CN113710819A - 含铬铁液的制造方法 - Google Patents

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Abstract

本发明中，在具备3根电极的交流式电炉中，作为达到以金属Si量/Cr氧化物量进行定义的质量比为0.30～0.40且C浓度为2.0质量％～饱和浓度的配合，装入装入料，该装入料包含含金属Si的铬铁合金及硅铁合金中的至少一种金属原料和含有在氧化精炼中产生的Cr氧化物的未还原炉渣，在通过从电炉中心轴方向俯视观察的所述3根电极的各中心的圆的直径PCD(m)、作为各电极的前端至液面的铅直距离的平均电极高度He(m)、炉内直径Df(m)、熔融炉渣厚度Hs(m)、液面中的电弧扩展直径Darc(m)、电弧的偏转角θ(deg)满足下述关系的条件下进行操作，制造包含Cr的铁液，Darc＝PCD+2He·tanθ、θ＝52.5‑75·(PCD/Df)、0.22≤Darc/Df≤0.30、0.35≤He/Hs≤1.50。

Description

含铬铁液的制造方法
技术领域
本公开涉及含铬铁液的制造方法。
背景技术
以往，已知使用电炉等制造含大量铬(Cr)的铁液、对不锈钢进行熔炼的技术。在这种含铬铁液的制造中，向铁液吹入氧、进行脱碳处理时，C被氧化、作为一氧化碳被除去，而Cr作为Cr氧化物(氧化铬)进入到炉渣中。
为了高效地对不锈钢进行熔炼，需要削减氧化铬的产生量、削减炉渣产生量。
专利文献1中公开了将转炉炉渣回流至电炉、在电炉中进行还原的技术。记载了通过该技术，可以充分地将金属铬回收。
另外，专利文献2中公开了不使用氟石等F含有物、在电炉中将铬还原的技术。记载了通过该技术，可以将金属铬有效地从氧化铬中还原回收。
现有技术文献
专利文献
专利文献1：日本特开2010-242128号公报
专利文献2：日本特开2010-90428号公报
发明内容
发明要解决的技术问题
专利文献1及2所记载的技术中，均可抑制排出至体系外的炉渣产生量，但从环境和谐的社会性要求的观点出发，作为炉渣的消减量是不充分的。另外，随着不锈钢制品的需要的扩大，还要求能够高效地将铬回收。
本公开鉴于所述问题，其目的在于提供能够高效地将包含在氧化精炼中产生的铬氧化物的未还原炉渣还原、将铬回收，同时能够抑制炉渣的产生量的含铬铁液的制造方法。
用于解决技术问题的手段
本公开如下所述。
<1>一种含铬铁液的制造方法，其中，在具备3根电极且在各电极与液面之间产生电弧的交流式电炉中，作为达到以金属Si量/Cr氧化物量进行定义的质量比为0.30～0.40且C浓度为2.0质量％～饱和浓度的配合，装入装入料，该装入料包含含金属Si的铬铁合金及硅铁合金中的至少一种金属原料和含有在氧化精炼中产生的Cr氧化物的未还原炉渣，
使通过从上述电炉中心轴方向俯视观察的上述3根电极的各中心的圆的直径为PCD(m)、作为上述3根各电极的前端至铁液的静止液面的铅直距离的平均电极高度为He(m)、炉内直径为Df(m)、熔融炉渣厚度为Hs(m)、上述铁液的静止液面中的上述电弧的扩展直径为Darc(m)、上述电弧的偏转角为θ(deg)时，以满足下述(1)式～(4)式的关系的条件进行操作，制造包含上述Cr氧化物被还原处理的Cr的铁液，
Darc＝PCD+2He·tanθ (1)
θ＝52.5-75·(PCD/Df) (2)
0.22≤Darc/Df≤0.30 (3)
0.35≤He/Hs≤1.50 (4)。
<2>上述<1>所述的含铬铁液的制造方法，其中，在上述电炉的炉底配置每液面面积1m2为0.12个以上的搅拌气体吹入塞，使相邻的上述搅拌气体吹入塞的中心间距离为L、上述炉底至液面的熔融金属深度为H时，L/H达到0.50以上。
<3>上述<1>或<2>所述的含铬铁液的制造方法，其中，从上述中心轴方向对上述电炉进行俯视观察，炉中心位于以上述3根电极的各中心为顶点的三角形的重心处，进而从上述中心轴方向对上述电炉进行俯视观察，假定以从上述炉中心通过上述3根各电极的中心并延伸至炉壁的假想线作为中心线、以该电极的直径为宽度的带区域，上述搅拌气体吹入塞位于除了上述带区域之外的炉底区域。
<4>上述<1>～<3>中任一项所述的含铬铁液的制造方法，其中，使上述电炉的操作时的搅拌动力密度为0.01kW/吨～1.0kW/吨。
<5>上述<1>～<4>中任一项所述的含铬铁液的制造方法，其中，上述装入料中包含碳源、硅源、CaO源及Al2O3源，
上述装入料中，除上述金属原料以外是副原料，
筛孔超过25mm的上述副原料的含量相对于上述装入料整体为5质量％～30质量％、且筛孔小于3.15mm的上述副原料的含量相对于上述装入料整体为3.0质量％以上，
按照上述还原处理后的铁液中的C浓度及Si浓度满足下述(5)式的条件、且上述还原处理后的炉渣中的CaO浓度与SiO2浓度与Al2O3浓度的关系满足下述(6)式的条件的方式，在上述电炉中装入上述装入料，
[C]≥-29.4+0.015×(T+273)-0.003×(T+273)×log[Si] (5)
0.04≤(CaO)/{(SiO2)×(Al2O3)}≤0.20 (6)
这里，[C]和[Si]分别表示还原处理后的铁液中的C浓度(质量％)和Si浓度(质量％),(CaO)和(SiO2)和(Al2O3)分别表示还原处理后的炉渣中的CaO浓度(质量％)和SiO2浓度(质量％)和Al2O3浓度(质量％)，T表示还原处理后的铁液的温度(℃)。
<6>上述<5>所述的含铬铁液的制造方法，其中，还原处理后的上述炉渣中的氟浓度以CaF2换算计为0.5质量％以下、且Al2O3浓度为5质量％～30.0质量％。
