JP4943176B2 - 溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解方法 - Google Patents
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Description
本発明は、混銑炉内の溶鉄を効率よく撹拌することで、装入した冷鉄源を効率的に浸炭溶解できる溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解方法に関する。
従来、混銑炉（貯銑炉ともいう）の炉本体内の溶鉄に、この溶鉄よりも炭素濃度が低い冷鉄源を溶解する場合、この溶鉄の炭素濃度が低下して融点が上昇するため、溶鉄の加熱温度を高く設定する必要があった。このように、溶鉄の加熱温度を高く設定した場合、炉本体の内面に配置された耐火物の損耗が進むという問題がある。
このため、耐火物の溶損が顕著とならない程度の温度で溶鉄を加熱し、冷鉄源を溶解するという方法の確立が必要となっていた。
この方法の一つとして、加熱装置付き混銑炉へ冷鉄源である鉄スクラップを装入して溶解する際に、溶鉄に粉状または粒状の炭素源を吹き込むことにより、炭素濃度を高位に維持する方法がある。
このため、耐火物の溶損が顕著とならない程度の温度で溶鉄を加熱し、冷鉄源を溶解するという方法の確立が必要となっていた。
この方法の一つとして、加熱装置付き混銑炉へ冷鉄源である鉄スクラップを装入して溶解する際に、溶鉄に粉状または粒状の炭素源を吹き込むことにより、炭素濃度を高位に維持する方法がある。
通常、溶解原料として用いる鉄スクラップの炭素含有量は０．００１〜０．８質量％であり、その融点は１４７０〜１５４０℃程度であるのに対して、炭素を高濃度に含有する溶鉄の温度は、溝型誘導加熱装置の耐火物損耗の制約から１４５０℃以下に制限されている。
従って、溝型誘導加熱装置付き混銑炉で鉄スクラップを溶解するに際しては、溶鉄中の炭素を冷鉄源表面から浸炭させることで、冷鉄源の融点を溶銑温度以下に低下させて溶解することが必要である。
従って、溝型誘導加熱装置付き混銑炉で鉄スクラップを溶解するに際しては、溶鉄中の炭素を冷鉄源表面から浸炭させることで、冷鉄源の融点を溶銑温度以下に低下させて溶解することが必要である。
このとき、冷鉄源の溶解速度は、冷鉄源の昇温に起因する熱供給律速ではなく、冷鉄源の融点低下に起因する浸炭速度律速に依存し、溶鉄と冷鉄源表面との間で起こる溶鉄中の炭素の物質移動速度で決まる。ここで、溶鉄温度を冷鉄源が溶解できる温度に維持するため、冷鉄源の溶解量に見合った熱供給を維持しつつ、炉本体内の溶鉄の炭素濃度と冷鉄源表面での溶鉄の流動を十分に高く保つことが、冷鉄源の溶解速度向上に必要である。
そのため、炉本体内へ鉄スクラップを装入すると同時に溶鉄を多量に装入し、更に炭素の添加を行いながら、冷鉄源を溶解する方法が提案されていた。
そのため、炉本体内へ鉄スクラップを装入すると同時に溶鉄を多量に装入し、更に炭素の添加を行いながら、冷鉄源を溶解する方法が提案されていた。
この場合、混銑炉が安定的に操業できる溶解速度を確保するために必要な炭素濃度（以下、Ｃ濃度ともいう）は、例えば、溶銑温度１３５０℃のとき３．５質量％以上必要であるが、鉄スクラップのＣ濃度が０．２質量％のとき、その融点が１５００℃程度であるため溶解できない。ここで、溶鉄のＣ濃度が、上記したＣ濃度３．５質量％以上を維持するためには、４．４〜４．７質量％程度の飽和Ｃ濃度に近いＣ濃度をもつ高炉からの溶銑を、溶銑搬送容器である溶銑鍋から炉内へ装入した後、炉内の溶銑を炉外へ排出する作業を何度も繰り返す必要がある。
しかし、この溶銑鍋の移し替えに伴う鍋耐火物への吸熱ロスと、溶鉄からの放熱ロスが多量に発生し、またその熱を補うための電力、更には転炉での炭材等の熱源付与のコストが多額になる。また、上記した作業を繰り返した際には、溶鉄搬送の物流効率が低下し、クレーンの稼働率の点でも望ましくない。
