JP2016151036A - アーク式底吹き電気炉における撹拌方法 - Google Patents

Abstract

【課題】安定して効率的に溶融金属を撹拌することが可能なアーク式底吹き電気炉における撹拌方法を提供する。【解決手段】アーク式底吹き電気炉１０における撹拌方法であり、Ｎ≧｛（Ｄ／２）２／（Ｈ×ｔａｎ１２°）２｝×｛（１＋Ｒ／１００）／５０｝、を満足するようなガス吹込み用羽口１３の数Ｎ（本）を用い、このガス吹込み用羽口１３の数Ｎに応じて、１０００≧（３７１×Ｑ×Ｎ×ＴＬ／Ｗ）×［ｌｎ｛１＋（９．８×ρ×Ｈ）／Ｐ｝＋（１−Ｔｎ／ＴＬ）］≧１００、を満足するようなガスの吹込み流量Ｑ（Ｎｍ３／秒／本）を用いる。ここで、Ｄ：容器の内径（ｍ）、Ｈ：溶融金属の深さ（ｍ）、Ｗ：溶融金属の重量（トン）、ＴＬ：溶融金属の温度（Ｋ）、Ｔｎ：ガスの温度（Ｋ）、Ｐ：雰囲気の圧力（Ｐａ）、ρ：溶融金属の密度（トン／ｍ３）、Ｒ：湯面における吹込みガス面積の重複率（％）、である。【選択図】図１

Description

本発明は、金属を溶解して溶製するアーク式底吹き電気炉における撹拌方法に関する。

容器内で溶融金属を撹拌する方法は、以下の３つに大別される。
１）ガスを容器下部から溶融金属内に吹込む方法。
２）ガスを溶融金属の上方から溶融金属内に吹込む方法。
３）電磁力を用いる方法。
なお、上記した３つの方法を複合的に用いる場合もある。

上記したいずれの方法においても、撹拌条件を変更することにより、所定の撹拌力を設定することが可能である。
上記１）の方法は、転炉やＡＯＤ等の一次吹酸脱炭精錬工程や、ＶＯＤやＶＤ及びＬＦ等の仕上精錬工程で、最終目標成分となるまでの脱炭精錬や還元精錬を行う場合、また、電気炉等で鉄屑等の溶解を行う場合、等に用いられている。
上記２）の方法は、トーピードカーもしくは溶融金属搬送容器で溶銑予備処理を行う場合、ＴＮやＰＩ等で粉体吹込みを行う場合、還元精錬を行う場合、等に用いられている。
上記３）の方法は、電気炉等で鉄屑等の溶解を行う場合、また、ＡＳＥＡ−ＳＫＦ等で還元精錬を行う場合、等に用いられている。

これらの撹拌方法のうち、上記２）の方法は、ガス吹込み用ノズル等を上方から溶融金属内へ装入する必要があり、ガスの吹込みを複数箇所で行うには、ガス吹込み用ノズルを複数本配置する必要があり、物理的な困難が伴う。
また、上記３）の方法は、撹拌力を高めるために強力な電磁力が必要となることから、新たな設備が必要となって設備コストが高額となり、また、多くの電力が必要となってランニングコストがかさむ、といった課題がある。
このため、撹拌方法としては、上記１）の方法が、現在主流となっている。

この１）の方法、即ち、容器下部からのガス吹込み方法を用いることで、溶融金属の効率的な撹拌が可能となる。
しかし、上記１）の方法を用いても、容器の形状やガスの吹込み位置によって撹拌力が左右されるため、最適な形態下でのガス吹込み条件の設定が困難であり、容器内での溶融金属の反応効率を十分に高く維持できないといった課題があった。

そこで、上記１）を適用した操業方法の一例である電気炉の操業方法においては、十分な撹拌力を確保する方法として、例えば、特許文献１の方法が提案されている。
この方法は、同一の電気炉でステンレス鋼と一般鋼（機械構造用鋼）の切換え溶解を行う方法であり、電気炉の操業回数全体のうち、比較的初期のガスの吹込み流量が安定している時期に、ガスの吹込み流量を高流量にして、強撹拌力を必要とするステンレス鋼を溶解処理し、その後、ガスの吹込み流量を低流量にして、一般鋼を溶解処理する方法である。これにより、高流量の確保と羽口寿命の延長ができる。

