phosphorus in the hot metal in advance.
  • the hot metal preliminary treatment is carried out for the purpose of reducing the amount of flux used for refining, increasing the purity of molten steel, improving manganese yield by preventing overoxidation during converter operation, and reducing the amount of refining slag.
  • Various methods including process processing have been proposed.
  • refining slag is generated during the hot metal preliminary treatment.
  • this refining slag is used for various purposes, it is required to prevent elution of fluorine or the like depending on the use. Therefore, conventionally, a method of performing hot metal pretreatment without using fluorite (CaF 2 ), which is a fluorine source used for the purpose of increasing the dephosphorization reaction efficiency, has been studied.
  • fluorite CaF 2
  • there has also been a demand for steel industry to reduce greenhouse gas emissions. For this reason, a refining method for reducing the usage rate of blast furnace hot metal, which requires a large amount of energy to reduce iron oxide, while increasing the usage rate of a cold iron source such as iron scrap has been studied. Under such a background, it can be seen that the hot metal preliminary treatment in recent years tends to increase the usage ratio of the cold iron source while improving the refining method.
  • a refining agent such as quick lime
  • a solid oxygen source such as gaseous oxygen and iron oxide
  • a method of removing silicon and phosphorus in the hot metal into the slag there is a method of removing silicon and phosphorus in the hot metal into the slag.
  • a transport container such as a torpedo car or a blast furnace pan or a converter type container (smelting furnace) is used.
  • a converter type with a large furnace volume is used. It is advantageous to use a container.
  • Patent Document 1 in a refining method for a converter in which a converter is used for desiliconization treatment and dephosphorization treatment, intermediate desulfurization is performed after desiliconization treatment in the converter, and then dephosphorization treatment is continued.
  • a method of performing is disclosed. This method proposes a method of controlling the slag composition to suppress the dephosphorization after desiliconization and facilitate the subsequent dephosphorization treatment.
  • Patent Document 2 discloses a hot metal preparatory process in which a desiliconization process is performed using a converter-type reaction vessel, and after hot water discharge and discharge, the desiliconized hot metal is returned to the reaction vessel again to perform a dephosphorization process.
  • a processing method is disclosed.
  • the silicon concentration in the hot metal after desiliconization treatment, the basicity of slag, and the iron oxide concentration are optimized, so that dephosphorization can be efficiently carried out without using fluorite, and desiliconization. This is a method of melting scrap during processing and / or dephosphorization processing.
  • Patent Document 3 discloses that 40-60 mass% of slag after dephosphorization of a precharge is obtained in a pretreatment method in which hot metal desiliconization and dephosphorization are continuously performed using a converter type vessel. A method is disclosed in which the amount of slag generated is reduced by remaining in a container and using it for desiliconization and dephosphorization.
  • the slag basicity after desiliconization treatment is set to 0.9 to 1.1, and T.I.
  • the slag composition is controlled so that Fe is about 15 to 20% by mass to suppress the recovery after desiliconization.
  • T.sub. When Fe becomes 15 mass% or less, there is a problem that the phosphorus is recovered and the phosphorus concentration of the molten metal is increased.
  • Patent Document 2 the method disclosed in Patent Document 2 is such that after desiliconization treatment, hot metal hot water and waste metal are discharged from the converter type vessel, and then the desiliconized hot metal is returned to the vessel and dephosphorization treatment is performed again.
  • This is advantageous for reducing the phosphorus concentration in the hot metal.
  • tapping and hot metal charging are repeated, there is a problem that productivity is remarkably inferior when one (same) converter type vessel is used.
  • two converter-type containers can be used, but in this case, there are problems that a lot of equipment costs are required and heat loss due to heat dissipated from the furnace body increases.
  • Patent Document 3 desiliconization and dephosphorization are continuously performed in one converter-type vessel, and only 40 to 60 mass% of the slag is discharged after dephosphorization, and the remainder is desiliconized for the next charge.
  • a pretreatment method for reducing the amount of solvent used and the amount of slag generated by using it for dephosphorization is proposed, and a reduction in heat loss is expected.
  • this reference 3 does not show a preferable range of slag composition and processing temperature in the desiliconization process and the dephosphorization process.
  • a large amount of lime-based solvent is required to adjust the slag basicity when melting low phosphorus. Become.
  • the main object of the present invention is to propose a method for efficiently performing desiliconization and dephosphorization of hot metal with a small amount of a solvent used.
  • Another object of the present invention is to provide a hot metal pretreatment method that can suppress the melting cost of low phosphorous iron, increase the amount of scrap used, and reduce the loss of metal in the slag. There is to do.
  • the inventors of the present invention are able to efficiently reduce the phosphorus concentration even when the amount of the solvent used is suppressed in the desiliconization, dephosphorization, and decarburization processes, and sufficiently secure a heat source for scrap melting.
  • various methods for improving the iron yield were examined.
  • the present inventors have found that the above object can be realized, and have arrived at the hot metal pretreatment method according to the present invention.
  • the hot metal discharged from the blast furnace is charged into the converter-type vessel to perform desiliconization treatment.
  • intermediate waste treatment is performed to leave a part of the slag after hot metal and desiliconization treatment in the container, and subsequently, lime is added to the hot metal and slag after desiliconization left in the container.
  • the slag has a basicity of 1.2 or more in the slag after dephosphorization treatment.
  • the basicity of the slag after dephosphorization should be 3.0 or less
  • the slag after the dephosphorization process leaves 60 mass% or more of the amount generated during the dephosphorization process in the container.
  • the slag basicity during the desiliconization treatment is 0.8 or more and 1.5 or less
  • the slag after desiliconization treatment has a slag basicity of 0.8 or more and 1.5 or less.
  • Fe is made 5 mass% or more and 25 mass% or less, (5) Inserting a cold iron source during desiliconization treatment, (6) In the desiliconization process, in addition to the hot metal discharged from the blast furnace in the converter type vessel, a cold iron source is charged and oxygen blown, and the hot metal temperature at the end of the process is set to 1260 ° C. or higher and 1350 ° C.
  • the dephosphorization treatment is to inject a refining agent containing at least one component of powdered lime, calcium carbonate, and iron oxide toward the molten metal from an upper blowing lance. Is a preferred solution.
  • the lime content in the slag after dephosphorization can be used as a lime source in the desiliconization treatment of the next charge. Since it is possible to suppress the recovery, it is possible to reduce the amount of lime-based medium solvent used throughout the hot metal pretreatment process.
  • the intermediate waste after the desiliconization treatment is carried out and the dephosphorization treatment is subsequently carried out in the same vessel. Therefore, the heat radiation equivalent due to the transfer of the refining vessel can be used as a heat source for melting the cold iron source.
  • the endothermic component is used as heat for melting the cold iron source. be able to. As a result, the amount of cold iron source (scrap) used can be increased, and the loss of metal can be reduced.
  • a converter type refining furnace 1 capable of blowing the upper bottom as shown in FIG. 1 is used.
  • top blowing is performed by blowing oxygen gas 12 toward the hot metal 9 from the tip of a top blowing lance 2 that can be raised and lowered.
  • industrial oxygen is used as the oxygen gas 12.
  • the bottom blowing is performed using a bottom blowing tuyere 3 provided at the bottom of the refining furnace 1.
  • a gas containing oxygen gas or an inert gas such as Ar gas or nitrogen gas is generally used.
  • the stirring of the hot metal 9 is strengthened to dissolve the cold iron source. It may be a gas having a function of promoting the heat treatment, and further a gas having a function of blowing a solvent in the molten iron together with the carrier gas.
  • symbol 4 in a figure is the tap for pouring the hot metal 9 after refining.
  • two or more converter-type smelting furnaces 1 are used for hot metal refining, and at least one of these converter-type smelting furnaces 1 is used for the hot metal pretreatment according to the present invention, and the remaining 1
  • the base is used for decarburization refining of hot metal that has been subjected to hot metal pretreatment by application of the method of the present invention.
  • the pretreatment is performed in the converter type refining furnace 1 for hot metal pretreatment, and the preheated hot metal is transferred to the converter type refining furnace for decarburization and refining. Is preferred.
  • the hot metal preliminary treatment method using the converter type refining furnace 1 includes (A) hot metal charging, (B) desiliconization treatment, (C) intermediate waste, ( D) Dephosphorization treatment and (E) tapping are performed in this order. In particular, by repeatedly performing these steps in the same furnace, efficient hot metal pretreatment can be performed.
  • the hot metal charging step (A) will be described.
  • the slag 17 after completion of the dephosphorization process (hereinafter simply referred to as “post-dephosphorization slag”) 17 generated in the previous hot metal preliminary process remains in the converter-type refining furnace 1.
  • a new hot metal 9 is charged from the charging pan 14, or the hot metal 9 is charged after the cold iron source 11 such as iron scrap is charged before the hot metal charging.
  • iron scrap such as direct reduced iron or cold iron may be used as a main component in addition to iron scrap stipulated in the “Iron Scrap Inspection Standard” of the Japan Iron Source Association. .
  • the slag 17 after the previous dephosphorization treatment that is left in the smelting furnace 1 in preparation for the next refining is used for the purpose of adjusting the slag basicity during the subsequent desiliconization treatment.
  • the basicity (mass% CaO / mass% SiO 2 ) (hereinafter simply referred to as “basicity”) of the slag after the dephosphorization treatment is 1.2 or more, preferably 1.4 or more.
  • the basicity of the slag 17 after the dephosphorization treatment at the end of the previous dephosphorization treatment is less than 1.2, even if this slag remains, it is insufficient for adjusting the basicity in the desiliconization treatment, This is because it is necessary to add a large amount of lime-based medium.
  • the basicity of the slag in the normal hot metal dephosphorization treatment is about 3.0 or less, so it is necessary to further increase the basicity. Absent.
  • the amount of slag 17 after the previous dephosphorization treatment to be left in the furnace is 30 mass% or more of the slag amount generated during the previous dephosphorization treatment of hot metal in order to effectively adjust the basicity. Is necessary, and it is more preferable to set it to 60 mass% or more.
  • the total amount of slag remaining in the furnace after dephosphorization is used for desiliconization of new hot metal, it is more effective for adjusting the basicity in the desiliconization process.
  • the hot metal pretreatment slag discharged becomes homogeneous only with the slag after desiliconization treatment, and slag is not mixed after the dephosphorization treatment with high basicity. There is no problem of expansion of slag or elution of alkali due to the reaction. Therefore, the method of the present invention is extremely effective for increasing the use of slag.
  • the slag after the dephosphorization treatment has a relatively high basicity and a relatively low temperature (about 1350 ° C. or less), so that the fluidity is small. Therefore, even if a cold iron source is charged on the slag after the dephosphorization treatment, the cold iron source is not caught in the slag and the dissolution is not delayed, so that the so-called decarburized slag remains in the furnace. Thus, an inefficient operation in terms of heat balance and mass balance, such as adding a large amount of coolant and solidifying, becomes unnecessary.
  • this slag after dephosphorization is rich in solid phase due to the above characteristics and has low fluidity, it contains a large amount of fine metallic iron in the structure, and even after slag is pulverized and magnetically separated. It contains about 10 mass% or more of metallic iron. Conventionally, this slag was discharged out of the system, but according to the present invention, after this dephosphorization treatment, the slag can be carried over to the next charge, so most of the metallic iron in the slag after this dephosphorization treatment can be carried out. There is also an effect of reducing iron loss by collecting it in the hot metal.
  • post-desiliconization slag the slag at the end of the desiliconization treatment
  • the metallic iron in the slag is likely to be coarse. Accordingly, such slag has a small amount of metallic iron that remains in the slag without being recovered after the slag crushing and magnetic separation processes. Therefore, in the method of the present invention, iron loss into the slag can be reduced throughout the hot metal pretreatment.
  • This step (B) is a process in which the converter type refining furnace 1 is made upright, oxygen gas 12 is supplied to the hot metal 9 through the top blowing lance 2 and desiliconization is performed.
  • the silicon source 15 accommodated in the hopper 5 and the lime-based medium 16 accommodated in the hopper 7 are charged into the converter type refining furnace 1 through the chute 6 and the chute 8, respectively.
  • a carbon material serving as a heat source, a silicon source, or iron oxide serving as an oxygen source is similarly charged.