<7>上述<1>～<6>中任一项所述的含铬铁液的制造方法，其中，使1次装料(charge)中的上述电炉的耐火物炉壁的表面温度的最高到达温度为1000℃～1800℃，且在上述耐火物炉壁的上述表面温度为1000℃～1800℃的范围内，使从上述耐火物炉壁表面朝向炉主体内部的热流束达到150Mcal/m2/hr以下，将装入在上述电炉中的上述装入料熔解。
发明效果
根据本公开，可以提供能够高效地将包含在氧化精炼中产生的铬氧化物的未还原炉渣还原、将铬回收，同时能够抑制炉渣的产生量的含铬铁液的制造方法。
附图说明
图1为表示用于制造含铬铁液的电弧式电炉之一例的纵截面图。
图2为用于说明从搅拌气体吹入塞吹入至炉内的搅拌气体的流向之一例的示意图。
图3为用于说明电弧式电炉之一例中，从炉中心轴进行观察的大略情况的图。
图4为表示测定电炉炉内温度的热电偶的设置状态之一例的部分立体图。
图5A为用于说明炉壳内径、电极高度、炉渣厚度、电弧的偏转角、及电弧的扩展直径的铅直方向的概略截面图(图5B中的A-A线截面)。
图5B为用于说明炉壳内径、电极高度、炉渣厚度、电弧的偏转角、及电弧的扩展直径的水平方向的概略图。
具体实施方式
以下，一边参照附图一边说明本公开的实施方式。
此外，本说明书中使用“～”表示的数值范围是指作为下限值及上限值包含“～”前后所记载的数值的范围。另外，记载于“～”前后的数值带有“超过”或“小于”时的数值范围是指作为下限值或上限值不包含这些数值的范围。
本说明书中阶段性记载的数值范围中，某个阶段的数值范围的上限值或下限值也可以替换成其他阶段记载的数值范围的上限值或下限值，也可以替换成实施例所示的数值。
另外，对于成分的含量而言，“％”表示“质量％”。
图1为本实施方式中用于制造含铬铁液的电炉的纵截面图。以下，对本实施方式中使用的电炉的详细结构进行说明。
本实施方式中使用的电炉10如图1所示，是具有3根电极的交流式电炉。详细情况在后叙述，本实施方式中，作为电炉中的装入料，将包含在氧化精炼中产生的铬氧化物的未还原炉渣、例如通过在之后工序的转炉中对含铬铁液进行脱碳处理所产生的其他装料时的转炉炉渣，作为金属原料的包含金属Si的铬铁合金及/或硅铁合金，进而根据需要的其他副原料等装入到电炉10中，用铬铁合金及/或硅铁合金来源的金属Si将未还原炉渣中包含的Cr氧化物还原，从而制造含铬铁液。
在电炉10的炉底12设置多个搅拌气体吹入塞13，搅拌气体吹入塞13的个数是每液面面积1m2为0.12个以上，进而使相邻的搅拌气体吹入塞13的中心间距离为L、炉底12至液面的熔融金属深度为H时，优选L/H为0.50以上。由此，氧化铬的还原回收可以进一步效率化。
这里，液面面积是从上方对电炉10进行俯视观察时的熔融金属液面的面积。另外，相邻的搅拌气体吹入塞13的中心间距离L是水平距离。此外，当炉底12并非平面时，熔融金属深度H是相邻2个塞子位置处的熔融金属深度的平均值。一般来说，熔融金属深度H为50cm以上、最大值在大型电炉中为2m左右。
通过熔融金属的搅拌，未熔解的装入料与熔融金属的接触相应地被促进，促进装入料的加热及熔解。但是，由于电炉10是浅槽的，因此不仅搅拌效率低，而且用1个搅拌气体吹入塞13能够良好搅拌熔融金属的范围也是有限度的。为了促进熔融金属的搅拌，还考虑到了增加搅拌气体吹入塞13的每1个的搅拌气体流量，但当搅拌气体的流量超过某个临界值时，则吹过熔融金属的搅拌气体变得明显，吹入的搅拌气体的一部分难以被用于搅拌。
因此，本实施方式中，优选使每液面面积1m2的搅拌气体吹入塞13的个数为所述范围。此外“每液面面积1m2的搅拌气体吹入塞的个数”是指搅拌气体吹入塞13的个数除以操作时的液面面积的值。由此，弱搅拌区域的面积减少，熔融金属整体被良好地搅拌，结果，促进了装入料与熔融金属的接触，促进装入料的加热及熔解。此外，搅拌气体吹入塞的设置个数存在物理的上限值(设置场所)，一般来说认为每液面面积1m2为0.5个左右。
进而，说明相邻搅拌气体吹入塞的间隔及熔融金属深度对熔融金属的搅拌所造成的影响。
已知，因从设置在炉底的搅拌气体吹入塞吹至熔融金属的搅拌气体所导致的液面的扩展如图2所示，液面的扩展半径为0.21×熔融金属深度H。此外，一般来说，相对于铅直线的搅拌气体的扩展角度为12度。
为了使得从相邻2根搅拌气体吹入塞13吹至炉内的搅拌气体所导致的液面的扩展不相干涉，认为如图2所示，使相邻搅拌气体吹入塞的中心间距离L超过0.42H(＝0.21H×2)。进而，当扩大相邻搅拌气体吹入塞的中心间距离L、为0.50H时，在2个液面的扩展之间产生空隙，产生下降流。因此，优选使相邻搅拌气体吹入塞的中心间距离L为0.50H以上、即使L/H为0.50以上。L/H的上限值并无必要特殊设定，但L/H中存在物理的上限值，一般为5左右。
另外，本实施方式中的电炉的操作方法中，优选如图3所示，从中心轴方向对电炉10进行俯视观察，将炉中心11配置在以3根电极15a、15b、15c的各中心为顶点的三角形的重心处，进而，对电炉10进行俯视观察，假定以从炉中心11通过电极15a、15b、15c的中心并延伸至耐火物炉壁14的假想线作为中心线、以该电极的直径为宽度的带区域16，将搅拌气体吹入塞13配置在除了带区域16之外的炉底区域。
一般来说，在电流平行地流过的导体间会产生电磁力。在3相电极中，相对于电极循环朝外的电磁力作用于电弧。因此，电弧并非铅直、而是向炉壁倾斜。指向炉壁的电弧沿着从炉中心通过电极中心延伸至炉壁的假想线，将由高温气体形成的电弧喷射流吹向炉壁。高速流过熔融金属炉浴面的表层部的该电弧喷射流对熔融金属炉浴面赋予剪切力，产生沿着电弧喷射流的熔融金属流动。