しかし、この溶銑鍋の移し替えに伴う鍋耐火物への吸熱ロスと、溶鉄からの放熱ロスが多量に発生し、またその熱を補うための電力、更には転炉での炭材等の熱源付与のコストが多額になる。また、上記した作業を繰り返した際には、溶鉄搬送の物流効率が低下し、クレーンの稼働率の点でも望ましくない。
上記した課題に対して、特許文献１には、混銑炉の炉本体内の溶鉄中に浸漬させたランスを使用し、粉状の炭素源をガスとともに溶鉄中に吹き込むことで、炉本体内へ高炭素濃度の溶銑を装入することなく、炉本体内の溶鉄の炭素濃度を高濃度に維持して、スクラップの溶解を行う方法が開示されている。
また、特許文献２には、冷鉄源の溶解に際し、炉本体内の溶鉄に装入口を介して冷鉄源を装入し、また同じ装入口から溶鉄を追加装入することで、炉本体内で溶鉄の撹拌を行うことが開示されている。
また、特許文献２には、冷鉄源の溶解に際し、炉本体内の溶鉄に装入口を介して冷鉄源を装入し、また同じ装入口から溶鉄を追加装入することで、炉本体内で溶鉄の撹拌を行うことが開示されている。
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に開示された方法では、耐火物が著しく溶損しない程度の溶鉄温度で、溶鉄を撹拌して冷鉄源を浸炭溶解できるが、本願発明者らの知見では、炭素源の吹き込みのみでは、冷鉄源の溶解時間が短縮できない場合があった。このため、冷鉄源が未溶解の状態で、炉本体から溶鉄を排出しようとすれば、未溶解の冷鉄源が排出口を塞ぐトラブルが生じ、冷鉄源を安定して溶解できないばかりか、炉本体から溶鉄を排出する際の作業性が悪化する問題も発生する。
一方で、溶鉄のＣ濃度を高濃度に維持するため、溶鉄への炭素源の供給量を増やした場合、この炭素源の溶融歩留りが悪ければ、未溶解の炭素源を昇温するための電力ロス、および未溶解の炭素源自体の消費ロスにより、鉄スクラップ溶解に要するコストと溶解能力に多大な支障が発生する。
特許文献１に開示された方法では、耐火物が著しく溶損しない程度の溶鉄温度で、溶鉄を撹拌して冷鉄源を浸炭溶解できるが、本願発明者らの知見では、炭素源の吹き込みのみでは、冷鉄源の溶解時間が短縮できない場合があった。このため、冷鉄源が未溶解の状態で、炉本体から溶鉄を排出しようとすれば、未溶解の冷鉄源が排出口を塞ぐトラブルが生じ、冷鉄源を安定して溶解できないばかりか、炉本体から溶鉄を排出する際の作業性が悪化する問題も発生する。
一方で、溶鉄のＣ濃度を高濃度に維持するため、溶鉄への炭素源の供給量を増やした場合、この炭素源の溶融歩留りが悪ければ、未溶解の炭素源を昇温するための電力ロス、および未溶解の炭素源自体の消費ロスにより、鉄スクラップ溶解に要するコストと溶解能力に多大な支障が発生する。
また、特許文献２は、溶鉄を追加装入する際にのみ、炉本体内の溶鉄の撹拌がなされるものであり、炉本体内での継続した撹拌を意図するものではない。この方法において、炭素源の吹き込みを実施する場合を想定しても、特許文献１と同様に、冷鉄源の溶解時間が短縮できない場合がある。このため、冷鉄源が未溶解の状態で、炉本体から溶鉄を排出しようとすれば、未溶解の冷鉄源が排出口を塞ぐトラブルが生じ、冷鉄源を安定して溶解できないばかりか、炉本体から溶鉄を排出する際の作業性が悪化する問題も発生する。
本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、混銑炉内の溶鉄を効率よく撹拌することで、装入した冷鉄源を効率的に浸炭溶解できる溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解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溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解方法は、水平配置された円筒型の炉本体の内部に溶鉄を保持し、溶鉄の排出時は前記炉本体を回転させて内部の溶鉄を炉外に排出し、更に溶鉄の温度を維持および上昇させる溝型誘導加熱装置を前記炉本体の真下を除く下部に備え、冷鉄源を装入して溶解する混銑炉における冷鉄源の溶解方法において、