  • an oxygen source for the desiliconization treatment it is preferable to use only oxygen gas 12 without using iron oxide having a large endotherm from the viewpoint of dissolving a large amount of cold iron source 11.
  • silicon contained in the molten iron 9 or silicon contained in the silicon source 15 and the cold iron source 11 and transferred to the molten iron by dissolution reacts with the oxygen source (Si + O 2 ⁇ SiO 2 ). Desiliconization helps increase the reaction efficiency in the subsequent dephosphorization treatment. Oxidation heat is generated during the desiliconization reaction, and the hot metal temperature is increased by the oxidation heat, and the dissolution of the cold iron source 11 in the hot metal is promoted.
  • the composition of the slag in this desiliconization treatment stage takes into account the amount of slag 17 after the previous dephosphorization process previously left in the furnace, the estimated value of the composition, and the amount of silicon dioxide produced by the above reaction. And decide.
  • the basicity of the slag during the desiliconization treatment is preferably adjusted to 0.8 or more and 1.5 or less.
  • the reason for this is that when the slag basicity during the desiliconization treatment is less than 0.8, as shown in FIG. Because it is seen.
  • FIG. 4 shows three patterns in which the Si content in the hot metal is 0.45 mass%, 0.46 mass%, and 0.55 mass%.
  • the phosphorus concentration before and after the desiliconization treatment in each pattern is shown in Table 3. As can be seen from Examples 10 to 12, when the Si content in the hot metal is 0.45 mass%, it is 0.121 mass% to 0.100 mass%, and when the Si content in the hot metal is 0.46 mass%, it is 0.122 mass% to 0.105 mass%.
  • % Dephosphorized % Dephosphorized.
  • Si content in the hot metal was 0.55 mass%, the amount was changed from 0.120 mass% to 0.145 mass%. That is, since the basicity during the desiliconization treatment was less than 0.8, the phosphorus concentration after the desiliconization was increased, causing the recovery.
  • the slag basicity is larger than 1.5, the solid phase ratio increases due to the increase in undenitrated CaO, so that the fluidity of the slag 17 is deteriorated after the dephosphorization treatment, and this slag cannot be discharged. Cases arise.
  • the upper limit of preferable slag basicity is about 1.2.
  • the in-furnace calculated basicity (C / S) during the desiliconization treatment shown in FIG. 4 is a calculated value calculated based on the following formula (1).
  • This equation (1) is obtained by adding the amount of CaO contained in the residual dephosphorization slag in the furnace and the numerical value obtained by adding CaO generated up to the time T [s] by the charge to the amount of SiO 2 in the residual dephosphorization slag.
  • the basicity (CaO / SiO 2 ) is obtained from the numerical value obtained by adding the amount of SiO 2 generated up to time T [s] by the charge.
  • the amount of SiO 2 is a numerical value obtained by adding the rate of acid delivery ⁇ (SiO 2 molecular weight) / (Si atomic weight) / (theoretical Si amount combusted with oxygen 1 Nm 3 ) ⁇ de-Si oxygen efficiency up to time T.
  • the above-mentioned CaO% a is calculated from the CaO content in quicklime, calcium carbonate and recycled slag. Further, in a refining furnace such as a converter-type refining furnace, the hot metal and molten steel in the furnace are subjected to batch refining, and this single unit refining is called “charge”.
  • the basicity of the slag at the end of the desiliconization process is adjusted to be 0.5 or more and 1.5 or less. If the basicity of the slag at this stage (post-silicon removal slag) is less than 0.5, the phosphorus concentration in the hot metal is increased by re-phosphorusing from the slag 17 after the previous dephosphorization process left in the furnace, This is because the dephosphorization load in the subsequent process becomes large and is not efficient. Therefore, the basicity of the slag after the desiliconization treatment at the end of the desiliconization treatment is 0.5 or more, preferably 0.8 or more.
  • the slag basicity at this stage is 1.5 or less, preferably 1.2 or less.
  • steelmaking slag selected from decarburized slag, dephosphorized slag, ladle slag, and the like is used as a medium material in addition to lime-based medium materials such as quick lime, limestone, and dolomite.
  • the hot metal temperature at the end of the desiliconization treatment is adjusted to 1240 ° C. or higher and 1400 ° C. or lower, preferably 1260 ° C. or higher and 1350 ° C. or lower.
  • the temperature is higher than 1400 ° C., dephosphorization is caused from the dephosphorization slag left in the furnace and the phosphorus concentration in the hot metal is increased, so that the dephosphorization load in the subsequent process becomes large and is not efficient. In other words, it is necessary to increase the concentration of magnesia in the slag in order to prevent the lining magnesia carbon bricks from being worn, resulting in high costs.
  • the hot metal temperature at this stage needs to be controlled in order to efficiently perform the dephosphorization in the next dephosphorization step.
  • the hot metal temperature at the end of the desiliconization treatment is 1350 ° C. or less, the coolant such as iron ore added for temperature adjustment in the dephosphorization treatment can be significantly reduced.
  • the cold iron source that can be charged from the furnace during processing is expensive, sized, or limited in quantity such as bullion generated in the steelworks.
  • the cold iron source may not be charged from the top of the furnace due to the limitation on the number of types of secondary materials that can be used in the furnace charging device.
  • the coolant conventionally used in the dephosphorization process is limited to iron oxide such as iron ore, and it is normal that an inexpensive cold iron source such as scrap cannot be fully utilized.
  • the hot metal temperature after the desiliconization treatment can be reduced to 1350 ° C. or less.
  • the amount of iron oxide used in the dephosphorization process can be greatly reduced.
  • the hot metal temperature after a desiliconization process may use the measured value by a thermocouple etc., and may use the estimated value from a heat balance.
  • the estimation method from the heat balance can be estimated based on the following formula (2), but is not necessarily limited to this. This is because the coefficient is adjusted in accordance with individual apparatus conditions and operation conditions, and variables are added or deleted for application.
  • the measured value tends to be slightly higher than the estimated value, but it may be an error level.
  • T Hot metal temperature after desiliconization (° C)
  • T i Hot metal temperature (° C)
  • X p Hot metal unit (kg / t) (Same as below per 1 ton total of hot metal weight and cold iron source weight)
  • X s Cold iron source unit (kg / t)
  • X Si Silicon basic unit to be an oxide (kg / t) (total of hot metal, cold iron source and additives)
  • X C Carbon basic unit in additive (kg / t)
  • X ore Iron oxide basic unit (kg / t)
  • O2 Gaseous oxygen basic unit (Nm 3 / t)
  • X f Solvent base unit (kg / t)
  • W Converter molten iron capacity (t)
  • X t Time (min) from the previous charge tapping until the desiliconization process is completed
  • silicon as an oxide is the total of those contained in the hot metal, cold iron source and additives.
  • silicon concentration in the hot metal a rapid analysis value of a sample collected from the hot metal before charging every charge is used.
  • the silicon concentration in various cold iron sources for example, the analysis value of a representative sample for each lot is used, but cold iron is often stable at the same concentration as hot metal.
  • the silicon concentration in scrap varies depending on the source, but on average it is stable at a concentration of about 1/10 or less of pig iron, so this may be used as a representative value or ignored. There is no problem.
  • silicon that is not an oxide as silicon that becomes the oxide (silicon that exists in an oxidizable form).
  • This refers to iron silicide, metal silicon, silicon carbide, silicon nitride or other silicides, but typical additives include briquettes containing about 60 mass% of silicon carbide in addition to ferrosilicon. And the like (hereinafter referred to as silicon carbide briquettes).
  • carbon in carbonized materials such as silicon carbide as well as carbonaceous materials such as coke or earthy graphite is used as this carbon.
  • auxiliary materials such as quick lime, light-burned dolomite, and magnesia clinker are used as the solvent material.
  • slag such as dephosphorization slag, decarburization slag and ladle slag can be used as a source of calcium oxide or magnesium oxide.
  • calcium or magnesium carbonates or hydroxides may be used, but these have a large endotherm, so when used in large quantities, distinguish them from other solvent materials. It is desirable to modify the above equation (2).
  • the total weight (t) of the cold iron source and hot metal is preferably in a range where the Y value calculated based on the following equation (3) is 230 or more and 270 or less.
  • the cold iron source unit is adjusted as described above.
  • an appropriate amount of silicon having a large calorific value may be used as a heat source.
  • the total amount of non-oxide silicon added at the time of charging or desiliconization treatment is in the range of 2 to 10 kg / t, more preferably 4 to 8 kg / t, based on the total weight of the hot metal and cold iron source to be charged. It is preferable to set it as the range.
  • the silicon amount is added to exceed 10 kg / t, the amount of silicic acid produced in the desiliconization process becomes excessive, and the desiliconization process is carried out with the slag remaining in the furnace after the dephosphorization process of the precharge.
  • the amount of silicon is less than 2 kg / t, the amount of heat generated by the oxidation reaction of silicon is so small that it is not effective for melting the cold iron source.
  • the amount of silicic acid is reduced during the desiliconization treatment stage and a large amount of slag is left in the furnace after dephosphorization treatment with a high basicity, the basicity after the desiliconization treatment increases, and the subsequent waste This is not preferable because it is necessary to adjust the basicity by adding a wasteful silicic acid source both thermally and as a resource.
  • the amount of silicon is 4 to 8 kg / t, it can be said to be a preferable range in terms of adjusting the basicity after the desiliconization treatment and securing a heat source for dissolving the cold iron source.
  • ferrosilicon can be used, but it is preferable to use a cheaper silicon carbide briquette mainly composed of silicon carbide or a waste refractory mainly composed of silicon carbide. Note that it is not necessary to use only this silicon source as a heat source, and other heat sources such as carbon materials may be used in combination as long as productivity does not decrease. It is desirable to add the carbonaceous material by predicting the amount of decarburization so that the carbon concentration in the hot metal at the end of the desiliconization treatment is 3.3 mass% or more.
  • the hot metal temperature after the desiliconization process is controlled to an appropriate range and silicon is used as a heat source, so the total weight of the hot metal and the cold iron source ( Even if a large amount of cold iron source of 100 to 250 kg / t per t) is used, melting of the cold iron source and refining of the hot metal can be performed efficiently without causing a decrease in productivity and an increase in refining costs. it can.
  • the cold iron source unit is 250 kg / t or more, there is a problem that a further heat source is required, resulting in an increase in cost, and a long blowing time, resulting in a decrease in productivity. Further, it is not efficient to further increase the amount of use due to restrictions on the charging equipment of the cold iron source.
  • the slag is appropriately formed in the converter refining furnace 1.
  • it is effective to increase the generation rate of CO gas generated by the reaction between carbon in the hot metal and iron oxide in the slag. Therefore, in order to obtain a stable rejection rate in the next exhausting step, it is preferable to supply oxygen in a stoichiometric amount or more necessary for oxidizing the silicon in the hot metal and the added silicon source.
  • the amount stoichiometrically required for desiliconization to 2 Nm 3 / t or more, preferably preferably set to an amount obtained by adding the above 4 Nm 3 / t is there.
  • such an acid feeding is performed, and the silicon concentration in the hot metal at the end of the desiliconization treatment is 0.2 mass% or less, preferably 0.1 mass% or less, more preferably 0.05 mass% or less. This makes it possible to maintain the forming state even when exhausting after the silicon removal treatment, to maintain good exhaustability, and to suppress dephosphorization from the slag to the molten iron.
  • the oxygen blowing for desiliconization treatment has a top blowing acid rate of 1 to 2 Nm 3 / min ⁇ t and a bottom blowing gas blowing rate of 0.02 to 0.2 Nm 3 / min. -It has been confirmed that the above-mentioned effect can be obtained at about t.
  • the control of the silicon concentration is combined with the control of the slag basicity and the control of the hot metal temperature, thereby performing the desiliconization process of the hot metal while leaving the entire amount of slag in the furnace after the dephosphorization process in the previous process.
  • the lime content in the slag after the dephosphorization treatment can be effectively utilized without causing rephosphorization.
  • the phosphoric acid concentration in the slag can be increased. This also promotes slag forming.
  • phosphoric acid in the slag has the effect of lowering the surface tension of the slag, and promotes the reaction with the hot metal and the dispersion of fine bubbles, so that a relatively low iron oxide concentration such that (T.Fe) is about 10 mass%.
  • a relatively low iron oxide concentration such that (T.Fe) is about 10 mass%.