因此，搅拌气体吹入塞优选配置在不阻碍由电弧喷射流产生的熔融金属流动的区域，即配置在除了以从炉中心通过电极中心延伸至炉壁的假想线作为中心线、以该电极的直径为宽度的带区域之外的炉底区域上。此时，只要是将多个搅拌气体吹入塞的至少1个配置在除了带区域之外的炉底区域即可，更优选将全部搅拌气体吹入塞配置在除了带区域之外的炉底区域。
进而，若能够抑制电炉的耐火物的损耗，则可以缩短电炉的非工作时间、可以将时间用于未还原炉渣的熔解还原、氧化铬的还原回收可以变得进一步效率化。
从中心轴方向对电炉10进行俯视观察时，如图3所示，在炉主体17的中央部，按照成为以各中心为顶点的正三角形的方式配置3根电极15a、15b、15c，在炉主体17的内面设置耐火物炉壁14。另外，本实施方式的电炉10严重受到在金属原料与电极之间产生的电弧的辐射热，在炉主体17和在径向上与电极15a、15b、15c相向的位置上设置测定耐火物炉壁14表面温度的温度测定部30。
温度测定部30例如如图4所示，分别由3个热电偶31、33、35构成。热电偶31、33、35将炉主体17和在其内面施工的永久耐火物14a及耐磨耐火物14b贯通，按照前端部位于耐磨耐火物14b内的方式进行设置。将各热电偶31、33、35的前端部按照距离炉主体17径向上的永久耐火物14a的表面的距离L1、L2、L3不同的方式进行配置。由此，可以推断由温度测定部30测定的位置上的炉内壁面的温度分布。将由温度测定部30测定的温度测定值输出至控制电炉10操作的控制装置40中。此外，本实施方式的温度测定部30由3个热电偶31、33、35构成，但并不限于该例，只要由多个热电偶构成即可。
将由热电偶31、33、35测定的温度测定值输出至控制装置40。控制装置40基于这些温度测定值来演算耐火物厚度方向的温度梯度，推断耐火物炉壁14的表面温度。如此，通过获得耐火物厚度方向的温度梯度，可以根据该温度梯度更为正确地推断耐火物炉壁14的表面温度。此外，耐火物炉壁14的表面温度的获取并不限于该方法，例如可以使用对表面温度进行直接测定的方法、其他适当的表面温度推断方法。
另外，本实施方式的电炉10还可以测定从耐火物炉壁14表面向炉主体内部的热流束。热流束与上述耐火物炉壁的表面温度的测定同样，例如可以通过图3所示的温度测定部30获取。将通过按照前端部位于与耐火物炉壁14的耐火物厚度方向的不同位置的方式所设置的多个热电偶31、33、35测定的温度测定值输出至控制装置40。控制装置40基于这些温度测定值来演算耐火物厚度方向的温度梯度，推断耐火物炉壁14表面向炉主体10内部的热流束。例如，以规定的采样时间(例如300秒以下的任意时间)演算温度梯度，推断热流束。或者，还可以使用热电偶31、33、35中的任2个温度测定值，由2点的温度测定值的经时变化进行导热的反问题分析，求出热流束。此外，该热流束并不限于该方法，也可以使用其他适当的表面温度推断方法及热流束推断方法。
热流束根据3个温度测定部30的各个温度测定值获取。进而，由所得的热流束决定各装料中的最大热流束。
接着，对本实施方式的电炉10的操作条件进行说明。本实施方式中，例如将通过之后工序的转炉中的脱碳处理(氧化精炼)所产生的其他装料时的转炉炉渣作为包含氧化精炼后的Cr氧化物的后述未还原炉渣装入到电炉中。因此，转炉炉渣的体系外排出变为零，仅在电炉中产生排出至体系外的炉渣，因此可以削减熔炼工序整体的总炉渣产生量。此外，之后工序的转炉中的脱碳处理可以利用公知的条件进行。
<金属Si量/Cr氧化物量的质量比：0.30～0.40>
首先，将含有含金属Si的铬铁合金及硅铁合金中的一者和Cr氧化物及未还原炉渣的装入料装入到电炉中，将它们熔解时，以利用金属硅将转炉的未还原炉渣还原的前提，按照以金属Si量/Cr氧化物量定义的质量比达到0.30～0.40的方式进行配合。此外，在电炉中将装入料熔解时，还装入了含金属Si的铬铁合金及/或硅铁合金、根据需要的其他副原料，对副原料在后进行叙述。另外，当使用含金属Si的铬铁合金及硅铁合金时，金属Si量是指硅铁合金及铬铁合金中包含的金属硅的量。此外，作为金属Si源可以仅使用硅铁合金，但从使金属Si量/Cr氧化物量的比达到0.40以下的观点出发，优选仅使用含金属Si的铬铁合金，或者将含金属Si的铬铁合金与硅铁合金并用。
当以金属Si量/Cr氧化物量定义的质量比小于0.30时，以后述的加热速度为前提，此条件下金属硅量变得不足、在电炉中生成的炉渣中的氧化铬相对地增多，无法高效地进行铬的还原。另外，当以金属Si量/Cr氧化物量定义的质量比超过0.40时，所制造的含铬铁液中的硅量有所增加、之后工序的转炉中的氧化精炼工序中所生成的转炉炉渣量有所增加。本实施方式中，为了抑制炉渣的体系外排出量，例如当将转炉炉渣的总量回流至电炉时，会导致回流的炉渣量的增加和回流的氧化铬量的增加这两者。因此，就在电炉中的处理而言，对应于所增加的炉渣量及氧化铬量的金属硅的使用量有所增加，结果导致电炉中的炉渣产生量的增大，在操作次数增加的同时，会发生电炉中的炉渣量有所增加的问题。
<C浓度：2.0质量％以上>
以氧化铬的还原回收的高效化为目的，C浓度为2.0质量％以上。C浓度的上限并无特别限定，实质上为对应于Cr浓度的饱和浓度以下。此外，碳的饱和浓度随Cr浓度而不同。例如，当Cr浓度为0质量％时，碳的饱和浓度为4.4质量％左右，Cr浓度为10％左右的通常的含铬钢时，为5.5质量％左右。在利用金属硅进行的炉渣中的氧化铬的还原反应中，硅的活性成为影响还原反应的因子，但通过使C浓度为2.0质量％以上，可以将硅的活性维持在高位，可以优选地推进还原反应。碳包含在焦炭及煤炭等碳材或者铬铁合金中，通过调整它们的装入量，可以使C浓度为2.0质量％以上。