前記炉本体は、該炉本体の炉内直径が３ｍ以上８ｍ以下、該炉本体の軸方向の炉内長さＬが５ｍ以上２５ｍ以下であり、前記冷鉄源が装入された前記炉本体内の溶鉄の最大浴深さＤと、前記炉本体の軸方向の炉内長さＬとの比（Ｄ／Ｌ）を、０．１以上０．４以下の範囲内とした後、前記炉本体内の溶鉄中にガスによって炭素源を吹き込み、前記ガスの吹き込み量を該炉本体内の溶鉄と前記冷鉄源との合計質量の単位量あたり０．００１Ｎｍ ３ ／（分・トン）以上０．０２Ｎｍ ３ ／（分・トン）以下とし、前記炉本体内の溶鉄の炭素濃度を、３．５質量％以上飽和炭素濃度以下とし、かつ前記炉本体内の溶銑の温度を、１２８０℃以上１４５０℃以下とする。
前記炉本体は、該炉本体の炉内直径が３ｍ以上８ｍ以下、該炉本体の軸方向の炉内長さＬが５ｍ以上２５ｍ以下であり、前記冷鉄源が装入された前記炉本体内の溶鉄の最大浴深さＤと、前記炉本体の軸方向の炉内長さＬとの比（Ｄ／Ｌ）を、０．１以上０．４以下の範囲内とした後、前記炉本体内の溶鉄中にガスによって炭素源を吹き込み、前記ガスの吹き込み量を該炉本体内の溶鉄と前記冷鉄源との合計質量の単位量あたり０．００１Ｎｍ ３ ／（分・トン）以上０．０２Ｎｍ ３ ／（分・トン）以下とし、前記炉本体内の溶鉄の炭素濃度を、３．５質量％以上飽和炭素濃度以下とし、かつ前記炉本体内の溶銑の温度を、１２８０℃以上１４５０℃以下とする。
本発明に係る溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解方法において、前記炉本体内の溶鉄と前記冷鉄源の加熱に要する前記溝型誘導加熱装置の電力を、該炉本体内の溶鉄と前記冷鉄源との合計質量の単位量あたり５．０ｋＷ／トンを超え５０ｋＷ／トン未満とすることが好ましい。
本発明に係る溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解方法において、前記炉本体内の溶鉄の最大浴深さＤは１．２ｍ以上６．０ｍ以下であり、前記炉本体内の溶鉄への前記炭素源の吹き込み位置は、前記溝型誘導加熱装置の溶鉄吸入口から上方へ２５０ｍｍ以上の位置で、かつ前記炉本体内の溶鉄の浴面から下方へ７００ｍｍ以上の位置とすることが好ましい。
本発明に係る溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解方法において、前記炉本体内の溶鉄の最大浴深さＤは１．２ｍ以上６．０ｍ以下であり、前記炉本体内の溶鉄への前記炭素源の吹き込み位置は、前記溝型誘導加熱装置の溶鉄吸入口から上方へ２５０ｍｍ以上の位置で、かつ前記炉本体内の溶鉄の浴面から下方へ７００ｍｍ以上の位置とすることが好ましい。
請求項１〜３記載の溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解方法は、炉本体内の溶鉄の最大浴深さＤと、炉本体の炉内長さＬとの比（Ｄ／Ｌ）を、所定範囲内とした後、溶鉄中に炭素源を吹き込むので、上方からの炭素源吹き込みによる撹拌効果と、下方からの溝型誘導加熱装置から排出される溶鉄の流れによる撹拌効果、更にはこれらの相互干渉による撹拌効果が期待できる。これにより、炉本体内の溶鉄を効率よく撹拌できるため、炭素源の溶解効率の向上、および溶鉄中の炭素濃度の均一化を図ることができ、装入した冷鉄源を効率的に浸炭溶解できる。従って、冷鉄源を安定して短時間に溶解できるとともに、炉本体から溶鉄を排出する際の作業性も良好になる。
特に、請求項１記載の溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解方法は、炭素源を吹き込むためのガスの吹き込み量を規定しているので、例えば、炭素源の吹き込みに用いるランスの溶損を抑制しながら、溶鉄の撹拌効果も得ることができる。また、溶鉄の炭素濃度、および温度範囲についても規定しているので、冷鉄源の溶解がより良好になる条件に設定でき、冷鉄源の溶解時間を更に短縮できる。