  • a low basicity desiliconization-treated slag containing a large amount of SiO 2 generated during the desiliconization treatment is provided by providing a waste removal step after the above-described desiliconization treatment step.
  • the intermediate waste discharged from the converter type refining furnace 1 is processed.
  • the intermediate waste of the slag 10 after the desiliconization treatment is effective for reducing the amount of lime-based solvent used for adjusting the slag basicity to an appropriate value in the dephosphorization treatment of the next step.
  • the concentration of phosphoric acid in the desiliconized slag becomes higher than before.
  • the amount of phosphoric acid in the furnace slag in the next dephosphorization treatment step becomes excessive and the dephosphorization effect is lowered, which is important in preventing this.
  • a characteristic of the hot metal pretreatment method according to the present invention is that the slag is not sufficiently discharged after the desiliconization treatment when the above-described steps (A) to (E) are repeated and continuously carried out. Care must be taken because phosphoric acid accumulates in the furnace. If the amount of phosphoric acid in the furnace slag increases too much in the dephosphorization stage, the dephosphorization reaction efficiency decreases due to an increase in the phosphoric acid concentration in the slag, and the phosphorus concentration in the hot metal after the treatment increases, This is because the amount of lime-based medium necessary for the reaction increases.
  • the hot metal temperature at the end of the desiliconization process is 1240 so that the basicity of the slag after desiliconization is in the range of 0.5 to 1.5.
  • the slag fluidity and gas hold-up can be ensured by further optimizing the oxygen intensity so that the temperature is 1400 ° C. or higher and 1400 ° C. or lower.
  • the furnace body is tilted after the completion, only a slag is allowed to flow out of the furnace port, so that a good removal rate can be achieved.
  • the tilt angle of the furnace body is adjusted so that the molten iron does not flow out, the slag flows out to a certain extent, but the volume ratio of the forming slag is about 1/10.
  • the amount of slag remaining in the furnace can be controlled to be lower.
  • the slag removal rate is reduced, and therefore it is preferable that the time from the end of the desiliconization process to the start of the tilting of the furnace body for the removal is preferably within 4 minutes. .
  • the basicity of the slag after the desiliconization process required in this evacuation step is less than 0.5, and the viscosity of the slag becomes high, and a satisfactory evacuation rate cannot be ensured.
  • the basicity of the slag after the desiliconization process exceeds 1.5, solid phase slag is generated, the fluidity of the slag is lowered, and the rejection rate is lowered.
  • (T.Fe) in the desiliconized slag at the stage of the exhausting process that is, slag is generated by fine CO bubbles generated by the reaction between iron oxide and molten iron or granular iron containing carbon suspended in the slag. Forming proceeds.
  • (T.Fe) concentration range when separately confirmed, if (T.Fe) ⁇ 5 mass%, slag forming is insufficient, so the driving force when slag is discharged by tilting the converter However, it was difficult to discharge sufficiently.
  • the cold iron source intensity is adjusted according to the initial conditions of the hot metal used, and at least one of the heat source addition amount and oxygen intensity of silicon carbide, ferrosilicon, etc. By setting the hot metal temperature to 1260 ° C or higher, the slag temperature also becomes 1260 ° C or higher.
  • an appropriate amount of the slag after the desiliconization process having a suitable composition and temperature is left in the furnace. It is also effective to promote hatching using silicon dioxide or iron oxide in the slag.
  • the tilt angle of the furnace body is adjusted while maintaining the preferable desiliconization slag rejection rate of 40% or more, preferably 60% or more, to 4 to 20 kg / It is preferable to discharge so that slag remains in the furnace after the desiliconization treatment of t.
  • the dephosphorization reaction can be efficiently promoted without using iron oxide in the dephosphorization treatment stage, and the heat of reaction due to the decomposition endotherm of iron oxide is indirectly used for dissolving the cold iron source in the desiliconization treatment. It can be used as heat.
  • the residual amount of slag after desiliconization is less than 4 kg / t, it is necessary to use iron oxide for promoting the hatching of the lime-based solvent in the next dephosphorization step.
  • this exceeds 20 kg / t there is a problem that the amount of lime-based medium is increased or the dephosphorization operation is hindered.
  • the dephosphorization process (D) shown in FIG. 2 (D) will be described.
  • a lime-based solvent is added to the hot metal remaining in the same converter-type refining furnace 1 and oxygen blowing is performed as an oxygen source to dephosphorize the hot metal.
  • oxygen blowing is performed as an oxygen source to dephosphorize the hot metal.
  • Phosphorus in the hot metal is oxidized by oxygen in the supplied oxygen source to become phosphor oxide (P 2 O 5 ), and this phosphor oxide is stably taken into the slag generated by the hatching of the lime-based solvent medium.
  • the hot metal dephosphorization proceeds.
  • a lime-based solvent is added so that the basicity of the slag after the dephosphorization treatment (the slag 18 after the dephosphorization treatment of the current charge) is 1.2 or more and 3.0 or less.
  • the slag basicity of the dephosphorization slag 17 produced during the dephosphorization process is less than 1.2 or the hot metal temperature is higher than 1360 ° C., the dephosphorization ability of the slag is lowered, and the phosphorus concentration in the hot metal after the treatment is sufficiently increased. There are cases where it cannot be reduced.
  • the slag basicity exceeds 3.0, it becomes difficult to hatch the lime-based medium, and the cost of the lime-based medium increases, and even if the hot metal temperature is less than 1280 ° C., the lime-based medium is also hatched. Becomes difficult, and the amount of heat during the decarburization process in the subsequent process is insufficient.
  • finish of a dephosphorization process shall be 1280 degreeC or more and 1360 degrees C or less, and the carbon concentration in the hot metal at the time of completion
  • the Si concentration, the P concentration, and the temperature of the hot metal change, and there are cases where the hot metal temperature after the desiliconization process is low or the hot metal P concentration is high and the dephosphorization load is large.
  • a lime source such as powdered lime or calcium carbonate from the top blowing lance onto the molten metal surface with oxygen gas or inert gas.
  • the SiO 2 -containing slag that contributes to the melting of lime is discharged after the desiliconization treatment, so that early melting by projection of a powdery lime source is effective.
  • the heat of oxidation of Si in the hot metal is used to promote the dissolution of the cold iron source. Therefore, it is preferable to operate at a higher temperature with respect to the dissolution rate of scrap in the hot metal.
  • high temperatures are rather disadvantageous for rephosphorization and dephosphorization during desiliconization.
  • the present invention powdered iron oxide is simultaneously blown into the region where the above blown oxygen is injected, so that only the reaction region is locally cooled by the decomposition reaction (endothermic reaction) of iron oxide, and the macro
  • the auxiliary materials containing lime and calcium carbonate are not limited to simple substances, but may be reused materials such as slag generated during converter decarburization blowing.
  • iron oxide may be used not only as a simple substance such as iron ore but also as a recycled material such as a rolling scale, sintered ore powder, and dust collection dust.
  • the converter-type refining furnace 1 when the phosphorus concentration in the hot metal is lowered to a predetermined value through the dephosphorization step, the converter-type refining furnace 1 is tilted to the side where the tap is installed, The hot metal in the converter-type refining furnace is poured out into a hot metal holding container (not shown).
  • the predetermined phosphorus concentration is preferably 0.030 mass% or less.
  • the hot metal preliminary treatment method As described above, in the hot metal preliminary treatment method according to the present invention, after the hot metal dephosphorization process is completed, at least a part of the dephosphorization post-treatment slag left in the furnace is left without being discharged, This is a continuous process in which new hot metal is charged and desiliconization is performed. Therefore, most of the slag discharged from the converter type refining furnace (pretreatment furnace) becomes slag after desiliconization treatment, and mixing of slag after dephosphorization treatment having a relatively high basicity can be reduced. The reason is that if slag is mixed after the dephosphorization treatment, there is a risk of expansion due to elution of alkali or hydration reaction, thereby restricting the use of slag.
  • the hot metal preliminary treatment according to the present invention was performed using a converter-type refining furnace 1 having a capacity of 250 tons as shown in FIG.
  • oxygen gas was blown from the top blowing lance 2 toward the bath surface (molten metal), and nitrogen gas for stirring was blown into the molten iron from the five bottom blowing tuyere provided at the bottom of the furnace body.
  • Table 1 a part or all of the slag after dephosphorization generated by the dephosphorization of the hot metal in the previous step is left in the furnace.
  • a cold iron source was charged into the converter type refining furnace, and then hot metal was charged into the furnace, and then desiliconization treatment was started by blowing up oxygen.
  • SiC briquette and non-oxide Si are used as a silicon source, which is a heat source in the desiliconization treatment, and quick lime is used as a lime-based solvent for adjusting the basicity, and these are added from the furnace top. . Then, after the desiliconization process was completed, the furnace body was quickly tilted to perform the evacuation work. Subsequently, quick lime and oxygen gas were supplied, and for some operations, iron ore was also added for dephosphorization. The time from the start of the desiliconization process to the completion of the hot water after the completion of the dephosphorization process was about 30 minutes. As the cold iron source, iron scrap defined in the “Iron Scrap Inspection Standard” of the Japan Iron Source Association was used.
  • Table 1 shows an example in which the present invention was applied, and Table 2 shows an operation condition and an operation result of a comparative example. None of the operations uses iron oxide in the desiliconization treatment, but the basicity of the slag discharged from the converter-type smelting furnace in the discharge process after the desiliconization treatment is intended except for Comparative Example 3. The slag was fully hatched.
  • Examples 1, 2, 5 to 9 are examples in which the entire amount of slag after the dephosphorization treatment after the previous hot metal dephosphorization treatment was left in the furnace and the next hot metal pretreatment was performed.
  • Comparative Example 1 Is an example in which the entire amount of slag was discharged after the dephosphorization treatment of the hot metal last time.
  • Comparative Example 2 is an example in which the dephosphorization process was performed without discharging any slag after the desiliconization process after the desiliconization process.
  • Examples 1 to 9 suitable for the method of the present invention the basicity of the slag after dephosphorization and the slag after desiliconization, the residual amount in the furnace (residual rate or discharge rate), the temperature after desiliconization, the silicon in hot metal Various conditions such as concentration were changed, but under any condition, the amount of quicklime used was as low as about 5 to 7.7 kg / t, and the phosphorus concentration in the hot metal after dephosphorization was as low as less than about 0.03 mass%. As compared with Comparative Example 1, the use amount of was also large.
  • Comparative Example 1 the total amount of slag after dephosphorization of the previous hot metal and slag after desiliconization was discharged, so the phosphorus concentration in the hot metal after treatment was low, but the amount of quicklime used increased, As a result, a large amount of iron ore is required to hatch during the dephosphorization process, resulting in a small amount of scrap.
  • Comparative Example 2 since the dephosphorization treatment was performed without discharging the slag after the desiliconization treatment, the amount of slag after dephosphorization treatment was greatly increased and the amount of quicklime used was also increased. Moreover, since the slag basicity after the desiliconization process fell to less than 0.5 in Comparative Example 3, it is considered that the recovery was caused, and the amount of quicklime used for adjusting the basicity in the dephosphorization process increased. ing. In Comparative Example 4, since the temperature after the desiliconization process was higher than 1380 ° C., it is considered that the recovery was caused, and the amount of quick lime used for adjusting the basicity in the dephosphorization process increased. Yes.
  • Comparative Example 5 is an example in which the desiliconization process was completed without sufficiently proceeding with the desiliconization reaction, so that the slag forming was easily settled, and the slag discharge rate was deteriorated after the desiliconization process. Is increasing.
  • the evacuation test by furnace tilting was carried out after the desiliconization + dephosphorization process, instead of evacuation after the desiliconization process.
  • the hot metal temperature was 1340 to 1360 ° C.
  • Example 1 From the comparison between Example 1 and Comparative Example 4, by increasing the amount of scrap used and reducing the temperature after the desiliconization treatment, the amount of quick lime used is reduced while suppressing the dephosphorization from the slag, It was found that the dephosphorization treatment can be carried out efficiently.
  • Example 11 and 12 which satisfy the basicity of 0.8 to 1.5 during the desiliconization treatment did not cause rephosphorization, and the phosphorus concentration after dephosphorization was good.