<电极的位置关系>
接着，对操作中的炉内的电极的位置关系进行说明。一般来说，交流式电炉具有3根电极，将各电极配置在一个圆周上。这里，如图3所示，使在从中心轴方向进行俯视观察时的通过3根电极各中心的圆的直径为PCD(m)。另外，图5A及图5B分别表示电炉的截面，图5A表示图5B的A-A截面。如图5A所示，使电炉内的炉主体17(这里表示炉壳)的炉内直径为Df(m)，各电极15a、15b、15c的前端至铁液100的静止液面的铅直距离为平均电极高度He(m)。此外，铁液100的静止液面的位置例如可以由装入金属量和耐火物炉壁内面的容积，几何学地求出。另外，还可以利用使用微波或铁棒的方法等进行测量。电极前端的位置例如可以由开始该装料前测定电极把持部至电极前端的距离的值和操作中的电极把持部的位置来求出。当在3根电极中，各个电极高度He不同时，使用其算术平均值。
如图5A及图5B所示可知，在3相交流式电炉中，在各电极15a、15b、15c与液面之间产生的电弧20a、20b、20c相对于铅直朝下的方向具有偏转角，向电炉的水平方向外侧偏转。通过该偏转，电弧的推力不仅有铅直成分、还有水平成分。此外，相对于各电弧20a、20b、20c的偏转角θ(deg)，铁液的静止液面上的电弧20a、20b、20c的扩展直径Darc(m)用下述(1)式表示。
Darc＝PCD+2He·tanθ (1)
此外，各电弧20a、20b、20c的偏转角θ由电极间的距离或通电条件所决定，但经验上可以使用PCD和Df，如以下(2)式那样进行表示。
θ＝52.5-75·(PCD/Df) (2)
本公开中，以电弧20a、20b、20c整体的扩展直径Darc与炉内直径Df的关系计、满足以下的(3)式，且以平均电极高度He与图5所示的熔融炉渣厚度Hs(m)的关系计、满足以下的(4)式。
0.22≤Darc/Df≤0.30 (3)
0.35≤He/Hs≤1.50 (4)
就(3)式的条件而言，当Darc/Df小于0.22时，由于可利用电弧的推力进行搅拌的区域远离炉壁，因此炉壁附近的搅拌变弱、炉内搅拌变得不充分。因此，由于搅拌不足，在炉壁附近、装入料的熔解性恶化，因而氧化铬的熔解及还原需要较多时间。此时，金属硅因不可避免地侵入到电炉内的空气中的氧而被氧化损耗。结果，金属硅变得不足、氧化铬的还原变得不充分。或者，对氧化损耗成分的金属硅进行追加装入，导致电炉内的硅消耗量增加、电炉中的炉渣产生量的增加。
另一方面，当Darc/Df超过0.30时，电弧的扩展变得过大、电弧推力广泛分散。结果，因电弧推力的水平成分造成的从电极至炉壁方向的搅拌流变弱、炉内搅拌变得不充分。由于搅拌不足，所装入的未还原炉渣的熔解、熔解后的炉渣的还原反应均变得不充分。结果，氧化铬的还原变得不充分。进而，在还原反应中未被消耗的金属硅大量残存在含铬铁液中，之后工序的脱碳工序中的转炉炉渣的产生量有所增加(SiO2增加)。
按照Darc/Df满足(3)式的条件，通过调整俯视观察的经过3根电极15a、15b、15c的各中心的圆的直径PCD和电极高度He，充分地获得利用电弧推力的炉渣的搅拌效果，可以促进装入料的熔解及炉渣的搅拌，可以有效率地促进铬氧化物的还原。此外，3根电极15a、15b、15c的位置可以按照在操作开始时满足各式的方式进行设定，也可以按照在操作中满足各式的方式进行调整。
另外，本发明人等还发现，为了将电弧的推力实际应用于炉渣的搅拌，电极高度与熔融炉渣厚度的关系也很重要。这里，熔融炉渣厚度Hs是指如图5A所示、从熔融炉渣50的静止液面至铁液100的静止液面的铅直距离。熔融炉渣50的静止液面例如可以由装入的副原料的量和炉内的耐火物炉壁的内面的容积，几何学地求出，另外还可以通过使用微波或铁棒的方法等进行测量。
就(4)式的条件而言，当He/Hs超过1.50时，电弧的推力仅传递至炉渣的表面、铁液附近的炉渣的搅拌变得不充分。结果，氧化铬的还原变得不充分。进而，在还原反应中未被消耗的金属硅大量残存于含铬铁液中，之后工序的脱碳工序中的转炉炉渣的产生量有所增加(SiO2的增加)。
另一方面，当He/Hs小于0.35时，电弧的推力主要被利用在铁液的搅拌中、搅拌炉渣的力变得不充分。结果，氧化铬的还原变得不充分。进而，在还原反应中未被消耗的金属硅大量残存于含铬铁液中，之后工序的脱碳工序中的转炉炉渣的产生量有所增加(SiO2的增加)。
按照He/Hs满足(4)式的条件进行操作，充分获得利用电弧推力的炉渣的搅拌效果，可以促进装入料的熔解及炉渣的搅拌、有效率地推进铬氧化物的还原。
如上所述，通过使电炉中装入料的金属Si量/Cr氧化物量的质量比及C浓度为规定的范围，进而使3根电极的位置关系为规定的条件，可以高效地将铬回收，同时可以抑制排出至体系外的炉渣量。进而，优选如后所述，通过控制所装入的副原料的粒度及处理后的炉渣成分，若能够迅速地熔解未还原炉渣，则可以通过氧化铬的还原进一步高效地将铬回收。
<电炉中的其他装入料(副原料)>
上述的副原料是指金属原料(铬铁合金、硅铁合金、废铁等)以外的装入料，除了转炉炉渣(未还原炉渣)之外，包含氧化物(生石灰、硅石、氧化镁、氧化铝、废弃炉材料、金属氧化物)、碳氧化物(石灰石、白云石)、氢氧化物(金属或半金属的氢氧化物)。这些物质可以根据需要装入到电炉中。
该副原料中，通过使难以加热及熔解的筛孔超过25mm的副原料(以下有时称作“块状副原料”)与装入料整体的质量比及易于加热及熔解的筛孔小于3.15mm的副原料(以下有时称作“微粉副原料”)与装入料整体的质量比为规定的条件，可以进一步高效地将铬回收。此外，上述筛孔超过25mm和筛孔小于3.15mm分别是指残留在JIS Z8801-2：2000的公称筛孔25mm的筛板的筛上物、和公称筛孔3.15mm的筛板的筛下物。