また、特許文献２には、電気炉におけるステンレス鋼の溶解方法において、電気炉底部に設けられた羽口からのガス吹込みに加え、浸漬ランスを上方から溶融金属（溶鋼）に浸漬させて酸素吹精することで、溶融金属を強撹拌する方法が提案されている。
そして、特許文献３には、電気炉の炉床耐火物の温度分布から炉内の未溶解状況を推定し、この状況に応じて、羽口（炉床羽口）からのガス吹込み流量を制御し、溶解を促進する方法が提案されている。
更に、特許文献４には、電気炉の炉底に配設する羽口の配設位置を、この羽口と電極及び炉壁との離間距離が、羽口からのガス吹込み条件で算出される値以上に確保された位置とすることで、羽口から大流量のガス吹込みを行った際の電極及び炉壁の損耗を防止する方法が提案されている。

特開２００５−６０７３６号公報 特開２００３−２５３３２２号公報 特開平１０−３３０８２４号公報 特開平６−１４５７６１号公報

しかしながら、前記従来の方法には、未だ解決すべき以下のような問題があった。
特許文献１の方法では、ステンレス鋼の溶解処理時のガス吹込みが、必ずしも最適な形態でなされているとはいえず、また、ステンレス鋼と一般鋼との抱き合わせ処理が必要であり、汎用的な方法とはいえない。
特許文献２の方法は、浸漬ランスといった新たな設備を必要とすること、溶融金属上方からのランスの浸漬では物理的な制約から複数化が難しいこと、ステンレス鋼の溶解時の酸素吹精は溶融金属中のクロムの酸化を招くことから、好ましくない。
特許文献３の方法では、一般に断熱特性のある耐火物の温度変化が炉内の温度変化に対して時間遅れを生じるため、羽口から吹込むガスの流量制御に遅れが生じるといった課題や、炉床耐火物の損耗状況に伴って炉床耐火物の温度が変化するため、炉内の未溶解状況を正確に把握するのが困難であるといった課題がある。
更に、特許文献４の方法では、羽口を配設する箇所が炉底の狭い範囲に限られることから、隣り合う羽口間の距離を確保できず、設置可能な羽口の数が制限されるという課題があった。

このように、上記したいずれの方法を用いても、安定して効率的に溶融金属を撹拌することができなかった。
このため、例えば、熱伝導率の低い合金鉄等の難溶解性原料の溶解において、安定して効率的に溶解させることができず、また、金属酸化物を含む製鉄所発生物のリサイクル時においても、スラグ−メタル間の反応促進による高速で安定した高効率な還元処理ができなかった。

本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、安定して効率的に溶融金属を撹拌することが可能なアーク式底吹き電気炉における撹拌方法を提供することを目的とする。

前記目的に沿う本発明に係るアーク式底吹き電気炉における撹拌方法は、容器の底部に設けられたガス吹込み用羽口から前記容器内の溶融金属にガスを吹込んで溶融金属を撹拌するアーク式底吹き電気炉における撹拌方法において、
（１）式を満足するような前記ガス吹込み用羽口の数Ｎを用い、該ガス吹込み用羽口の数Ｎに応じて、（２）式を満足するようなガスの吹込み流量Ｑを用いる。
Ｎ≧｛（Ｄ／２）^２／（Ｈ×ｔａｎ１２°）^２｝×｛（１＋Ｒ／１００）／５０｝ ・・・（１）
１０００≧（３７１×Ｑ×Ｎ×ＴＬ／Ｗ）×［ｌｎ｛１＋（９．８×ρ×Ｈ）／Ｐ｝＋（１−Ｔｎ／ＴＬ）］≧１００ ・・・（２）
ここで、Ｄ：容器の内径（ｍ）、Ｈ：容器内の溶融金属の深さ（ｍ）、Ｎ：ガス吹込み用羽口の数（本）、Ｑ：ガス吹込み用羽口１本当たりのガスの吹込み流量（Ｎｍ^３／秒／本）、Ｗ：容器内の溶融金属の重量（トン）、ＴＬ：溶融金属の温度（Ｋ）、Ｔｎ：ガスの温度（Ｋ）、Ｐ：雰囲気の圧力（Ｐａ）、ρ：溶融金属の密度（トン／ｍ^３）、Ｒ：溶融金属の湯面における吹込みガス面積の重複率（％）、である。