  • Example 10 in which the basicity during the desiliconization treatment was outside 0.8 to 1.5, dephosphorization occurred and the phosphorus concentration after dephosphorization was slightly increased.
  • Example 15 the amount of slag after desiliconization in the evacuation process (T. Fe) was low, and the intermediate evacuation time required time compared to Examples 13 and 14.
  • Example 16 the amount of slag after desiliconization treatment in the evacuation process (T. Fe) was high, and the time required for the slag to calm down was required because of the bumping phenomenon, so the evacuation time increased.
  • the hot metal preliminary treatment technology according to the present invention can efficiently reduce the phosphorus concentration while suppressing the amount of flux used and the amount of generated slag, and can efficiently dissolve cold iron sources such as iron scrap and cold iron. it can.
  • This technique can be applied not only in the case of using a converter type refining furnace but also in processing in other refining vessels having the same configuration.

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Description

溶銑の予備処理方法
　本発明は、溶銑の予備処理方法、特に、１つ（同じ）の転炉型容器にて脱珪処理と脱燐処理の両方を行なう方法に関する。
　溶銑は、これを転炉で脱炭精錬するのに先立って、この溶銑中の珪素や燐を予め除去する溶銑予備処理を行なうことが一般的である。その溶銑予備処理は、精錬用フラックス使用量の低減や溶鋼の高純度化、転炉操業時の過酸化防止によるマンガン歩留りの向上、精錬スラグ量の低減などを目的として実施されており、脱炭工程の処理も含めた様々な方法が提案されている。
　ところで、溶銑予備処理時には精錬スラグが発生するが、この精錬スラグを各種の用途に利用するとき、その用途によってはフッ素などが溶出しないようにすることが求められる。そこで、従来、脱燐反応効率を高める目的で使用されるフッ素源である蛍石（ＣａＦ２）を使用しないで溶銑予備処理を行なう方法が検討されてきた。また、近年では、製鉄業に対し、温室効果ガス排出量の削減要求もある。そのため、酸化鉄を還元するのに大きなエネルギーを必要とする高炉溶銑の使用割合を低減させる一方、鉄スクラップなどの冷鉄源の使用割合を増大させる精錬方法について検討されている。このような背景の下で、近年の溶銑予備処理については、精錬方法の改善を図りつつ、冷鉄源の使用比率を増大させる傾向にあることがわかる。
　ところで、溶銑の脱珪や脱燐を行なう溶銑予備処理の１つとして、溶銑に対して生石灰などの精錬剤（媒溶材）を添加すると共に気体酸素や酸化鉄等の固体酸素源を加えることにより、溶銑中の珪素や燐をスラグ中に除去する方法がある。また、溶銑処理のための容器としては、トーピードカーや高炉鍋などの搬送容器または転炉型容器（精錬炉）などを用いるが、多量のスクラップを使用するためには、炉容積の大きい転炉型容器を用いることが有利である。
　特許文献１には、転炉を使用して脱珪処理と脱燐処理とを行なう転炉の精錬方法において、転炉内で脱珪処理後に中間排滓を行なってから、引き続き脱燐処理を行なう方法が開示されている。この方法では、スラグ組成を制御することで、脱珪後の復燐を抑制すると共に、その後の脱燐処理を容易にする方法を提案している。
　また、特許文献２は、転炉型の反応容器を用いて脱珪処理を行ない、そして、出湯－排滓後、脱珪した溶銑を再びその反応容器内に戻して脱燐処理を行なう溶銑予備処理方法を開示している。この溶銑予備処理方法は、脱珪処理後の溶銑中の珪素濃度やスラグの塩基度および酸化鉄濃度を適正化することにより、蛍石を使用しない方法で効率よく脱燐すること、及び脱珪処理時および／または脱燐処理時にスクラップを溶解する方法である。
　さらに、特許文献３には、転炉型容器を使って溶銑の脱珪処理と脱燐処理とを連続的に行なう予備処理方法において、前チャージの脱燐処理後のスラグの４０～６０ｍａｓｓ％を容器内に残留させて、これを脱珪、脱燐処理に利用することによりスラグ発生量を減少させる方法が開示されている。
特開２００１－２７１１１３ 特開２００２－１２９２２１ 特開２００２－２５６３２５
　ところで、特許文献１に開示されている方法では、脱珪処理後のスラグ塩基度を０．９～１．１、Ｔ．Ｆｅを１５～２０ｍａｓｓ％程度となるようにスラグ組成を制御して、脱珪後の復燐の抑制を図っている。しかし、この開示技術の場合、スラグ塩基度０．９～１．１では、Ｔ．Ｆｅが１５ｍａｓｓ％以下になると復燐し、出湯溶銑の燐濃度が高くなるという問題がある。
　また、特許文献２に開示されている方法は、脱珪処理後に転炉型容器から溶銑出湯おおよび排滓を行なった後、再び、その容器内に脱珪した溶銑を戻して脱燐処理を行なうため、溶銑中の燐濃度の低減には有利である。しかし、出湯と溶銑装入とが繰り返されるため、１つ（同じ）の転炉型容器を用いて実施すると生産性が著しく劣るという問題がある。一方、２つの転炉型容器を用いることもできるが、この場合には多くの設備費用がかかると共に、炉体からの放散熱による熱ロスが増大するという問題もある。また、脱珪処理および脱燐処理において大量の媒溶材を添加することが必要になることから精錬コストの増大を招くと共に、媒溶材の吸熱による熱ロスが増大するという問題もある。
　さらに、この文献２に開示の方法は、脱燐処理時に、滓化促進や脱燐反応効率の向上のために鉄鉱石などの酸化鉄を投入している。そのため、酸化鉄分解反応に伴う吸熱や中間出銑による熱ロスが大きく、大量のスクラップを溶解するための十分な熱量が確保できないという問題がある。特に、この方法においては、塩基度が比較的高いため、脱燐処理終了時点でもスラグ中の固相比率が高くなって流動性が劣り、溶銑の液滴がスラグ中に混入して分離されないまま炉外に排滓されて凝固する。従って、地金ロスの増大を招くという問題があった。即ち、その地金の一部は、スラグを粉砕後、磁選することにより鉄源として回収できるが、スラグに混入した細かい鉄粒子までは回収できず、大部分がスラグと共に土木用途などに廻されることになり、地金のロスが大きい。
　特許文献３については、１つの転炉型容器で脱珪処理と脱燐処理を連続して行なうと共に、脱燐処理後スラグの４０～６０ｍａｓｓ％のみを排出して、残りを次チャージの脱珪、脱燐処理に使用することにより、媒溶材使用量、スラグ発生量を低減させる予備処理方法を提案しており、熱ロスの低減が期待される。しかし、この文献３には、脱珪処理および脱燐処理におけるスラグ組成や処理温度の好適範囲が示されていない。しかも、大量に生成する脱珪スラグを炉内に残留させたまま脱燐処理を行なうことから、低燐銑を溶製する際は、スラグ塩基度調整用に多量の石灰系媒溶材が必要となる。そのため、脱珪スラグこそ発生しないが、炉内の脱燐スラグ量が増大して反応効率が低下し、脱燐スラグの排出量はむしろ増大することになり、脱燐スラグ中への地金ロスの問題も残されたままであった。
　本発明の主たる目的は、溶銑の脱珪および脱燐処理を少量の媒溶材使用量で効率よく行なう方法を提案することにある。本発明の他の目的は、低燐銑の溶製コストが抑制できると共にスクラップ使用量を増やすことができ、さらに、スラグ中への地金ロスを低減することができる溶銑の予備処理方法を提案することにある。
　発明者らは、脱珪、脱燐、脱炭のプロセスにおいて、媒溶材使用量を抑制しても燐濃度を効率よく低減することができると共に、スクラップ溶解のための熱源を十分に確保することで、鉄歩留りを向上させることのできる方法について種々検討した。その結果、溶銑の脱珪処理および脱燐処理を行なう予備処理段階において、炉内に残留させて次工程に持ち越すスラグの量およびスラグの組成や温度などの処理条件を適正化することにより、前記の目的を実現できることを見い出し、本発明に係る溶銑の予備処理方法に想到した。
　即ち、本発明は、溶銑の脱珪処理および脱燐処理を転炉型容器を用いて行なう際に、まず、高炉から出銑した溶銑を転炉型容器内に装入して脱珪処理を行ない、次いで、溶銑および脱珪処理後のスラグの一部を該容器内に残留させる中間排滓の処理を行ない、引き続き、該容器内に残留させた脱珪後の溶銑およびスラグに対して石灰系媒溶材を添加すると共に酸素を吹精することによって溶銑の脱燐処理を行なう方法において、前記転炉型容器内に、スラグの塩基度が１．２以上である脱燐処理後スラグのうちの３０ｍａｓｓ％以上を残留させ、次いで、脱燐処理後スラグを収容したその容器内に少なくとも未処理の溶銑を装入して脱珪処理を行ない、その脱珪処理終了時における溶銑の珪素濃度を０．２ｍａｓｓ％以下、脱珪処理後スラグの塩基度を０．５以上１．５以下、溶銑温度を１２４０℃以上１４００℃以下にし、次いで、脱珪処理後スラグの４０ｍａｓｓ％以上を炉外に排出する中間排滓を行ない、その後、同じ前記容器にて脱燐処理を行なうことを特徴とする溶銑の予備処理方法である。
　また、本発明においては、
（１）脱燐処理後スラグの塩基度は、３．０以下とすること、
（２）脱燐処理後スラグは、脱燐処理時に生成した量の６０ｍａｓｓ％以上を容器内に残留させること、
（３）脱珪処理中におけるスラグ塩基度は、０．８以上１．５以下とすること、
（４）脱珪処理後スラグは、スラグ塩基度を０．８以上１．５以下、Ｔ．Ｆｅを５ｍａｓｓ％以上２５ｍａｓｓ%以下にすること、
（５）脱珪処理時に冷鉄源を装入すること、
（６）前記脱珪処理は、転炉型容器内に高炉から出銑した溶銑の他、冷鉄源を装入して酸素吹精し、この処理終了時の溶銑温度を１２６０℃以上１３５０℃以下にすること、
（７）前記脱珪処理では、転炉型容器内に装入する溶銑と冷鉄源との合計重量当たり、下記式を満足する量の冷鉄源を装入すること、
　　　　　　　　　　　　　　　　　記
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000002