<筛孔超过25mm的副原料与装入料整体的质量比：5～30质量％>
筛孔超过25mm的副原料与装入料整体的质量比优选为5～30质量％。规定筛孔超过25mm的副原料与装入料的质量比是为了规定难以加热及熔解的副原料的构成。此外，难以熔解的块状副原料的一部分或全部变为未还原炉渣。
部分或全部包含在块状副原料中的未还原炉渣中，使炉渣中的铬氧化物熔解、利用铬氧化物的铁液所进行的还原反应从固体～液体间的反应变为液体～液体间的反应。由此，作为铬氧化物的还原反应指标的铬还原容量系数从0.01(1/分)左右大幅度提高至0.05(1/分)以上，可以有效率地促进还原反应。此外，铬还原容量系数是指表示每单元时间的铬氧化物的浓度变化的值，是还原反应易于进行的指标。筛孔超过25mm的副原料与装入料整体的质量比小于5质量％时，难以获得该效果。而筛孔超过25mm的副原料与装入料整体的质量比超过30质量％时，加热及熔解花费很多时间、还原反应的效率易于下降。
<筛孔小于3.15mm的副原料与装入料整体的质量比：3.0质量％以上>
另一方面，筛孔小于3.15mm的副原料与装入料整体的质量比优选为3.0质量％以上。筛孔小于3.15mm的副原料在加热后易于熔解，促进块状副原料的熔解。若微粉副原料与装入料整体的质量比为3.0质量％以上时，在该微粉副原料熔解之后、存在于块状副原料的周围，与电炉的电弧喷射流所产生的搅拌作用一起、可以有助于块状副原料的加热或熔解。筛孔小于3.15mm的副原料与装入料整体的质量比小于3.0质量％时，无法充分地获得该效果。另外，上限也无特别限定，即便相对于装入料整体添加超过25质量％的微粉副原料，其效果也饱和。此外，微粉副原料中可以包含未还原炉渣、也可以不包含。
<金属原料的质量比>
金属原料(废铁、合金鉄、粒铁的固形物或熔融物)考虑到电炉内的通电性时，优选相对于装入料整体包含45质量％以上。这里，装入料由于是由上述副原料和金属原料制成，微粉副原料为3质量％以上、块状副原料为5质量％以上，因而金属原料相对于装入料整体优选为92质量％以下。
如上所述，即便块状副原料大量存在，通过以一定的比例含有微粉副原料，也可促进块状副原料的加热熔解。进而，在还原处理后，通过为满足后述(5)式的到达温度、C浓度、Si浓度，且满足后述的(6)式，在能够确保对于炉渣优选的粘度条件时，可以更优选地实现铬的还原。
<还原处理后的铁液中的C浓度和Si浓度>
为了进一步提高铬的回收率，优选还原处理后的铁液中的C浓度和Si浓度满足以下(5)式的条件。
[C]≥-29.4+0.015×(T+273)-0.003×(T+273)×log[Si] (5)
这里，[C]、[Si]分别表示铁液中的C浓度、Si浓度(质量％)，T表示还原处理刚结束后的铁液温度(℃)。此外，通过控制装入料中的碳源和硅源的添加量，可以调整C浓度和Si浓度。作为碳源，可以使用焦炭及煤炭等碳材或铬铁合金所含的碳成分等。作为硅源，可以使用硅铁合金、金属硅、或铬铁合金所含的硅成分等。
<还原处理后的炉渣中的CaO浓度、SiO2浓度、Al2O3浓度>
进而，当还原处理后的炉渣中的CaO浓度、SiO2浓度及Al2O3浓度满足以下的(6)式时，可以更高效地将铬氧化物还原。作为装入料，通过将CaO源及Al2O3源添加至电炉中，可以将炉渣组成控制在适当的区域(即，(6)式的范围)。这里，作为CaO源，可以使用生石灰、石灰石、白云石等所含的CaO成分等。另外，Al2O3源为铝灰及高铝砖，但可以使用二次精炼炉渣等中所含的Al2O3成分等。
0.04≤(CaO)/{(SiO2)×(Al2O3)}≤0.20 (6)
这里，(CaO)、(SiO2)、(Al2O3)分别表示还原处理后的炉渣中的CaO浓度、SiO2浓度、Al2O3浓度(质量％)。
在搅拌力弱的电炉内，为了高效地从包含高浓度铬氧化物的未还原炉渣中将铬分回收，炉渣的熔解性和粘度的影响都很大，重要的是试图降低炉渣的熔解和粘度。众所周知，该炉渣的粘度在碱性炉渣中添加Al2O3时有所增加，在酸性炉渣中添加Al2O3时有所降低(例如参照第3版铁钢便览第I巻、p.43)。
本发明人等通过进行含有铬氧化物的炉渣的各种还原实验，作为从炉渣中的铬成分的高效回收条件，并非通过作为单纯的碱度指标的“(CaO)/{(SiO2)+(Al2O3)}”、而是通过作为Mannessmann Index(以下M.S.I.)已知的“(CaO)/{(SiO2)×(Al2O3)}”可以规定其适当区域。
随着上述炉渣的M.S.I.的增加，炉渣的粘度能够降低。即，通过使M.S.I.为0.04以上，由于能够更高效地将还原处理前的超过30质量％的高浓度的炉渣中的Cr2O3浓度还原至还原处理后的小于10质量％的低浓度，因此优选。另一方面，当M.S.I.超过0.20时，炉渣的熔点明显增加、阻碍炉渣的熔解、铬的还原速度大大降低。因此，为了确保铬的还原速度，优选使M.S.I.为0.20以下。
<还原处理后的炉渣中的Al2O3浓度及CaF2换算的氟浓度>
另外，从炉渣性状的方面出发，更优选通过使还原处理后的炉渣中的Al2O3浓度为适当范围，可以在实质上不使用氟的情况下将炉渣熔解，可以更有效地将铬氧化物还原。这里，实质上不使用氟是指从还原处理后的炉渣中不会明显看到氟的溶出、在还原处理后的炉渣组成中以CaF2换算计为0.5质量％以下的情况，更优选为0.3质量％以下。
为了降低炉渣的熔点、提高铬氧化物的还原速度，优选使还原处理后的炉渣中的Al2O3浓度为5.0质量％以上。另一方面，当Al2O3浓度超过30.0质量％时，通过炉渣的熔解、无法期待铬氧化物的还原促进效果，氧化铝源的成本增多，因此优选为30.0质量％以下。