本発明に係るアーク式底吹き電気炉における撹拌方法において、前記溶融金属の湯面上方には、アーク加熱を行う３本の電極が、その中心が平面視して正三角形の頂点位置となるように配置され、しかも、平面視して、前記正三角形の重心で定義される前記容器の中心から前記電極の中心を通って炉壁方向に延びる仮想線を中心とした前記電極の径を幅とする前記電極から前記炉壁までの範囲のバンド領域を除く底部領域に、前記ガス吹込み用羽口を配置することが好ましい。

本発明に係るアーク式底吹き電気炉における撹拌方法は、（１）式を満足するようなガス吹込み用羽口の数Ｎを用い、このガス吹込み用羽口の数Ｎに応じて、（２）式を満足するようなガスの吹込み流量Ｑを用いるので、安定して効率的に溶融金属を撹拌することができる。従って、例えば、難溶解性原料の溶解においては、未溶解を生じさせることなく安定して効率的に溶解させることができ、また、製鉄所発生物のリサイクル時においても、スラグ−メタル間の反応促進により高速で安定した高効率な還元処理ができる。

本発明の一実施の形態に係るアーク式底吹き電気炉における撹拌方法を適用したアーク式底吹き電気炉の平面図である。 ガス吹込み用羽口から吹込まれたガスの挙動を示す説明図である。 アーク式底吹き電気炉を平面視した場合の電極と羽口の位置関係を示す説明図である。

続いて、添付した図面を参照しつつ、本発明を具体化した実施の形態につき説明し、本発明の理解に供する。
まず、本発明のアーク式底吹き電気炉における撹拌方法に想到した経緯について説明する。

図１に示すように、アーク式底吹き電気炉（以下、単に電気炉ともいう）１０は、容器（炉）１１の底部（炉底）１２に設けられた複数（ここでは６本）のガス吹込み用羽口（以下、単に羽口ともいう）１３から容器１１内の溶融金属（溶鉄や溶湯ともいう）１４にガス（窒素（Ｎ_２）やアルゴン（Ａｒ）等の不活性ガス）を吹込んで溶融金属１４を撹拌するものである。この容器１１の中央部上方（溶融金属１４の湯面上方）には、アーク加熱を行う３本の電極１５が、その軸心が鉛直方向となるように配置されている。なお、３本の電極１５は、その中心が平面視して正三角形の頂点位置となるように配置され、しかも、平面視して、正三角形の重心位置と容器１１の中心位置とが一致するように配置されている。
使用にあっては、電気炉１０の容器１１に、鉄（Ｆｅ）やクロム（Ｃｒ）等の金属原料、必要に応じて種湯となる溶銑や副原料を装入し、アーク加熱により溶解する。なお、金属原料には、鉄スクラップやＦｅ−Ｃｒ合金鉄、金属酸化物を含む製鉄所発生物等があり、副原料には、炭材、付加的に添加されるＳｉ含有合金やＡｌ含有合金等がある。

容器１１に装入された原料は、電極１５によるアーク加熱と羽口１３からのガス吹込み撹拌により、効率的に溶解され、副原料中の珪素、炭素、アルミニウムが、溶鉄中に溶け込み、更に、装入された製鉄所発生物中の金属酸化物は、下記式に示すように、溶鉄中の珪素、炭素、アルミニウムにより還元されて、溶鉄中に回収される。
・ＭｘＯ_２＋Ｓｉ → ＸＭ＋ＳｉＯ_２
・ＭｘＯ_２＋Ｃ → ＸＭ＋ＣＯ_２
・３ＭｘＯ_２＋４Ａｌ → ３ＸＭ＋２Ａｌ_２Ｏ_３
ここで、Ｓｉ、Ｃ、Ａｌはそれぞれ、溶鉄中の珪素成分、炭素成分、アルミニウム成分を、また、ＭｘＯ_２は製鉄所発生物中の金属酸化物の成分を、意味する。