　ここで、
Ｙ：２３０～２７０、
[％Ｓｉ]：装入溶銑中珪素濃度（ｍａｓｓ％）、
Ｔi：装入溶銑温度（℃）、
Ｘs：冷鉄源原単位（ｋｇ／ｔ）
（８）脱珪処理終了時における溶銑の珪素濃度は、０．１ｍａｓｓ％以下とすること、
（９）前記脱燐処理は、転炉型容器内に、溶銑と冷鉄源の合計重量当たり１００～２５０ｋｇ／ｔの冷鉄源と、２～１０ｋｇ／ｔの酸化物となる珪素とを装入もしくは添加すること、
（１０）前記脱燐処理は、中間排滓後の転炉型容器内に、冷鉄源と溶銑の合計重量当たり４～２０ｋｇ／ｔの脱珪処理後スラグを残留させると共に、石灰系媒溶材を添加し、脱燐処理後のスラグ塩基度が１．２以上３．０以下、かつ、この脱燐処理終了後の溶銑温度が１２８０℃以上１３６０℃以下となるように酸素吹錬すること、
（１１）前記脱燐処理は、上吹きランスより、粉状の石灰、炭酸カルシウム、酸化鉄のうち少なくとも１種類以上の成分を含有する精錬剤を、溶湯に向けて噴射すること、
が好ましい解決手段である。
（１）前記のような構成を有する本発明に係る溶銑予備処理方法によれば、脱燐処理後スラグ中の石灰分を次チャージの脱珪処理における石灰源として活用できる他、脱珪処理における復燐を抑制できることから、溶銑予備処理プロセス全体での石灰系媒溶材の使用量削減が可能になる。
（２）本発明によれば、脱珪処理後に中間排滓し引き続き同じ容器で脱燐処理を行なうので、精錬容器の移し替えによる放熱相当分を冷鉄源溶解のための熱源とすることができると共に、前チャージで生成した高温の脱燐処理後スラグを媒溶材として活用できるので、常温の媒溶材を添加する場合と比較すると、その吸熱分を冷鉄源溶解のための熱として活用することができる。その結果、冷鉄源（スクラップ）使用量の増大を図ることができる他、地金ロスの低減を図ることができる。
（３）本発明によれば、脱珪処理と脱燐処理との間で、脱珪処理で生成した塩基度の低いスラグを炉外に排出するので、比較的高い塩基度（（ｍａｓｓ％ＣａＯ／ｍａｓｓ％ＳｉＯ２）＝１．２～３．０）で行なう必要のある脱燐処理における石灰系媒溶材の使用量を低減させることができ、溶製コストを抑制できる。
本発明による溶銑の予備処理方法を実施する際に用いる転炉型容器（精錬炉）の略線図である。 本発明に係る溶銑の予備処理方法を工程順に示す概略図である。 スラグの塩基度と排滓率およびスラグ粘性との関係を示す図である。 吹錬進行度と炉内計算塩基度との関係を示す図である。
　以下、本発明について図面を参照して説明する。
　本発明に係る溶銑の予備処理方法では、転炉型容器の例として、図１に示すような上底吹き可能な転炉型精錬炉１を用いる。この精錬炉１において上吹きは昇降可能な上吹きランス２の先端から酸素ガス１２を溶銑９に向けて吹き付けることによって行なう。ここで、酸素ガス１２としては工業用純酸素が用いられる。また、底吹きは、この精錬炉１の底部に設けられた底吹き羽口３を使って行なう。底吹きガス１３としては、酸素ガスを含むガス、あるいはＡｒガスや窒素ガスなどの不活性ガスが一般的であるが、溶銑中に吹き込むことにより溶銑９の攪拌を強化して冷鉄源の溶解を促進する機能を有するガス、さらには搬送用ガスと共に溶銑中に媒溶材を吹き込む機能を有するようなガスであってもよい。なお、図中の符号４は、精錬後の溶銑９を出湯するための出湯口である。
　本発明において、溶銑の精錬には、２基以上の転炉型精錬炉１を用い、そのうちの少なくとも１基の転炉型精錬炉１を本発明に係る溶銑予備処理に使用し、残りの１基を、本発明方法の適用によって溶銑予備処理が施された溶銑の脱炭精錬に使用する。例えば、溶銑予備処理用の転炉型精錬炉１にて予備処理を行ない、そして予備処理後の溶銑を脱炭精錬用の転炉型精錬炉に移し替えて脱炭処理を行なうようにすることが好ましい。
　転炉型精錬炉１を用いる本発明に係る溶銑の予備処理方法は、図２のフローに示すように、（Ａ）溶銑装入、（Ｂ）脱珪処理、（Ｃ）中間排滓、（Ｄ）脱燐処理、（Ｅ）出銑、の順に行なうものであり、特に、同一炉においてこれらの工程を繰返し実施することにより、効率的な溶銑の予備処理が可能となる。
（１）まず、溶銑装入工程（Ａ）について説明する。
　この工程（Ａ）では、転炉型精錬炉１内に前回の溶銑の予備処理において生成した脱燐処理終了後のスラグ（以下、単に「脱燐処理後スラグ」という）１７を残留させたまま、装入鍋１４より新たな溶銑９を装入するか、または、その溶銑装入前に鉄スクラップなどの冷鉄源１１を装入した後に溶銑９を装入する。予め装入する冷鉄源１１としては、日本鉄源協会の「鉄スクラップ検収統一規格」に規定されている鉄スクラップの他、直接還元鉄、冷銑などの鉄を主成分とするものでもよい。
　ここで、次回の精錬に備え、精錬炉１内に残留させておく前回の脱燐処理後スラグ１７は、後に続く脱珪処理時のスラグ塩基度を調節する目的で使用されるものである。この脱燐処理後スラグの塩基度（ｍａｓｓ％ＣａＯ／ｍａｓｓ％ＳｉＯ２）（以下、単に「塩基度」という）は１．２以上、好ましくは１．４以上とする。その理由は、この前回の脱燐処理終了時の脱燐処理後スラグ１７の塩基度が１．２未満では、このスラグを残留させても脱珪処理における塩基度調節には不十分であり、多量の石灰系媒溶材を添加することが必要になるからである。なお、前記脱燐処理後スラグの塩基度の上限については特に限定しないが、通常の溶銑脱燐処理でのスラグ塩基度は３．０程度以下であるので、これ以上に塩基度を高める必要はない。
　また、炉内に残留させておく前回の脱燐処理後スラグ１７の量は、塩基度の調節を効果的に行なうためには、前回の溶銑の脱燐処理時に生成したスラグ量の３０ｍａｓｓ％以上が必要であり、６０ｍａｓｓ％以上とすることがより好ましい。本発明では脱燐処理を経て出銑した後、炉内に残留させたスラグの全量を新たな溶銑の脱珪処理に活用すれば脱珪処理での塩基度調節にさらに効果的である。その上、このような方法を継続的に行えば、排出される溶銑予備処理スラグは脱珪処理後スラグのみで均質なものとなり、塩基度の高い脱燐処理後スラグが混入しないため、水和反応によるスラグの膨張やアルカリの溶出といった問題も生じない。従って、スラグの利材化を図る上でも本発明方法は極めて有効である。
　なお、前記脱燐処理後スラグは、比較的高塩基度で、比較的低温（１３５０℃程度以下）であることから流動性は小さい。そのため、この脱燐処理後スラグ上に冷鉄源を装入しても、冷鉄源がスラグに捕まって溶解が遅れるようなことはなく、いわゆる脱炭スラグを炉内に残留させておくときのように多量の冷却材を添加して固化させるような、熱収支上および物質収支上非効率的な操作は必要なくなる。また、この脱燐処理後スラグは、上記の特性から固相に富んで流動性が低いことから、組織内に大量の微細な金属鉄を含有しており、スラグを粉砕後磁選処理した後でも、１０ｍａｓｓ％程度以上の金属鉄を含んでいる。従来、このスラグを系外に排出していたが、本発明によれば、この脱燐処理後スラグを次チャージに持ち越すことができるので、この脱燐処理後スラグ中の金属鉄の大部分を溶銑中に回収して、鉄ロスを削減する効果もある。
　なお、脱珪処理終了時のスラグ（以下、「脱珪処理後スラグ」という）については、流動性が比較的高いため、該スラグ中の金属鉄分が粗大化しやすい。従って、このようなスラグは、スラグの粉砕および磁選処理後に回収されずにスラグ中に残留するような金属鉄分は少ない。それ故、本発明方法では、溶銑予備処理全体を通じてスラグ中への鉄ロスを削減できる。
（２）次に、図２（Ｂ）に示す脱珪処理工程（Ｂ）について説明する。
　この工程（Ｂ）は、転炉型精錬炉１を直立させ、上吹きランス２を介して溶銑９に酸素ガス１２を供給し、脱珪を行なう処理である。この脱珪処理においては、ホッパー５に収容された珪素源１５およびホッパー７に収容された石灰系媒溶材１６を、それぞれシュート６およびシュート８を介して転炉型精錬炉１内に装入する他、熱源となる炭材や珪素源あるいは酸素源となる酸化鉄なども同様に装入する。脱珪処理のための酸素源としては、多量の冷鉄源１１を溶解させる観点からは、吸熱量の大きい酸化鉄を用いずに酸素ガス１２のみを用いることが好ましい。
　この脱珪処理において、溶銑９中に含まれる珪素あるいは珪素源１５および冷鉄源１１に含有していて溶解により溶銑中に移行する珪素は、酸素源と反応（Ｓｉ＋Ｏ２→ＳｉＯ２）して脱珪されるため、その後の脱燐処理における反応効率を高めるのに役立つ。この脱珪処理反応時に酸化熱が発生し、この酸化熱で溶銑温度が上昇して溶銑中の冷鉄源１１の溶解が促進される。
　この脱珪処理段階でのスラグの組成は、炉内に予め残留させた前回の脱燐処理後スラグ１７の量およびその組成の推定値と、上記反応により生成する二酸化珪素の生成量とを考慮して決定する。
　即ち、脱珪処理中のスラグの塩基度は、０．８以上１．５以下に調整することが好ましい。その理由は、脱珪処理中のスラグ塩基度が０．８よりも小さいと、図４に示すように、溶銑Ｓｉｍａｓｓ％によっては、脱燐処理後スラグ１７の脱燐能低下によって復燐する現象が見られるからである。例えば、図４は、溶銑中Ｓｉが０．４５ｍａｓｓ％、０．４６ｍａｓｓ％と０．５５ｍａｓｓ％の３パターンを示しているが、夫々のパターンにおける脱珪処理前後の燐濃度は、表３の実施例１０～１２からわかるように、溶銑中Ｓｉが０.４５ｍａｓｓ％の場合は０．１２１ｍａｓｓ％から０．１００ｍａｓｓ％に、溶銑中Ｓｉが０.４６ｍａｓｓ％の場合は０．１２２ｍａｓｓ％から０．１０５ｍａｓｓ％に脱燐されている。しかし、溶銑中Ｓｉが０.５５ｍａｓｓ％の場合は０．１２０ｍａｓｓ％から０．１４５ｍａｓｓ％になった。それは脱珪処理中の塩基度が０．８未満であったため、脱珪後の燐濃度が上昇して復燐を起こしたのである。一方、このスラグ塩基度が１．５よりも大きいと、未滓化ＣａＯの増大による固相率が上昇するために、脱燐処理後スラグ１７の流動性が悪くなり、このスラグを排滓できない場合が生じる。好ましいスラグ塩基度の上限は１．２程度である。
　なお、図４に示す脱珪処理中の炉内計算塩基度（Ｃ／Ｓ）は、下記式（１）に基づいて算出した計算値である。この（１）式は、炉内残留脱燐スラグ中に含まれるＣａＯ量と当該チャージで時間Ｔ［ｓ］までに発生したＣａＯを足した数値とを、残留脱燐スラグ中のＳｉＯ２量と当該チャージで時間Ｔ［ｓ］までに発生したＳｉＯ２量を足した数値とにより塩基度（ＣａＯ/ＳｉＯ２）を求めるものである。なお、当該チャージで発生するＣａＯ量は、
　ＣａＯ量＝副原料のＣａＯ含有量×炉内滞留時間×溶解速度
を投入副原料毎に計算し足し算した数値である。
　また、ＳｉＯ２量は、送酸速度×(ＳｉＯ２分子量)／(Ｓｉ原子量)／(酸素１Ｎｍ３で燃焼する理論Ｓｉ量)×脱Ｓｉ酸素効率
を時間Ｔまで足し算した数値である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000003
　上掲のＣａＯ％ａは、生石灰、炭酸カルシウムやリサイクルスラグ中のＣａＯ分を計算したものである。また、転炉型精錬炉などの精錬炉では、炉内の溶銑や溶鋼に対してバッチ式で精錬を施しており、この１つの単位の精錬を「チャージ」と称している。