如上所述，通过控制副原料的粒度及处理后的炉渣成分，可以迅速地使未还原炉渣熔解。结果，可以抑制因不可避免地侵入到电炉内的空气中的氧所导致的金属硅的氧化损耗，氧化铬的还原回收能够进一步高效化。
接着，对电炉的操作中的搅拌条件进行说明。更优选若通过有效率地进行利用底吹的搅拌、能够更迅速地将未还原炉渣熔解，则氧化铬的还原回收能够进一步高效化。
<搅拌动力密度>
在有效率地对炉渣中的铬氧化物进行还原时，电炉中的操作时的搅拌动力密度存在适当区域。搅拌动力密度可以通过来自搅拌气体吹入塞的搅拌气体(底吹气体)进行控制。通过使该搅拌动力密度为0.01kW/吨以上，可以获得用于铬氧化物的有效率还原的搅拌效果。另一方面，当搅拌动力密度超过1.0kW/吨时，有搅拌气体吹过熔融金属、对搅拌不起到作用的情况。另外，熔融金属面的变动变得剧烈，虽然操作是可能的，但有耐火物的融损变得显眼的情况。因此，优选搅拌动力密度为1.0kW/吨以下。
此外，在电炉中利用搅拌气体进行熔融金属的搅拌时，每个搅拌气体吹入塞的搅拌动力密度ε用以下的(7)式表示。因此，每个搅拌气体吹入塞的搅拌动力密度的合计为电炉的搅拌动力密度。
ε＝(0.371×Q×Tl/W)×[ln{1+(9.8×ρl×h)/Pa}+η(1-Tn/Tl)] (7)
这里，ε：搅拌动力密度(kW/吨)、Q：搅拌气体流量(Nm3/秒)、Tl：铁液的温度(K)、W：铁液的质量(吨)、Tn：搅拌气体温度(K)、ρl：铁液的密度(kg/m3)、h：搅拌气体吹入塞中的浴深(m)、Pa：环境气体的压力(Pa)、η：温度膨胀项的贡献度(＝0.06)。
如上所述，通过有效率地进行搅拌，可以更迅速地使未还原炉渣熔解。结果，可以抑制因不可避免地侵入电炉内的空气中的氧所产生的金属硅的氧化损耗，氧化铬的还原回收能够进一步高效化。
进而，从抑制耐火物的损伤的观点出发，优选电炉的操作中满足以下的条件。
<1次装料中的耐火物炉壁的表面温度的最高到达温度>
首先，优选使1次装料中的耐火物炉壁的表面温度的最高到达温度为1000℃～1800℃。耐火物炉壁的表面温度可以通过所述方法进行测定。当最高到达温度超过1800℃时，耐火物炉壁的表面温度接近耐火物的熔点、强度明显下降。耐火物炉壁的强度下降时，由于熔融金属或炉渣的飞散，耐火物炉壁的融损变得明显。因此，优选耐火物炉壁的表面温度为1800℃以下。另一方面，最高到达温度小于1000℃时，无法获得高生产率。由此，优选最高到达温度为1000℃以上。
<从耐火物炉壁表面至内部的热流束>
另外，在耐火物炉壁的表面温度为1000℃～1800℃的范围下，优选从耐火物炉壁表面至炉主体内部的热流束为150Mcal/m2/hr以下。从耐火物炉壁表面至炉主体内部的热流束可以通过所述方法进行测定。
耐火物炉壁的表面温度为1000℃～1800℃的范围虽然是耐火物不会明显发生因熔融金属或炉渣的接触所导致的融损的范围，但耐火物炉壁自身的强度会下降。因此，耐火物炉壁的表面温度为1000℃～1800℃的范围时，由于熔融金属或炉渣的接触、急剧地变为高温时，局部地发生热膨胀差，产生与散裂同样的热应力。因此，当耐火物炉壁的表面温度为1000℃～1800℃的范围时，当发生耐火物炉壁的表面温度的急剧上升时，会诱发耐火物炉壁的破裂、损耗变得明显。
耐火物炉壁的表面温度为1000℃～1800℃的范围时，热流束为150Mcal/m2/hr以下，则可以抑制因上述热膨胀差导致的耐火物炉壁的损耗。热流束为150Mcal/m2/hr以下的低位区域时，由于温度梯度缓和，因此局部的热膨胀差小、热应力的产生也减小。因此，耐火物炉壁难以发生破裂。另一方面，当热流束超过150Mcal/m2/hr时，有耐火物炉壁的破裂发生变得明显的倾向，成为耐火物炉壁需要频繁修补的耐火物损耗速度。因此，在耐火物炉壁的表面温度为1000℃～1800℃的范围内，通过按照热流束达到150Mcal/m2/hr以下的范围操作电炉，可以提高耐火物炉壁的寿命。
如上所述，对于耐火物炉壁的表面温度及热流束，通过按照满足上述操作条件的方式操作电炉，可以在抑制耐火物炉壁的损耗的同时，在可能的范围内以高电力对电炉进行操作。另外，为了能够在可能的范围内以高电力对电炉进行操作，可以缩短操作时间。结果，可以进一步抑制耐火物炉壁的损耗、减少来自炉壁等的放热损耗等，削减制造成本。结果，可以抑制因不可避免地侵入电炉内的空气中的氧所产生的金属硅的氧化损耗、氧化铬的还原回收能够进一步高效化。
实施例
接着，对本公开的实施例进行说明，但实施例的条件是为了确认本公开的实施可能性及效果所采用的一条件例，本公开并不限于该一条件例。本公开只要是在不脱离本公开的主旨的情况下、达成本公开的目的，则可以采用各种条件。
(第一实施例)
本实验中，在电弧式电炉中装入金属原料、对铁液进行熔炼时，添加包含铬氧化物的炉渣，对炉渣中的铬氧化物进行还原，将铬还原回收至铁液中。此外，在添加Al2O3源时，在开始通电前添加氧化铝灰、添加生石灰作为CaO源时，在熔解中从上方料斗进行添加。另外，在进行熔融金属的搅拌时，作为搅拌气体吹入底吹Ar气体，根据(7)式求得搅拌动力密度。以下显示其实验条件。
1)电炉
这里，使用图1～图4所示构成的100吨的熔融金属能够进行熔炼的电弧式电炉(电弧式熔解炉)进行实验。以配置于炉底的搅拌气体吹入塞的数量为3个、4个或6个进行实验，在实施例12中，将全部搅拌气体吹入塞设置在带区域以外的位置上进行实验。另外，电极使用3根24英寸直径者，使用从中心轴通过俯视观察时的各电极中心的圆的直径(PCD)为1.0m、1.2m、1.8m的3个图案，炉内直径Df为6.1m。铁液的静止液面至电极前端的距离(电极高度He)以3根的平均计为0.11～0.46m。