この電気炉は、容器の深さが内径に対してかなり小さい（いわゆるシャローバスである）ため、容器内の溶融金属を撹拌しずらい。なお、電気炉の規模（容器の大きさ）は、特に限定されるものではないが、例えば、溶融金属を５トン（好ましくは１０トン、更に好ましくは３０トン）以上処理可能な大きさを有するものであり、現状使用されている電気炉を考慮すれば、その上限値は、例えば、１５０トン（更には１００トン）程度である。
本発明者らは、上記した電気炉における溶解において、適正な撹拌条件を満足していなければ、容器内の不均一な溶解進行により未溶解が発生し、通電が抑制されて通電時間が長くなる場合があること、また、酸化物原料の還元処理が十分に行われず還元速度や還元効率が低下する場合があること、を知見した。

そこで、本発明者らは、流動解析モデルを用いて、電気炉に設ける羽口の設置位置、羽口からのガスの吹込み流量条件、電極により生じる電気的撹拌力との複合効果での撹拌条件、を計算した。更に、実機９０トンの電気炉において、種々の条件で難溶解性原料（熱伝導率の低い合金鉄等）の溶解実験と金属酸化物を含有した原料の酸化物還元実験を行った。
その結果、難溶解性原料を未溶解なく効率的に溶解でき、しかも、金属酸化物を十分な効率で還元処理できるために必要な撹拌条件を特定できた。

更に、固形物の溶解挙動は、固形物表面への浸炭による融点の低下から、新たな溶湯との接触頻度に依存することが知られている。
これら知見を基に、本発明者らは、種々の溶解実験の結果、底吹きによる湯面位置での溶湯の撹拌領域（溶湯の撹拌面積）と、容器内の溶湯の湯面面積（溶湯の表面積）の比率をある一定以上に高めることで、固形物の溶解促進や溶湯に浮遊する酸化物原料の溶解反応と還元反応を効率的に進めることが可能であることを特定した。

即ち、（１）式を満足するようなガス吹込み用羽口１３の数Ｎを用い、このガス吹込み用羽口１３の数Ｎに応じて、（２）式を満足するようなガスの吹込み流量Ｑを用いる。この方法としては、例えば、ガス吹込み用羽口１３の数Ｎを（１）式により決定し、この決定したガス吹込み用羽口１３の数Ｎに応じたガスの吹込み流量Ｑを（２）式により決定する。
Ｎ≧｛（Ｄ／２）^２／（Ｈ×ｔａｎ１２°）^２｝×｛（１＋Ｒ／１００）／５０｝ ・・・（１）
１０００≧ε_Ｍ≧１００ ・・・（２）
ここで、Ｄ：容器１１の内径（ｍ）、Ｈ：容器１１内の溶融金属１４の深さ（ｍ）、Ｎ：ガス吹込み用羽口１３の数（本）、Ｒ：溶融金属１４の湯面における吹込みガス面積の重複率（ガスプルーフ重なり率：％）、ε_Ｍ：撹拌動力密度（ワット／トン）である。

上記した（１）式は、前記した羽口１本あたりの底吹きによる湯面位置での溶融金属１４の撹拌領域と容器１１内の溶融金属１４の湯面面積の比率に比例した最小値以上を維持する（湯面に対する撹拌領域（撹拌面積）をできる限り広くする）のに必要な羽口１３の数を算出するための経験式である。
ここで、（１）式中の「ｔａｎ１２°（＝０．２１）」は、図２に示すように、内径Ｄ_１（ｍ）の羽口１３から吹込まれたガスの挙動を観察することで得られた値であり、「Ｈ×ｔａｎ１２°」は、湯面位置での溶融金属１４の撹拌領域の直径Ｄ_２と、羽口１３の内径Ｄ_１との差の１／２の値、即ち、羽口１３位置に対する湯面位置におけるガスの広がり幅の半分を意味する。なお、図２において、羽口１３の内径Ｄ_１は、撹拌領域の直径Ｄ_２に比べて小さいことから、羽口１本あたりの撹拌領域の半径Ｄ_２／２は、上記（１）式において、「Ｈ×ｔａｎ１２°」で、近似している。
また、溶融金属１４の湯面における吹込みガス面積の重複率Ｒは、図２に示すように、隣り合う羽口１３から吹込まれたガスの湯面における面積の重複率を意味する。