　次に、脱珪処理終了時のスラグの塩基度は、０．５以上１．５以下になるように調節する。この段階でのスラグ（脱珪処理後スラグ）の塩基度が０．５未満では、炉内に残留させた前回の脱燐処理後スラグ１７から復燐して溶銑中燐濃度の上昇を招き、後工程での脱燐負荷が大きくなって効率的でないからである。従って、脱珪処理終了時の脱珪処理後スラグの塩基度は０．５以上、好ましくは０．８以上とする。また、この段階でのスラグ塩基度が１．５より高くなると、スラグの流動性が低下するため、次の中間排滓時の排滓量が少なくなったり排滓量の制御が難しかったりする問題があり、石灰系媒溶材を削減するうえでも効率的でないため、脱珪処理終了時のスラグ塩基度は１．５以下、好ましくは１．２以下とする。なお、塩基度の調節には、生石灰や石灰石、ドロマイトなどの石灰系媒溶材の他、脱炭スラグや脱燐スラグ、取鍋スラグなどから選ばれる製鋼スラグを媒溶材として用いる。
　脱珪処理終了時の溶銑温度は、１２４０℃以上１４００℃以下に、好ましくは１２６０℃以上１３５０℃以下に調節する。それは１４００℃よりも高温になると、炉内に残留させた脱燐スラグから復燐を起こして溶銑中燐濃度の上昇を招くため、後工程での脱燐負荷が大きくなって効率的でないだけでなく、内張りのマグネシアカーボンレンガの損耗を防止するためにスラグ中のマグネシア濃度を上昇させることも必要となってコスト高となるからである。一方、１２４０℃未満では、スラグの流動性が低下し、次の中間排滓時の排滓量が少なくなったり排滓量の制御が困難になったりする問題があることに加え、スクラップの溶解速度が低下するからである。
　また、この段階での溶銑温度というのは、次の脱燐工程において、脱燐を効率よく行なうためにも制御することが必要である。例えば、脱珪処理終了時の溶銑温度を１３５０℃以下とすれば、脱燐処理において温度調節のために添加する鉄鉱石などの冷却材を大幅に削減することができる。なお、同一炉において脱珪処理と脱燐処理を続けて行なう場合、脱燐処理前にもスクラップを装入することは作業時間の点で困難であるという事情もある。また、処理中に炉上から装入できる冷鉄源は、整粒された高価なものであったり、製鉄所内で発生する地金など量的に限られたものであったりするため、定常的に大量に使用することは難しく、実際には炉上投入装置で使用できる副原料の種類数の制約から、冷鉄源を炉上から装入しないこともある。要するに、従来、脱燐処理工程において利用している冷却材は、鉄鉱石などの酸化鉄に限られていて、スクラップなどの安価な冷鉄源を十分に活用できないのが普通である。
　一般に、脱珪処理段階というのは、安価なスクラップの使用量を増大させることは比較的容易であり、これによって脱珪処理後の溶銑温度を１３５０℃以下とすることができる。このことにより、脱燐処理段階での酸化鉄の使用量を大幅に削減することができるようになる。その結果、酸化鉄の分解反応による大きな吸熱分を削減でき、その熱量分を脱珪処理での冷鉄源溶解に振り分けることができるようになる。なお、脱珪処理後の温度が低下すると、スクラップが溶け残るおそれはあるが、溶け残ったスクラップは溶銑と共に炉内に保持されて、次の脱燐処理段階までに溶解を進行させることが可能である。即ち、冷鉄源については、脱燐処理終了時までに溶解が完了していれば操業上の問題は生じない。
　なお、脱珪処理後の溶銑温度は、熱電対等による測定値を用いてもよいし、熱収支からの推算値を用いてもよい。例えば、熱収支からの推算方法として、下記式（２）に基づいて推算できるが、必ずしもこれに限定されない。それは、個別の装置条件や操業条件に応じて係数を調節したり、変数を追加あるいは削除したりして適用するためである。なお、脱珪処理後にスクラップの溶け残りがあると、測定値の方が推算値よりも若干高くなる傾向はあるが、誤差程度であって差し支えない。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000004
Ｔ：脱珪処理後溶銑温度（℃）
Ｔi：装入溶銑温度（℃）
Ｘｐ：溶銑原単位（ｋｇ／ｔ）（溶銑重量と冷鉄源重量の合計１ｔ当たり、以下同様）
Ｘｓ：冷鉄源原単位（ｋｇ／ｔ）
ＸＳｉ：酸化物となる珪素原単位（ｋｇ／ｔ）(溶銑、冷鉄源および添加物に含有される
ものの合計)
ＸＣ：添加物中炭素原単位（ｋｇ／ｔ）
Ｘｏｒｅ：酸化鉄原単位（ｋｇ／ｔ）
ＸＯ２：気体酸素原単位（Ｎｍ３／ｔ）
Ｘｆ：媒溶材原単位（ｋｇ／ｔ）
Ｗ：転炉溶鉄容量（ｔ）
Ｘｔ：前チャージ出銑から脱珪処理終了までの時間（分）
　ここで、酸化物となる珪素は、溶銑、冷鉄源および添加物に含まれるものの合計である。そのうち、溶銑中の珪素濃度は、毎チャージ装入前の溶銑から採取した試料の迅速分析値を用いる。ただし、高炉の出銑成分など他の分析値を用いて演算するなどして代用する方法を用いてもよい。また、各種冷鉄源中の珪素濃度は、例えば、ロット毎の代表試料の分析値が用いられるが、冷銑では溶銑と同程度の濃度で安定している場合が多い。また、スクラップ中の珪素濃度は、発生源による変動はあるものの、平均的には銑鉄の１／１０程度以下の濃度で安定しているためこれを代表値としても用いてよいし、無視しても差し支えはない。
　また、上記添加物中には、上記酸化物となる珪素（酸化可能な形態で存在する珪素）として、酸化物でない珪素がある。これは珪化鉄や金属珪素、炭化珪素、窒化珪素あるいはその他の珪化物として含有するものを指すが、代表的な添加物としては、フェロシリコンの他、炭化珪素を約６０ｍａｓｓ％含む粉体をブリケットに成型したもの（以下、炭化珪素ブリケットという）などをあげることができる。
　添加物中の酸化物でない珪素の分析方法としては、ＪＩＳ　Ｇ　１３１２に記載されたフェロシリコンの分析方法の他、全珪素分析、酸可溶珪素分析、全炭素分析、全酸素分析、全窒素分析、熱質量分析、温度履歴を調整した燃焼法による炭素分析、その他の含有元素の分析、Ｘ線回折法による化合物の分析などを組み合わせて推定することができる。
　添加物中にはその他に炭素を含有するが、この炭素としては、コークスあるいは土状黒鉛などの炭材の他、前述の炭化珪素などの炭化物中の炭素が用いられる。また、媒溶材としては、生石灰や軽焼ドロマイト、マグネシアクリンカなどの副原料が使用される。その他、脱燐スラグ、脱炭スラグ、取鍋スラグなどのスラグも酸化カルシウム源あるいは酸化マグネシウム源として使用できる。また、安価な副原料の例としては、カルシウムあるいはマグネシウムの炭酸化物や水酸化物などを利用してもよいが、これらは吸熱量が大きいため大量に使用する場合は他の媒溶材と区別して上掲の（２）式を修正することが望ましい。
　冷鉄源使用量の増量と精錬コストの抑制を図りつつ、脱珪処理後の溶銑温度を前述の１２４０～１４００℃の範囲とするためには、冷鉄源と溶銑との合計重量（ｔ）当たりの冷鉄源原単位Ｘs（ｋｇ／ｔ）を、下記（３）式に基づいて算出されるＹの値が２３０以上、２７０以下となる範囲にすることが好ましい。その理由は、Ｙが２３０未満だと、土状黒鉛などの炭材を熱源として添加して吹錬時間を延長したり、フェロシリコンなどの高価な熱源を大量に使用した上で、スラグ塩基度を調節するための酸化カルシウム源の追加が必要となるため、精錬コストの上昇や生産性の低下を招くことになり望ましくない。一方、下記（３）式中のＹの値が２７０よりも大きい範囲では、温度を制御するために鉄鉱石などの冷却材を使用することになり、冷鉄源の使用量を最大化する観点からは好ましくない。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000005
　ここで、
Ｙ：２３０～２７０、
[％Ｓｉ]：装入溶銑中珪素濃度（ｍａｓｓ％）、
Ｔi：装入溶銑温度（℃）、
Ｘs：冷鉄源原単位（ｋｇ／ｔ）
 
　次に、本発明では、前記のようにして冷鉄源原単位を調節するが、短時間で多量の冷鉄源を溶解させるために、発熱量の大きい珪素を熱源として適量使用してもよい。この場合、装入時あるいは脱珪処理時に添加する酸化物でない珪素の合計量を、装入する溶銑と冷鉄源の合計重量当たり２～１０ｋｇ／ｔの範囲、より好ましくは４～８ｋｇ／ｔの範囲とすることが好ましい。この点に関し、珪素量が１０ｋｇ／ｔを超えるように添加すると、脱珪処理での珪酸生成量が過大となって、前チャージの脱燐処理後スラグを全量炉内に残したまま脱珪処理を行っても、さらに塩基度調節のための酸化カルシウム源を多量に添加する必要が生じて、炉内スラグ量も多くなり、精錬コストなどの観点から好ましくない。また、珪素量が２ｋｇ／ｔ未満では、珪素の酸化反応による発熱量が小さくて冷鉄源の溶解に効果的でない。そのうえ脱珪処理段階で珪酸の生成量が減少し、塩基度の高い脱燐処理後スラグを多量に炉内に残留させた場合に、脱珪処理後の塩基度が高くなり、その後の排滓に障害となり、熱的にも資源としても無駄な珪酸源を添加して塩基度を調節する必要が生じて好ましくない。この点、珪素量が４～８ｋｇ／ｔであれば、脱珪処理後の塩基度を調整するうえでも、また冷鉄源溶解のための熱源を確保するうえでも、好ましい範囲と言える。
　添加する珪素源としては、フェロシリコンの使用が可能であるが、より安価な炭化珪素を主成分とする炭化珪素ブリケットや炭化珪素を主成分とする廃棄耐火物などを使用することが好ましい。なお、熱源としてこの珪素源のみを使用する必要はなく、生産性が低下しない範囲で炭材などの他の熱源を併用してもよい。その炭材は、脱珪処理終了時の溶銑中炭素濃度が３．３ｍａｓｓ％以上となるように、脱炭量等を予測して添加することが望ましい。それは３．３ｍａｓｓ％未満では、その後に続く脱燐および脱炭の工程において熱源が不足すると共に、スクラップ等の冷鉄源表面での浸炭速度が低下し、溶解速度の低下を招くからである。
　このように、本発明に好適な脱珪処理にあっては、脱珪処理後の溶銑温度を適切な範囲に制御すると共に、珪素を熱源として利用するので、溶銑と冷鉄源の合計重量（ｔ）当たり１００～２５０ｋｇ／ｔという多量の冷鉄源を使用しても生産性の低下や精錬コストの上昇を招くことなく、冷鉄源の溶解と溶銑の予備処理精錬を効率よく行なうことができる。ただし、冷鉄源原単位が２５０ｋｇ／ｔ以上では、さらなる熱源が必要となってコストの上昇を招いたり、吹錬時間が長くなって生産性が低下する問題がある。また、冷鉄源の装入設備の制約からも使用量をさらに増やすことは効率的でない。
　なお、後で詳述するが、脱珪処理後スラグ１０の排滓性を高めるためには、転炉精錬炉１内でスラグに適度なフォーミング(foaming)を起こさせることが好ましい。そのためには溶銑中の炭素とスラグ中の酸化鉄の反応によって発生するＣＯガスの発生速度を高めることが有効である。従って、次の排滓工程において安定した排滓率を得るためには、溶銑中および添加した珪素源中の珪素を酸化するのに必要な化学量論以上の酸素を供給することが好ましい。
　脱珪処理中に溶銑に供給する酸素の原単位は、化学量論的に脱珪に必要な量に２Ｎｍ３／ｔ以上、望ましくは４Ｎｍ３／ｔ以上を加えた量とすることが好適である。本発明では、このような送酸を行なって脱珪処理終了時における溶銑中珪素濃度を０．２ｍａｓｓ％以下、好ましくは０．１ｍａｓｓ％以下、より好ましくは０．０５ｍａｓｓ％以下とする。このことによって、脱珪処理後に排滓する際にもフォーミング状態を維持して排滓性を良好に保つことができると共に、スラグから溶銑への復燐を抑制することができるようになる。発明者らの研究では、脱珪処理のための酸素吹錬は、上吹き送酸速度が１～２Ｎｍ３／ｍｉｎ・ｔ、底吹きガスの吹き込み速度は０．０２～０．２Ｎｍ３／ｍｉｎ・ｔ程度のときに、前記の効果が得られることを確認している。