請求項２記載の溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解方法は、炉本体内の溶鉄と冷鉄源の加熱に要する溝型誘導加熱装置の電力を規定するので、この溝型誘導加熱装置に流れ込み加熱された後に排出される溶鉄の流れを制御でき、炉本体の下方での撹拌効率を更に向上でき、前記した効果を更に高めることができる。
特に、請求項１記載の溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解方法は、炭素源を吹き込むためのガスの吹き込み量を規定しているので、例えば、炭素源の吹き込みに用いるランスの溶損を抑制しながら、溶鉄の撹拌効果も得ることができる。また、溶鉄の炭素濃度、および温度範囲についても規定しているので、冷鉄源の溶解がより良好になる条件に設定でき、冷鉄源の溶解時間を更に短縮できる。
請求項２記載の溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解方法は、炉本体内の溶鉄と冷鉄源の加熱に要する溝型誘導加熱装置の電力を規定するので、この溝型誘導加熱装置に流れ込み加熱された後に排出される溶鉄の流れを制御でき、炉本体の下方での撹拌効率を更に向上でき、前記した効果を更に高めることができる。
請求項３記載の溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解方法は、炭素源の吹き込み位置を規定しているので、炉底部に沈降した冷鉄源のまきあげと、吹き込んだ炭素源の浴面への浮上とを抑制、更には防止しながら、溶鉄を撹拌できる。
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。
ここで、図１（Ａ）、（Ｂ）はそれぞれ本発明の一実施の形態に係る溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解方法に使用する模式的に示した混銑炉の正断面図、側断面図である。
ここで、図１（Ａ）、（Ｂ）はそれぞれ本発明の一実施の形態に係る溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解方法に使用する模式的に示した混銑炉の正断面図、側断面図である。
図１（Ａ）、（Ｂ）に示すように、本発明の一実施の形態に係る溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解方法は、水平配置された円筒型の炉本体（溶銑を貯留する部分）１０の内部に溶銑（溶鉄の一例）１１を保持し、溶銑１１の温度を維持および上昇させる溝型誘導加熱装置（以下、単に加熱装置ともいう）１２を炉本体１０の真下を除く下部に備え、冷鉄源を装入して溶解する混銑炉１３における冷鉄源の溶解方法であり、炉本体１０内の溶銑１１の最大浴深さＤと、この炉本体１０の炉内長さＬとの比を所定範囲内とした後、炉本体１０内の溶銑１１中に炭素源を吹き込む方法である。以下、詳しく説明する。
混銑炉（貯銑炉ともいう）１３の炉本体１０は、複数の搬送手段（図示しない）から供給される溶銑１１、例えば、転炉で処理する５〜１０回分の溶銑量（例えば、４００〜２０００トン程度の溶銑）を貯留可能な容量を備えたものである。この炉本体１０の下部には、例えば、温度制御機能（加熱機能も含む）を備える溝型誘導加熱装置１２が、炉長方向に間隔をあけて複数台（例えば、４〜１０台程度）設けられている。なお、各溝型誘導加熱装置１２には、炉本体１０と連通し、炉本体１０内の溶銑１１が加熱装置１２内へ流れ込むための溶銑吸入口（溶鉄吸入口の一例）１４と、加熱装置１２内で加熱された溶銑１１を、再度炉本体１０内へ戻すための溶銑排出口（溶鉄排出口の一例）１５とが設けられている。
また、炉本体１０は、溶銑１１の排出時に、炉本体１０の軸方向（長手方向）の軸心Ｃを中心として回転し、炉本体１０内部の溶銑１１を外部へ排出する機能を有している。