2)电炉装入料的配合
金属原料：合计55吨(装入料整体的55质量％)
实验中，使用作为包含碳源和硅源的金属原料的废铁、铸铁(使高炉铁液凝固而成)及合金铁(铬铁合金)。
副原料：合计45吨(装入料整体的45质量％)
详细内容是，包含33～39质量％的在转炉的其他装料时的脱碳处理中生成的Cr2O3的未还原炉渣(转炉炉渣)：总量43吨(电炉装入料的43质量％)，上述未还原炉渣中，使筛孔超过25mm的块状副原料为5～35吨、筛孔小于3.15mm的微粉副原料为0.1～25吨。
副原料的剩余部分是中间粒度(筛孔超过3.15mm且筛孔小于25mm)的Al2O3源(铝灰)和CaO源(生石灰)。
用金属Si量/Cr氧化物量定义的质量比设定为0.20～0.50。
3)通电条件
电弧电极3根、40MW、总通电时间为60分钟，进行稳定。
此外，电弧的扩展直径Darc(m)及电弧的偏转角θ(deg)在任何例子中均通过式(1)及式(2)计算。
4)操作条件
加热熔解中，将还原处理后的铁液温度设定为1400～1700℃。
还原处理后的炉渣组成“(CaO)/{(SiO2)×(Al2O3)}”(表中记载为C/S·A)设定为0.01～0.25。
还原处理后的炉渣中的Al2O3浓度设定为4.5～30质量％。
搅拌动力密度设定为0.00～1.5kW/吨。此外，搅拌动力密度是所述(7)式的每个搅拌气体吹入塞的搅拌动力密度的合计值。另外，“0.00kW/吨”是指不吹入搅拌气体(底吹气体)的条件。
<评价标准>
在以上的条件下进行实验，以铬还原性及炉渣产生量的两个项目进行评价。
作为铬还原性的是否良好的判定指标，使用“还原处理后的Cr2O3/Cr(质量％比)”。其为相对于还原处理后的铁液中的Cr浓度、求出还原处理后的炉渣中的Cr2O3浓度的值，该值越小，则意味着越可有效率地进行还原处理。这里，若为0.5以下，则可看作能够高效地对铬进行回收。评价结果为，将小于0.05的结果评价为AA、将0.05以上且小于0.2的结果评价为A、将0.2～0.5的结果评价为B、将超过0.5的结果评价为C。
将电炉中的还原处理后的炉渣产生量和之后工序的转炉中的精炼后的炉渣产生量的总炉渣量作为炉渣产生量的评价指标。该评价以比较例1为基准(100％)，在总炉渣量相比较于基准小于85％时评价为A、相比较于基准为85％～95％时评价为B、与比较例1相同(小于±5％)或者有所恶化时评价为C。
表1-1及表1-2中显示操作条件及评价结果。表1-1中的下划线为不满足本公开的操作条件的值。
Figure BDA0003311882230000191
Figure BDA0003311882230000201
由表1-1、表1-2可知，实施例1～23满足用金属Si量/Cr氧化物量定义的质量比、C浓度、Darc/Df、He/Hs的全部条件，铬还原性、炉渣产生量也较比较例1优异。
另一方面，比较例1中，由于Darc/Df过大，因此电弧的扩展变得过大、电弧推力广泛分散，从而由电弧推力的水平成分产生的由电极向炉壁方向的搅拌流变弱、炉内搅拌变得不充分。结果，氧化铬的还原变得不充分、铬的回收率降低、进而在还原反应中未被消耗的金属硅大量残存在含铬铁液中，之后工序的转炉中的精炼后的炉渣产生量增加。
比较例2中，由于Darc/Df过小，因此炉壁附近的搅拌弱、氧化铬的熔解·还原需要较多时间，金属硅因不可避免侵入到电炉内的空气中的氧被氧化损耗。结果，金属硅不足、氧化铬的还原反应变得不充分、电炉中生成的炉渣中的氧化铬相对地增多，这种状态下，炉渣产生量也增多。
比较例3中，由于He/Hs过大，因此电弧的推力仅传递至炉渣的表面、铁液附近的炉渣的搅拌变得不充分。结果，氧化铬的还原变得不充分、铬的回收率下降、进而在还原反应中未被消耗的金属硅大量残存在含铬铁液中，之后工序的转炉中的精炼后的炉渣产生量增加。
比较例4中，由于He/Hs过小，因此电弧的推力主要被利用在铁液的搅拌、搅拌炉渣的力变得不充分。结果，氧化铬的还原变得不充分、铬的回收率下降，进而在还原反应中未被消耗的金属硅大量残存在含铬铁液中，之后工序的转炉中的精炼后的炉渣产生量增加。
比较例5中，由于金属硅的量相对地少，因此还原反应变得不充分、电炉中生成的炉渣中的氧化铬相对地增多，这种状态下，炉渣产生量也增多。
比较例6中，由于金属硅的量相对地多，因此还原反应高效地充分进行，但铁液中的Si浓度变高、之后工序的转炉中的精炼后的炉渣产生量增加。
比较例7中，由于碳浓度过低，因此无法将硅的活性维持在高位，还原反应变得不充分，电炉中生成的炉渣中的氧化铬相对地增多，这种状态下，炉渣产生量也增多。
(第二实施例)
在与表1的实施例1及比较例1所记载的装料为相同的条件下反复进行操作，在一个月期间操作电炉。对于以下表2所示的实施例及比较例，在上述的操作条件下操作电炉，评价耐火物炉壁的损耗状态及生产率。此外，表2所示的实施例及比较例中，耐火物炉壁表面的最高温度为1200～2000℃、耐火物炉壁表面的最大热流束为20～150Mcal/m2/hr。
以下显示了对本公开的电炉的操作方法的有效性进行了验证的结果。对耐火物炉壁的损耗、1次装料的生产率及1个月的生产率的评价标准如下所述。
[耐火物炉壁损耗的评价标准]
利用由100～200ch操作后的最大损耗量求出的每1次装料的损耗量求出的损耗速度进行评价
A：损耗速度小于1.5mm/ch
B：损耗速度1.5mm/ch以上
[对1次装料的生产率的评价标准]
利用每1次装料的金属原料的熔解时间进行评价
AA：从通电开始至通电结束的时间小于75分钟