　なお、珪素濃度の制御は、前記のスラグ塩基度の制御および溶銑温度の制御と組み合わせることによって、前回の処理における脱燐処理後スラグを全量炉内に残したまま溶銑の脱珪処理を行なっても、復燐を招くことなく脱燐処理後スラグ中の石灰分を有効に活用することができる。また、この珪素濃度、スラグ塩基度および溶銑温度の制御を組合わせると共に、前回の処理における脱燐処理後スラグを炉内に残留させることによって、スラグ中の燐酸濃度を高めることができ、このことによってもスラグのフォーミングは促進される。とくに、このスラグ中の燐酸はスラグの表面張力を低下させる効果があり、溶銑との反応や微細気泡の分散を促進することから、（Ｔ．Ｆｅ）が１０ｍａｓｓ％程度といった比較的低い酸化鉄濃度においても、スラグのフォーミングを維持して排滓性を良好に保つことができるものと考えられる。
（３）次に、図２－（Ｃ）に示す中間排滓工程（Ｃ）について説明する。
　本発明に係る溶銑の予備処理方法では、上述した脱珪処理工程の後に排滓工程を設けることにより、前記脱珪処理時に発生した大量のＳｉＯ２を含む低塩基度の脱珪処理後スラグを該転炉型精錬炉１から排出する中間排滓の処理を行なう。脱珪処理後スラグ１０の中間排滓は、次工程の脱燐処理において、適切なスラグ塩基度に調節するための石灰系媒溶材の使用量を低減するために有効である。また、前回の溶銑予備処理時に生成しした脱燐処理後スラグを大量に炉内に残留させたまま新たな溶銑の脱珪処理を行なう本発明に係る溶銑の予備処理方法の場合、スラグから溶銑への復燐を防止するように脱珪処理するため、脱珪スラグ中の燐酸濃度が従来よりも高くなる。脱珪スラグを大量に残留させた場合、次の脱燐処理工程における炉内スラグ中の燐酸量が過大になって脱燐効果が低下することから、これを防止する上でも重要である。
　本発明に係る溶銑の予備処理方法において特徴的なことは、前述した工程（Ａ）～（Ｅ）の処理を繰返し連続して実施する場合において、脱珪処理後スラグの排出が不十分だと燐酸の炉内への蓄積が進むことから注意を要する。それは、脱燐処理段階において炉内スラグ中の燐酸量が多くなりすぎると、スラグ中の燐酸濃度の上昇により脱燐反応効率が低下して処理後の溶銑中燐濃度が上昇したり、脱燐反応のために必要な石灰系媒溶材の使用量が増大したりするからである。
　そこで、本発明において、脱珪処理後スラグの排滓率(ｍａｓｓ％)＝(排出スラグｍａｓｓ％)×１００／(脱珪処理終了時炉内スラグｍａｓｓ％)）は、少なくとも４０ｍａｓｓ％以上、望ましくは６０ｍａｓｓ％以上とすることが好ましい。それは排滓率が４０ｍａｓｓ％未満では、前記のように次工程の脱燐処理における石灰系媒溶材の使用量が増大するからであり、また、これによってスラグ量が増大するとスラグフォーミングを抑制することができなくなり、脱燐処理時に炉口からのスラグ噴出が発生し、スラグ噴出による操業障害を招くことがある。
　このように、本発明に係る溶銑の予備処理方法では、脱珪処理後スラグの塩基度を０．５～１．５の範囲内となるように、脱珪処理工程終了時の溶銑温度が１２４０℃以上１４００℃以下となるように、さらに酸素原単位を適性化してスラグフォーミングを促進するようにしたことなどにより、良好なスラグの流動性とガスホールドアップを確保することができ、脱珪処理終了後に炉体を傾動して炉口からスラグを流出させるだけで良好な排滓率を行なうことができるようになる。溶鉄を流出させないように炉体の傾動角度を調節してスラグを流出させる場合、ある程度のスラグ量は炉内に残留させざるを得ないが、フォーミングしているスラグの容積率は１／１０程度であり真比重に比べて嵩比重が低下しているため、炉内に残留するスラグ量を低めに制御できる。なお、スラグのフォーミングが沈静化してしまった場合、スラグの排滓率の低下を招くため、脱珪処理終了から排滓のための炉体傾動開始までの時間は４分以内で行なうことが好ましい。
　この排滓工程の段階において求められる脱珪処理後スラグの塩基度は、図３に示すように、０．５未満ではスラグの粘性が高くなり、良好な排滓率を確保することができない。一方、この脱珪処理後スラグの塩基度が１．５を超えると、固相スラグが生じてスラグの流動性が低下し、排滓率が低下する。ただし、このように、スラグの排滓性および排滓率を確保するという観点からは、スラグの塩基度を０．５～１．５程度にすれば十分であるが、脱珪処理工程におけるスラグからの復燐防止や石灰系媒溶材の使用量を削減させるという観点からは、スラグの塩基度を０．８～１．２の範囲に調整することがより好ましい。
　また、排滓工程の段階における脱珪スラグ中の（Ｔ．Ｆｅ）、すなわち酸化鉄と溶銑、もしくはスラグ中に懸濁する炭素を含有する粒鉄との反応により生成する微細なＣＯ気泡によってスラグフォーミングが進行する。適正な（Ｔ．Ｆｅ）濃度範囲を検証するため、別途確認したところ、(Ｔ．Ｆｅ)＜５ｍａｓｓ％の場合、スラグフォーミングが不十分であるため、転炉傾動によりスラグ排出する際の駆動力が小さく、十分な排出が困難であった。一方、(Ｔ．Ｆｅ)＞２５ｍａｓｓ％の場合、流滓中のＣＯ気泡発生が急激に進行し、突沸現象が確認されたため、スラグ排出作業を中断するなどを余儀なくされた。このようにして、脱珪終了時、すなわち排滓工程におけるスラグ中の（Ｔ．Ｆｅ）の適正範囲を、(Ｔ．Ｆｅ)＝５～２５ｍａｓｓ％とした。
　また、この排滓工程の処理において、脱珪処理後スラグの温度が低い（１２６０℃未満）と固相スラグの生成に伴うスラグ粘性の上昇、液相スラグの粘性上昇を招き、スラグの流動性が低下して排滓率の低下を招く。従って、使用する溶銑の初期条件によって、冷鉄源原単位を調節すると共に、炭化珪素やフェロシリコンなどの熱源添加量および酸素原単位のうち少なくとも一つを調節して、脱珪処理終了時の溶銑温度を１２６０℃以上とすることにより、スラグ温度も１２６０℃以上となる。
　ただし、生成した脱珪処理後スラグのほとんどを排滓してしまうと、次工程の脱燐処理において新たに添加する石灰系媒溶材の滓化が遅れ、脱燐反応の阻害要因となる。これに対しは、蛍石を添加して滓化を促進させることができる。しかし、それでは、上述したように、スラグの用途が制約を受け、スラグの利用が阻害されることになる。また、鉄鉱石などの酸化鉄を添加して滓化を促進する方法もあるが、この方法だと酸化鉄の分解吸熱反応による熱ロスが大きく、冷鉄源の溶解に利用できる熱量が減少するので得策ではない。
　従って、脱燐処理段階において蛍石や酸化鉄を使用しないで石灰系媒溶材の滓化を促進するには、炉内に適度な量の好ましい組成・温度の前記脱珪処理後スラグを残留させ、そのスラグ中の二酸化珪素や酸化鉄を利用して滓化を促進することも有効である。なお、脱珪処理後スラグを排出する際には、前記好適脱珪スラグ排滓率４０％以上、好ましくは６０％以上を維持しつつ炉体の傾転角度を調節することにより４～２０ｋｇ／ｔの該脱珪処理後スラグが炉内に残留するように排出することが好ましい。これにより、脱燐処理段階で酸化鉄を使用しなくても脱燐反応を効率よく促進でき、酸化鉄の分解吸熱による反応熱分を間接的に脱珪処理での冷鉄源溶解のための熱として活用することが可能となる。この点、脱珪処理後スラグの残留量が４ｋｇ／ｔ未満では、次の脱燐工程において石灰系媒溶材の滓化促進のために酸化鉄を使用することが必要となる。一方、これが２０ｋｇ／ｔを超えると、石灰系媒溶材の使用量が増大したり、脱燐操業が阻害されたりする問題がある。
（４）次に、図２（Ｄ）に示す脱燐処理工程（Ｄ）について説明する。
　前記排滓工程（Ｃ）の後は、同じ転炉型精錬炉１内に残留させた溶銑に石灰系媒溶材を添加すると共に、酸素源となる酸素吹錬を行なって、溶銑の脱燐処理を行なう。この脱燐処理工程において使用する酸素源は、上吹きランス２からの酸素ガス１２のみを使用することが熱ロスを低減するうえで好ましい。溶銑中の燐は、供給される酸素源中の酸素により酸化されて燐酸化物（Ｐ２Ｏ５）となり、この燐酸化物が、石灰系媒溶材の滓化によって生成するスラグ中に安定的に取り込まれて、溶銑の脱燐が進行する。脱燐反応を効率よく進めるには、脱燐処理後のスラグ（今回チャージの脱燐処理後スラグ１８）の塩基度は１．２以上３．０以下となるように石灰系媒溶材を添加し、かつ送酸によって脱燐処理終了後の溶銑温度が１２８０℃以上１３６０℃以下となるようにして脱燐処理を行なうことが好ましい。
　この脱燐処理時に生成した脱燐処理スラグ１７のスラグ塩基度が１．２未満あるいは溶銑温度が１３６０℃超では、スラグの脱燐能が低下して、処理後の溶銑中燐濃度を十分に低下できない場合がある。一方、そのスラグ塩基度が３．０を超えると石灰系媒溶材の滓化が困難となり、石灰系媒溶材のコストが上昇し、溶銑温度が１２８０℃未満でも、やはり石灰系媒溶材の滓化が困難となり、後工程の脱炭処理時の熱量が不足する。そして、脱炭工程の段階における熱量を十分に確保するには、脱燐処理終了後の溶銑温度を１２８０℃以上１３６０℃以下とすると共に、脱燐処理終了時の溶銑中炭素濃度が２．８ｍａｓｓ％以上となるように、脱珪処理および脱燐処理での酸素使用量および／または炭素添加量を調節することが望ましい。
　本発明方法に従う操業を行なうに当たり、溶銑のＳｉ濃度、Ｐ濃度、温度が変化し、脱珪処理後の溶銑温度が低いケース、もしくは溶銑のＰ濃度が高く脱燐負荷が大きいケースが生じる。その場合、脱燐工程における石灰の溶解促進を図るため、粉状の石灰もしくは炭酸カルシウム等の石灰源を上吹きランスから酸素ガスもしくは不活性ガスにより溶湯面に吹付けることが有効である。上吹き酸素が溶湯面に照射された領域では、直接脱炭反応や鉄酸化が生じることにより、２０００℃程度の高温になっており、その領域に粉状の石灰源が添加されることで、溶融が促進される。
　本発明に従う溶銑の予備処理方法では石灰の溶融に寄与するＳｉＯ２含有スラグを脱珪処理後に排出するため、粉状石灰源の投射による早期溶解が有効となる。また、この方法では、溶銑中のＳｉの酸化熱を利用し、冷鉄源の溶解を促進される。従って、溶銑中のスクラップの溶解速度については、より高温での操業が好ましい。しかし、脱珪処理中の復燐、脱燐処理については高温はむしろ不利になる。そこで、本発明では上記の上吹き酸素が噴射される領域に粉状の酸化鉄を同時に上吹きすることにより、酸化鉄の分解反応（吸熱反応）によって反応領域のみを局所的に冷却し、マクロ的には高温である条件において、脱燐もしくは復燐の抑制を図ることが可能となる。ここで、石灰や炭酸カルシウムを含有する副原料としては、それぞれ単体だけでなく、転炉脱炭吹錬時に発生するスラグなどの再利用物等でも構わない。また、酸化鉄についても鉄鉱石等の単体だけでなく、圧延スケール、焼結鉱粉、集塵ダストなどの再利用物を使用してもよい。
（５）次に、図２（Ｅ）に示す出銑工程（Ｅ）について説明する。
　この工程（Ｅ）では、前記の脱燐工程を経て溶銑中の燐濃度が所定の値にまで低下したとき、該転炉型精錬炉１を出湯口が設置された側に傾転させて、転炉型精錬炉内の溶銑を溶銑保持容器（図示せず）に出湯する。なお、前記所定の燐濃度としては、０．０３０ｍａｓｓ％以下とすることが好ましい。