この吹込みガス面積の重複率Ｒは、具体的には、（３）式と（４）式でそれぞれ得られたＳ_１とＳ_２を用い、（５）式により得られる。
Ｓ_１＝（Ｌ／２）×｛（Ｄ_２／２）^２−（Ｌ／２）^２｝^１／２ ・・・（３）
Ｓ_２＝π（Ｄ_２／２）^２×［２×ｃｏｓ^−１｛（Ｌ／２）／（Ｄ_２／２）｝］／３６０ ・・・（４）
Ｒ＝２×（Ｓ_２−Ｓ_１）／｛π（Ｄ_２／２）^２｝ ・・・（５）

ここで、Ｓ_１：湯面位置で交わる２つのガスの外周輪郭の交点Ｐ_１、Ｐ_２と、一方のガスの中心位置Ｏ_１とで囲まれる三角形の面積（ｍ^２）、Ｌ：隣り合う羽口１３の軸心間の距離（ｍ）、Ｄ_２：一方のガスの湯面位置での直径（ｍ）、Ｓ_２：湯面位置で交わる２つのガスの外周輪郭の交点Ｐ_１、Ｐ_２と、他方のガスの中心位置Ｏ_２とで囲まれる扇形の面積（ｍ^２）、である。
例えば、Ｌ：０．４００（ｍ）、Ｄ_１：０．０５０（ｍ）、Ｈ：１（ｍ）、の場合、上記したｔａｎ１２°と（３）式と（４）式から、Ｄ_２：０．４７５（ｍ）、Ｓ_１：０．０２５６（ｍ^２）、Ｓ_２：０．０３２１（ｍ^２）、となり、（５）式から、Ｒ：０．０７３（７．３％）、となる。

なお、上記した（１）式は、最低限必要な羽口１３の数を規定する式であるため、上限値については特に限定していない。しかし、羽口１３の数が多くなるに伴い、物理的な制約や設備コストの増大を招くため、前記した電気炉の規模等を考慮すれば、例えば、１５（更には１２）程度である。

上記した（２）式中の撹拌動力密度（撹拌強度）ε_Ｍとは、ガスが溶融金属になす単位時間当たりの仕事（即ち、撹拌動力）を、溶融金属の体積で除した値であり、下式（社団法人日本鉄鋼協会 第１００・１０１回 西山記念 技術講座「攪拌を利用した最近の製鋼技術の動向」１９８４年、Ｐ．７１）で表される。
ε_Ｍ＝（３７１×Ｑ×Ｎ×ＴＬ／Ｗ）×［ｌｎ｛１＋（９．８×ρ×Ｈ）／Ｐ｝＋（１−Ｔｎ／ＴＬ）］
ここで、Ｑ：ガス吹込み用羽口１３の１本当たりのガスの吹込み流量（Ｎｍ^３／秒／本）、Ｎ：ガス吹込み用羽口１３の数（本）、Ｗ：容器１１内の溶融金属１４の重量（トン）、ＴＬ：溶融金属１４の温度（Ｋ）、Ｔｎ：ガスの温度（Ｋ）、Ｈ：容器１１内の溶融金属１４の深さ（ｍ）、Ｐ：雰囲気の圧力（Ｐａ）、ρ：溶融金属１４の密度（トン／ｍ^３）、である。

上記した（２）式において、ε_Ｍが下限値（＝１００）未満の場合、羽口からのガスの吹込み流量が少な過ぎて、溶解や還元の処理を進めることができない。一方、ε_Ｍが上限値（＝１０００）を超える場合、羽口からのガスの吹込み流量が多過ぎて、撹拌流に伴う溶湯揺動による通電安定性の阻害や電極損耗量の増大、底吹きガスの吹抜けによる溶湯の歩留り低下や地金飛散のトラブル発生により、操業が不安定になる。
従って、撹拌動力密度ε_Ｍを１００以上１０００以下としたが、下限を２００、更には３００、上限を９００、更には８００、とすることが好ましい。