A：从通电开始至通电结束的时间为75分钟以上且小于90分钟
B：通从通电开始至通电结束的时间为90分钟以上
[对1个月的生产率的评价标准]
A：以比较例1为基准、增产量改善了5％以上
B：以比较例1为基准、增产量不足5％
[对1个月的炉渣量的评价标准]
以比较例1为基准(100％)，总炉渣量较基准为小于85％时评价为AA、较基准为85％～95％时评价为A、与比较例1同等(小于±5％)或有所恶化时评价为B。
Figure BDA0003311882230000231
对于表2未记载的操作条件，实施例31～33与表1-1、表1-2的实施例1相同，比较例11～13与表1-1、表1-2的比较例1相同。
实施例1中，有最高到达温度超过1800℃的装料，实施例31中，有最大热流束超过150Mcal/m2/hr的装料。因此，与实施例33相比，虽然每1次装料的生产率良好，但耐火物炉壁的损耗速度大、每1个月的耐火物修补时间增大。
实施例33中，各装料的最高到达温度为1000℃～1800℃，最大热流束为150Mcal/m2/hr以下。如此地操作电炉的结果是，耐火物炉壁的损耗、1次装料的生产率及1个月的生产率均良好，结果，相比较于实施例1还减少了1个月内的炉渣产生量。
另一方面，比较例11～13中，由于均是炉渣的搅拌不充分，因此作为炉渣量，与比较例1同等或有所恶化。
符号说明
10 电炉
11 炉中心
12 炉底
13 搅拌气体吹入塞
14 耐火物炉壁
15、15a、15b、15c 电极
17 炉主体
30 温度测定部
31、33、35 热电偶
40 控制装置
50 熔融炉渣
100 铁液
在2019年4月22日申请的日本专利申请2019-081179号的公开内容通过参照将其整体纳入在本说明书中。本说明书中记载的全部文献、专利申请及技术规格与具体且逐个记载各个文献、专利申请及技术规格时同等程度地通过参照纳入本说明书中。

Claims (7)

1.一种含铬铁液的制造方法，其中，在具备3根电极且在各电极与液面之间产生电弧的交流式电炉中，作为达到以金属Si量/Cr氧化物量进行定义的质量比为0.30～0.40且C浓度为2.0质量％～饱和浓度的配合，装入装入料，该装入料包含含金属Si的铬铁合金及硅铁合金中的至少一种金属原料和含有在氧化精炼中产生的Cr氧化物的未还原炉渣，
使通过从所述电炉中心轴方向俯视观察的所述3根电极的各中心的圆的直径为PCD(m)、作为所述3根各电极的前端至铁液的静止液面的铅直距离的平均电极高度为He(m)、炉内直径为Df(m)、熔融炉渣厚度为Hs(m)、所述铁液的静止液面中的所述电弧的扩展直径为Darc(m)、所述电弧的偏转角为θ(deg)时，以满足下述(1)式～(4)式的关系的条件进行操作，制造包含所述Cr氧化物被还原处理的Cr的铁液，
Darc＝PCD+2He·tanθ (1)
θ＝52.5-75·(PCD/Df) (2)
0.22≤Darc/Df≤0.30 (3)
0.35≤He/Hs≤1.50 (4)。
2.根据权利要求1所述的含铬铁液的制造方法，其中，在所述电炉的炉底配置每液面面积1m2为0.12个以上的搅拌气体吹入塞，使相邻的所述搅拌气体吹入塞的中心间距离为L、所述炉底至液面的熔融金属深度为H时，L/H达到0.50以上。
3.根据权利要求1或2所述的含铬铁液的制造方法，其中，从所述中心轴方向对所述电炉进行俯视观察，炉中心位于以所述3根电极的各中心为顶点的三角形的重心处，进而从所述中心轴方向对所述电炉进行俯视观察，假定以从所述炉中心通过所述3根各电极的中心并延伸至炉壁的假想线作为中心线、以该电极的直径为宽度的带区域，所述搅拌气体吹入塞位于除了所述带区域之外的炉底区域。
4.根据权利要求1～3中任一项所述的含铬铁液的制造方法，其中，使所述电炉的操作时的搅拌动力密度为0.01kW/吨～1.0kW/吨。
5.根据权利要求1～4中任一项所述的含铬铁液的制造方法，其中，所述装入料中包含碳源、硅源、CaO源及Al2O3源，
所述装入料中，除所述金属原料以外是副原料，
筛孔超过25mm的所述副原料的含量相对于所述装入料整体为5质量％～30质量％、且筛孔小于3.15mm的所述副原料的含量相对于所述装入料整体为3.0质量％以上，
按照所述还原处理后的铁液中的C浓度及Si浓度满足下述(5)式的条件、且所述还原处理后的炉渣中的CaO浓度与SiO2浓度与Al2O3浓度的关系满足下述(6)式的条件的方式，在所述电炉中装入所述装入料，
[C]≥-29.4+0.015×(T+273)-0.003×(T+273)×log[Si] (5)
0.04≤(CaO)/{(SiO2)×(Al2O3)}≤0.20 (6)
这里，[C]和[Si]分别表示还原处理后的铁液中的C浓度(质量％)和Si浓度(质量％),(CaO)和(SiO2)和(Al2O3)分别表示还原处理后的炉渣中的CaO浓度(质量％)和SiO2浓度(质量％)和Al2O3浓度(质量％)，T表示还原处理后的铁液的温度(℃)。
6.根据权利要求5所述的含铬铁液的制造方法，其中，还原处理后的所述炉渣中的氟浓度以CaF2换算计为0.5质量％以下，且Al2O3浓度为5质量％～30.0质量％。
7.根据权利要求1～6中任一项所述的含铬铁液的制造方法，其中，使1次装料中的所述电炉的耐火物炉壁的表面温度的最高到达温度为1000℃～1800℃，且在所述耐火物炉壁的所述表面温度为1000℃～1800℃的范围内，使从所述耐火物炉壁表面朝向炉主体内部的热流束达到150Mcal/m2/hr以下，将装入在所述电炉中的所述装入料熔解。
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