　以上説明したように、本発明に係る溶銑予備処理方法においては、溶銑の脱燐処理終了後に出銑した後に、炉内に残留させた脱燐後処理スラグの少なくとも一部を排出しないまま残し、そこに新たな溶銑を装入して脱珪処理を行なうという連続的な処理になる。従って、転炉型精錬炉（予備処理炉）から排出されるスラグの多くは脱珪処理後スラグとなり、比較的塩基度の高い脱燐処理後スラグの混入を低減することができる。それは、脱燐処理後スラグが混入していると、アルカリの溶出や水和反応による膨張のおそれがあってスラグの用途が制約されるのを避けるためである。特に、脱燐処理後スラグを全く排出しない方法では、このような問題が全く生じないため、スラグの処理を単純化できるうえ、高付加価値の用途にも適用が可能となる。これは溶銑の予備処理を本発明のように１つの転炉を使って連続して繰返し行なうようにする方法の場合、特にその効果が大きい。
　図１に示すような容量２５０トンの転炉型精錬炉１を用いて本発明に係る溶銑予備処理を実施した。この処理では、上吹きランス２から酸素ガスを浴面（溶銑）に向けて吹き付けると共に、炉体底部に設けた５個の底吹き羽口からは溶銑中に攪拌用の窒素ガスを吹き込んだ。表１に示す全ての実施例および表２に示す一部の比較例において、前工程の溶銑の脱燐処理で生成した脱燐処理後スラグの一部あるいは全部を炉内に残留させたままの転炉型精錬炉内に、まず冷鉄源を装入し、次いで、その炉内に溶銑を装入し、その後、酸素を上吹きして脱珪処理を開始した。一部の操業では、脱珪処理における熱源である珪素源としてＳｉＣブリケットと非酸化物Ｓｉを使用し、塩基度調節のための石灰系媒溶材として生石灰を使用し、これらを炉上から添加した。そして、脱珪処理終了後は速やかに炉体を傾動して排滓作業を行なった。引き続いて、生石灰と酸素ガスを供給し、一部の操業については鉄鉱石も添加して脱燐処理を行った。脱珪処理の開始から脱燐処理終了後の出湯完了までの時間は３０分程度であった。
　前記冷鉄源としては、日本鉄源協会の「鉄スクラップ検収統一規格」に規定されている鉄スクラップを使用した。
　表１に本発明を適用した実施例を、そして、表２に比較例の操業条件および操業結果をそれぞれ示す。いずれの操業も、脱珪処理においては酸化鉄を使用していないが、脱珪処理後の排滓工程において転炉型精錬炉から排出されるスラグの塩基度は比較例３を除き目的とする値となっており、スラグは十分に滓化されていた。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000007
　実施例１、２、５～９では、前回の溶銑の脱燐処理後の脱燐処理後スラグの全量を炉内に残留させて次の溶銑の予備処理を行なった例であり、比較例１は、前回の溶銑の脱燐処理後スラグを全量排出した例であり、これらの比較を試みた。また、比較例２は脱珪処理後の脱珪処理後スラグを全く排出せず、続けて脱燐処理を行なった例である。
　本発明方法に適合する実施例１～９では、脱燐処理後スラグおよび脱珪処理後スラグの塩基度や炉内残留量（残留率あるいは排出率）、脱珪処理後の温度、溶銑中珪素濃度などの条件を種々変更したが、いずれの条件においても約５～７．７ｋｇ／ｔという少ない生石灰使用量で、脱燐処理後の溶銑中燐濃度は約０．０３ｍａｓｓ％未満と低く、スクラップの使用量も比較例１に比較して多い結果となった。これに対して比較例１は、前回の溶銑の脱燐処理後スラグおよび脱珪処理後スラグを全量排出するようにしたため処理後の溶銑中燐濃度は低いが、生石灰使用量が増大し、しかも、脱燐処理時に滓化するための鉄鉱石が多量に必要となったことから、スクラップ使用量も少ないという結果となっている。
　とくに、比較例２は、脱珪処理後のスラグを排出しないまま脱燐処理を行なうようにしたため、脱燐処理後スラグ量が大幅に増大すると共に生石灰使用量も多くなっている。また、比較例３は、脱珪処理後のスラグ塩基度が０．５未満に低下したため、復燐を招いたと考えられ、脱燐処理での塩基度調節のための生石灰使用量も多くなっている。比較例４は、脱珪処理後の温度が１３８０℃よりも高くなってしまったために、復燐を招いたと考えられ、脱燐処理での塩基度調節のための生石灰使用量も多くなっている。比較例５は、脱珪反応が十分に進行しないままに脱珪処理を終了したために、スラグフォーミングが沈静化し易くなり、脱珪処理後スラグの排出率が悪くなった例であり、生石灰使用量が多くなっている。
　さらに、スラグの排滓性に及ぼす処理条件の違いを明確にするために、脱珪処理工程後に排滓を行うのではなく、脱珪＋脱燐処理後に炉傾動による排滓試験を実施した。溶銑のＳｉ濃度を考慮し、脱珪＋脱燐後に塩基度（Ｃａ／ＳｉＯ２）１．５となるように調整し、（Ｔ．Ｆｅ）＝１０～３０ｍａｓｓ％、処理後[Ｓｉ]＝Ｔｒ．、[Ｐ]＝０．０５０～０．０７０ｍａｓｓ％、溶銑温度は１３４０～１３６０℃であった。スラグフォーミングは殆どなく、固相比率の高いスラグが排出され、炉傾動により排出量を制御するのが困難であった。即ち、脱珪工程後と脱珪＋脱燐後のスラグ排出においてはスラグ性状、フォーミング状況が異なるため、スラグ組成の適正条件は適用できないことが分かった。
　実施例１と比較例４との比較からは、スクラップ使用量を増大して、脱珪処理後温度を低下することにより、スラグからの復燐を抑制しつつ、生石灰使用量を削減して、効率よく脱燐処理を実施できることがわかった。
　次に、表１、２の試験と同様にして、脱珪処理中の塩基度の影響を調査した。その結果を表３に示す。表３に示したとおり、脱珪処理中の塩基度が０．８～１．５を満足した実施例１１、１２は復燐も起こらず脱燐後の燐濃度が良好であった。これに対し、脱珪処理中の塩基度が０．８～１．５を外れた実施例１０は復燐が生じ脱燐後の燐濃度が若干高くなった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000008
　また、表1、２の試験と同様にして、脱珪終了時のＴ．Ｆｅの中間排滓時間に対する影響等を調査した。その結果を表４に示す。表４に示したとおり、実施例１３～１６から明らかなように、全ての実施例においてスクラップの多量使用ができ、また生石灰の使用量も低減できた。特に、脱燐工程で粉状石灰、炭酸カルシウム、酸化鉄を上吹きランスから供給する実施例１３、１４は、石灰の滓化・溶融速度が増加し、同一生石灰量にて処理後の燐濃度が[Ｐ]＜０．０２０ｍａｓｓ％と低位であった。また、排滓工程での脱珪処理後スラグ中（Ｔ．Ｆｅ）が５～２５ｍａｓｓ％である実施例１３、１４の方法では中間排滓時間を短縮でき、中間排滓性も良好であることがわかった。これに対し、実施例１５は、排滓工程での脱珪処理後スラグ中（Ｔ．Ｆｅ）が低く、中間排滓時間が実施例１３、１４と比較しで時間を要した。一方、実施例１６は、排滓工程での脱珪処理後スラグ中（Ｔ．Ｆｅ）が高く、突沸現象が生じたためスラグを沈静化するための時間を要したために排滓時間が増加した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000009
　本発明に係る溶銑予備処理技術は、フラックス使用量や発生スラグ量を抑制しつつ効率的にリン濃度を低減できると共に、鉄スクラップや冷銑などの冷鉄源の溶解を効率的に行なうことのできる。この技術は、転炉型精錬炉を利用する場合だけでなく、同様の構成を有する他の精錬容器での処理においても適用が可能である。
１　転炉型精錬炉
２　上吹きランス
３　底吹き羽口
４　出湯口
５　ホッパー
６、８　シュート
７　ホッパー
９　溶銑
１０　脱珪処理後スラグ
１１　冷鉄源
１２　酸素ガス
１３　底吹きガス
１４　装入鍋
１５　珪素源
１６　石灰系媒溶材
１７　脱燐処理後スラグ

Claims (12)

  1. 　溶銑の脱珪処理および脱燐処理を転炉型容器を用いて行なう際に、まず、高炉から出銑した溶銑を転炉型容器内に装入して脱珪処理を行ない、次いで、溶銑および脱珪処理後のスラグの一部を該容器内に残留させる中間排滓の処理を行ない、引き続き、該容器内に残留させた脱珪後の溶銑およびスラグに対して石灰系媒溶材を添加すると共に酸素を吹精することによって溶銑の脱燐処理を行なう方法において、
    　前記転炉型容器内に、スラグの塩基度が１．２以上である脱燐処理後スラグのうちの３０ｍａｓｓ％以上を残留させ、
    　次いで、脱燐処理後スラグを収容したその容器内に少なくとも未処理の溶銑を装入して脱珪処理を行ない、その脱珪処理終了時における溶銑の珪素濃度を０．２ｍａｓｓ％以下、脱珪処理後スラグの塩基度を０．５以上１．５以下、溶銑温度を１２４０℃以上１４００℃以下にし、
    　次いで、脱珪処理後スラグの４０ｍａｓｓ％以上を炉外に排出する中間排滓を行ない、
    　その後、同じ前記容器にて脱燐処理を行なうこと、
    を特徴とする溶銑の予備処理方法。
  2. 　脱燐処理後スラグの塩基度は、３．０以下とすることを特徴とする請求項１に記載の溶銑の予備処理方法。
  3. 　脱燐処理後スラグは、脱燐処理時に生成した量の６０ｍａｓｓ％以上を容器内に残留させることを特徴とする請求項１または２に記載の溶銑の予備処理方法。
  4. 　脱珪処理中におけるスラグ塩基度は、０．８以上１．５以下とすることを特徴とする請求項１～３のいずれか１に記載の溶銑の予備処理方法。
  5. 　脱珪処理後スラグは、スラグ塩基度を０．８以上１．５以下、Ｔ．Ｆｅを５ｍａｓｓ％以上２５ｍａｓｓ%以下にすることを特徴とする請求項１～４のいずれか１に記載の溶銑予備処理方法。
  6. 　脱珪処理時に冷鉄源を装入することを特徴とする請求項１～５のいずれか１に記載の溶銑予備処理方法。
  7. 　前記脱珪処理は、転炉型容器内に高炉から出銑した溶銑の他、冷鉄源を装入して酸素吹精し、この処理終了時の溶銑温度を１２６０℃以上１３５０℃以下にすることを特徴とする請求項１～６のいずれか１に記載の溶銑の予備処理方法。
  8. 　前記脱珪処理では、転炉型容器内に装入する溶銑と冷鉄源との合計重量当たり、下記式を満足する量の冷鉄源を装入することを特徴とする請求項１～７のいずれか１に記載の溶銑の予備処理方法。
    　　　　　　　　　　　　　　　　　記
    Figure JPOXMLDOC01-appb-I000001
    　ここで、
    Ｙ：２３０～２７０、
    [％Ｓｉ]：装入溶銑中珪素濃度（ｍａｓｓ％）、
    Ｔi：装入溶銑温度（℃）、
    Ｘs：冷鉄源原単位（ｋｇ／ｔ）
  9. 　脱珪処理終了時における溶銑の珪素濃度は、０．１ｍａｓｓ％以下とすることを特徴とする請求項１～８のいずれか１に記載の溶銑の予備処理方法。
  10. 　前記脱燐処理は、転炉型容器内に、溶銑と冷鉄源の合計重量当たり１００～２５０ｋｇ／ｔの冷鉄源と、２～１０ｋｇ／ｔの酸化物となる珪素とを装入もしくは添加することを特徴とする請求項１～９のいずれか１に記載の溶銑の予備処理方法。
  11. 　前記脱燐処理は、中間排滓後の転炉型容器内に、冷鉄源と溶銑の合計重量当たり４～２０ｋｇ／ｔの脱珪処理後スラグを残留させると共に、石灰系媒溶材を添加し、脱燐処理後のスラグ塩基度が１．２以上３．０以下、かつ、この脱燐処理終了後の溶銑温度が１２８０℃以上１３６０℃以下となるように酸素吹錬することを特徴とする請求項１～１０のいずれか１に記載の溶銑の予備処理方法。
  12. 　前記脱燐処理は、上吹きランスより、粉状の石灰、炭酸カルシウム、酸化鉄のうち少なくとも１種類以上の成分を含有する精錬剤を、溶湯に向けて噴射することを特徴とする請求項１～１１のいずれか１に記載の溶銑の予備処理方法。
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