更に、本発明者らは、平均粒径１５〜１００ｍｍの合金鉄等の効率的な溶解や、酸化物を含む製鉄所発生物のリサイクル時の効率的な還元処理について、検討した。
以下、実験では、溶解後の溶鉄成分が、Ｃｒ濃度：３０質量％、Ｃ濃度：４質量％、Ｓｉ濃度：０．５質量％、となるように、鉄スクラップ、Ｆｅ−Ｃｒ合金、及び、ステンレス鋼の転炉未還元スラグ、炭材、Ｓｉ含有合金、を配合した。
そして、これらの材料を、黒鉛電極（電極）からのアーク加熱により溶解し、還元処理を行った。

実験中の出湯前の溶鉄温度を１５００℃とした。
また、還元処理後のスラグの組成は、ＣａＯ濃度：４０質量％、ＳｉＯ_２濃度：３０質量％、Ａｌ_２Ｏ_３濃度：１０質量％、であり、（ＣａＯ質量％）／｛（ＳｉＯ_２質量％）＋（Ａｌ_２Ｏ_３質量％）｝は、１．０であった。なお、還元条件の良否判定としては、還元処理後のＣｒ_２Ｏ_３濃度が、１０質量％以下の場合を「良」とし、１０質量％超の場合を「不良」とした。
また、ガス吹込用羽口の配置（羽口数、配置位置）を、図３に示す各水準に変更し、羽口からのガス吹込み流量を羽口１本当たり１００〜１４００ＮＬ（ノルマルリットル）／分／本の範囲で調整した。なお、図３は、電気炉の平面視した状態を示している。

流動解析モデルを用いて、電気炉の炉内（容器内）の撹拌状況を解析した結果、炉内の溶湯流動は、電極アークに伴う炉中心から炉壁方向への流動と、羽口からのガス吹込みに伴う上昇流と溶湯表面ガスループで反転した下降流により決定され、溶湯と上部に浮遊したスラグとの界面反応も、溶湯流動により支配されていることがわかった。
このことから、電極と羽口の配置を最適化することで、炉内の溶湯流動を改善し、炉内での原料溶解の均一化を図ることが可能となり、また、溶湯と上部浮遊スラグとの反応性向上も図ることが可能となることを見出した。

一般に、電流の流れる導体間に働く電磁力Ｆは、下式で表される。
Ｆ＝｛−（２μ_Ｓ×Ｉ_１×Ｉ_２）／Ｄ_Ａ｝×１０^−８
ここで、Ｆ：電磁力（ｋｇ／ｍ）、μ_Ｓ：比透磁率（−）、Ｉ_１,Ｉ_２：導体を流れる電流（Ａ）、Ｄ_Ａ：導体の中心間距離（ｍ）、である。
また、電極の例えばＲ相のアークに働く電磁力の最大値ＦＲ_ｍａｘは、下式で表される。
ＦＲ_ｍａｘ＝｛√３×（Ｉ_ｍ ^２）／Ｄ_Ｂ｝×１０^−８
ここで、Ｉ_ｍ：最大アーク電流（Ａ）、Ｄ_Ｂ：アーク間距離（ｍ）、である。
この結果、３相アークにおいては、アークは電極サークルに対し、常に外向きの力が働いているため、アーク体は垂直ではなく、炉壁に向かって傾けられる。

そして、この炉壁に指向するアークは、平面視して炉中心から電極中心を通って炉壁方向に延長した仮想線に沿って、高温ガスのジェット流を炉壁に吹付ける。また、溶湯の湯面表層部を高速に流れるこのアークジェット流は、湯面に剪断力を与え、アークジェット流に沿った溶湯流動を生じる。
従って、底吹きガス撹拌による溶湯流動は、アークジェット流による溶湯流動を阻害しない位置に配置することが望ましい。

即ち、図１に示すように、平面視して、３本の電極１５が配置された正三角形の重心で定義される容器１１の中心から各電極１５の中心を通って炉壁１６方向に延びる仮想線を中心とした電極１５の径を幅とする電極１５から炉壁１６までの範囲のバンド領域（図１に示す斜線部）を除く底部領域に、ガス吹込み用羽口１３を配置することが好ましい（例えば、図３において、水準Ｉ、ＩＩＩ、Ｖ）。
これにより、溶解対象物の未溶解の発生がなく、金属酸化物の還元性も良好であり、結果として、溶解と還元の処理時間も更に短縮され、より安定した操業を継続することが可能となる。

次に、本発明の作用効果を確認するために行った実施例について説明する。
ここでは、９０トンの溶鉄を溶製できる実機のアーク式底吹き電気炉（電気炉）を用い、黒鉛電極（電極）からのアーク加熱により、鉄スクラップ、Ｆｅ−Ｃｒ合金、及び、ステンレス鋼の転炉未還元スラグの溶解と還元の処理を行った。
この鉄スクラップ、Ｆｅ−Ｃｒ合金、及び、転炉未還元スラグは、溶解後の溶鉄成分が、Ｃｒ濃度：３０質量％、Ｃ濃度：４質量％、Ｓｉ濃度：０．５質量％、となるように配合した。
また、溶解と還元の処理を行うに際しては、羽口の数を３〜９箇所の範囲内で変更し、羽口を図３に示す位置にそれぞれ配置し、ガスの吹込み流量を、羽口１本当たり１００〜１４００（ＮＬ／分）の範囲で調整した。
上記した溶解と還元の処理条件及び処理結果を、表１に示す。

なお、表１中の羽口の配置は、図３に示す水準Ｉ〜Ｖに対応している。
また、表１中の処理結果の評価は、以下に示す通りである。
溶解性は、溶解と還元の処理途中の溶解状況を炉内貫通扉より目視で観察し、未溶解が確認されなければ「◎」、未溶解が軽微であれば「△」、未溶解が確認されれば「×」、と評価した。
還元性は、還元後のＣｒ_２Ｏ_３濃度が５質量％以下であれば「◎」、５質量％超１０質量％以下の範囲であれば「△」、１０質量％超であれば「×」、と評価した。
処理時間は、理論溶解必要電力量から決まる通電時間の１０５％以下であれば「◎」、１０５％超１１０％以下の範囲であれば「○」、１１０％超１２０％以下の範囲であれば「△」、１２０％超であれば「×」、と評価した。
操業安定性は、底吹きガス流量の変動や羽口の異常損耗、電極の異常損耗等の不安定現象が確認されなければ「◎」、不安定現象が確認されれば「×」、と評価した。
なお、溶解性、還元性、処理時間、及び、操業安定性の全ての評価が「○」以上の場合の条件を、電気炉において良好な撹拌を実施できる条件と判断した。

表１に示す実施例１〜４はいずれも、ガス撹拌条件が、前記した（１）式と（２）式を満足した条件である。詳細には、実際に容器に配置した羽口の本数（実本数）Ｎが、前記した（１）式で求めた羽口の本数４（最小値）以上を満足し、この羽口の本数Ｎに応じたガスの吹込み流量Ｑが、前記した（２）式を満足（撹拌強度ε_Ｍ：１００以上１０００以下）した条件である。
この場合、溶解性、還元性、処理時間、及び、操業安定性の全ての評価が「○」以上であり、電気炉における溶解と還元性に優れた条件であることがわかった。

特に、実施例２、４は、羽口を、バンド領域を除く炉底領域に配置した条件であるが、この場合、実施例１、３と比較して、処理時間の更なる短縮が図れ、より良好な結果が得られた。

一方、比較例５は、ガス撹拌条件のうち、羽口の本数Ｎが、前記した（１）式で求めた羽口の本数の最小値を下回った条件である。
この場合、底吹きによる湯面位置での溶鉄の撹拌領域と、炉内の溶鉄の湯面面積の比率の最小値以上を維持するのに必要な羽口の数を満足しないため、溶解性、還元性、及び、処理時間の評価が「△」となり、操業安定性の評価が「×」であった。

また、比較例６は、ガス撹拌条件のうち、羽口の本数Ｎが、前記した（１）式で求めた羽口の本数４以上を満足するものの、撹拌強度ε_Ｍが、前記した（２）式の下限を下回った条件（撹拌強度ε_Ｍ：７３Ｗ／トン）である。
この場合、ガスの吹込み流量Ｑが少な過ぎて、撹拌強度が不十分であったため、溶解性、還元性、処理時間、及び、操業安定性の全ての評価が「×」であった。

そして、比較例７は、ガス撹拌条件のうち、羽口の本数Ｎが、前記した（１）式で求めた羽口の本数４以上を満足するものの、撹拌強度ε_Ｍが、前記した（２）式の上限を上回った条件（撹拌強度ε_Ｍ：１０２３Ｗ／トン）である。
この場合、ガスの吹込み流量Ｑが多過ぎて、撹拌強度が過大であったため、撹拌流に伴う溶湯揺動による通電安定性の阻害や電極損耗量の増大、底吹きガス吹抜けによる溶湯の歩留り低下や地金飛散のトラブル発生により、操業安定性の評価が「×」であった。

従って、本発明のアーク式底吹き電気炉における撹拌方法を用いることで、難溶解原料であっても未溶解なく溶解し、また、金属酸化物の還元を十分な効率で進行させることができ、結果として、溶解と還元の処理時間も所定時間内に収まり、安定した操業を継続することが可能であることがわかった。

以上、本発明を、実施の形態を参照して説明してきたが、本発明は何ら上記した実施の形態に記載の構成に限定されるものではなく、特許請求の範囲に記載されている事項の範囲内で考えられるその他の実施の形態や変形例も含むものである。例えば、前記したそれぞれの実施の形態や変形例の一部又は全部を組合せて本発明のアーク式底吹き電気炉における撹拌方法を構成する場合も本発明の権利範囲に含まれる。
なお、前記実施の形態においては、アーク加熱を行う電極を３本使用した場合について説明したが、１本でもよい。

１０：アーク式底吹き電気炉、１１：容器、１２：底部、１３：ガス吹込み用羽口、１４：溶融金属、１５：電極、１６：炉壁

Claims (2)

1. 容器の底部に設けられたガス吹込み用羽口から前記容器内の溶融金属にガスを吹込んで溶融金属を撹拌するアーク式底吹き電気炉における撹拌方法において、
   （１）式を満足するような前記ガス吹込み用羽口の数Ｎを用い、該ガス吹込み用羽口の数Ｎに応じて、（２）式を満足するようなガスの吹込み流量Ｑを用いることを特徴とするアーク式底吹き電気炉における撹拌方法。
   Ｎ≧｛（Ｄ／２）^２／（Ｈ×ｔａｎ１２°）^２｝×｛（１＋Ｒ／１００）／５０｝ ・・・（１）
   １０００≧（３７１×Ｑ×Ｎ×ＴＬ／Ｗ）×［ｌｎ｛１＋（９．８×ρ×Ｈ）／Ｐ｝＋（１−Ｔｎ／ＴＬ）］≧１００ ・・・（２）
   ここで、Ｄ：容器の内径（ｍ）、Ｈ：容器内の溶融金属の深さ（ｍ）、Ｎ：ガス吹込み用羽口の数（本）、Ｑ：ガス吹込み用羽口１本当たりのガスの吹込み流量（Ｎｍ^３／秒／本）、Ｗ：容器内の溶融金属の重量（トン）、ＴＬ：溶融金属の温度（Ｋ）、Ｔｎ：ガスの温度（Ｋ）、Ｐ：雰囲気の圧力（Ｐａ）、ρ：溶融金属の密度（トン／ｍ^３）、Ｒ：溶融金属の湯面における吹込みガス面積の重複率（％）、である。
2. 請求項１記載のアーク式底吹き電気炉における撹拌方法において、前記溶融金属の湯面上方には、アーク加熱を行う３本の電極が、その中心が平面視して正三角形の頂点位置となるように配置され、しかも、平面視して、前記正三角形の重心で定義される前記容器の中心から前記電極の中心を通って炉壁方向に延びる仮想線を中心とした前記電極の径を幅とする前記電極から前記炉壁までの範囲のバンド領域を除く底部領域に、前記ガス吹込み用羽口を配置することを特徴とするアーク式底吹き電気炉における撹拌方法。

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