また、炉本体１０は、溶銑１１の排出時に、炉本体１０の軸方向（長手方向）の軸心Ｃを中心として回転し、炉本体１０内部の溶銑１１を外部へ排出する機能を有している。
この炉本体１０内に、炉本体１０の上部に設けられた受銑口と装入口（図示しない）を介して、溶銑１１と冷鉄源を装入する。
なお、冷鉄源の装入は、炉本体１０へ溶銑１１を供給しながら行っているが、溶銑を供給した後に行ってもよく、またこの双方で行ってもよい。
ここで、冷鉄源とは、鉄を主成分（例えば、９５質量％以上）とするものであればよく、例えば、鉄のスクラップ、屑鉄、または酸化鉄であり、その装入は、例えば、装入時の炉内溶鉄（溶銑または溶銑と溶解した冷鉄源）１トン当たり、未溶解分が０ｋｇを超え１００ｋｇ以下の範囲内となるように調節しながら行う。
そして、炉本体１０内に貯留された溶銑１１と冷鉄源を、炉本体１０内に保持した状態で、炉本体１０内に更に炭素源を吹込み、冷鉄源を溶解させる。この炭素源の装入量は、例えば、溶銑１トン当たり０．０１５ｋｇ／（分・トン）以上０．２５ｋｇ／（分・トン）以下程度である。なお、本実施の形態では、炭素源は、硫黄成分を含むコークス（例えば、粉状または粒状）であるが、他の炭材、例えば、石炭またはゴムを使用してもよい。
なお、冷鉄源の装入は、炉本体１０へ溶銑１１を供給しながら行っているが、溶銑を供給した後に行ってもよく、またこの双方で行ってもよい。
ここで、冷鉄源とは、鉄を主成分（例えば、９５質量％以上）とするものであればよく、例えば、鉄のスクラップ、屑鉄、または酸化鉄であり、その装入は、例えば、装入時の炉内溶鉄（溶銑または溶銑と溶解した冷鉄源）１トン当たり、未溶解分が０ｋｇを超え１００ｋｇ以下の範囲内となるように調節しながら行う。
そして、炉本体１０内に貯留された溶銑１１と冷鉄源を、炉本体１０内に保持した状態で、炉本体１０内に更に炭素源を吹込み、冷鉄源を溶解させる。この炭素源の装入量は、例えば、溶銑１トン当たり０．０１５ｋｇ／（分・トン）以上０．２５ｋｇ／（分・トン）以下程度である。なお、本実施の形態では、炭素源は、硫黄成分を含むコークス（例えば、粉状または粒状）であるが、他の炭材、例えば、石炭またはゴムを使用してもよい。
炉本体内へ装入する冷鉄源の溶解速度は、冷鉄源の昇温に起因する熱供給律速ではなく、冷鉄源の融点低下に起因する浸炭速度律速に依存するため、溶銑と冷鉄源表面との間で起こる溶銑中の炭素の物質移動速度で決まる。即ち、溶銑温度を冷鉄源が溶解できる温度に維持するため、冷鉄源の溶解量に見合った熱供給を維持しつつ、炉本体内の溶銑の炭素濃度と冷鉄源表面での溶銑の流動を十分に高く保つことが、冷鉄源の溶解速度向上に必要である。
従って、溶銑１１を溝型誘導加熱装置１２で加熱しながら、炭素源を溶銑１１中に吹き込む前提で、溶銑１１の撹拌を確保する必要がある。
従って、溶銑１１を溝型誘導加熱装置１２で加熱しながら、炭素源を溶銑１１中に吹き込む前提で、溶銑１１の撹拌を確保する必要がある。
この溝型誘導加熱装置は、混銑炉の炉本体の真下に配置する場合、加熱装置の溶銑吸入口を冷鉄源が物理的に閉塞し、溶銑吸入口から吸引する溶銑量が減少するため好ましくない。
そこで、本実施の形態では、円筒型の炉本体１０の断面において、真下を０°とし、真上を１８０°とした場合、溶銑吸入口１４の上端位置を、真下を基準として炉本体１０の周方向両側に、２０°以上７０°以下の範囲内のＰ°に配置するのがよい。これは、炉本体の長手方向に垂直な断面形状は概ね円形であり、その外形が軸心Ｃを中心とした円状となることによる。このため、冷鉄源の投入時と溶銑の排出時を除く、溶銑の保熱または加熱貯蔵時における重力方向を真下と定義し、中心（回転軸）から真下に仮想線を設定して、炉本体の内側炉壁と交わる点を０°と定義した。なお、Ｐ°については、真下から仰角をＰ°持たせ、前記した中心より仮想線を設定して、内側炉壁と交わる点をＰ°とするものである（前記断面の円において２箇所あり）。
そこで、本実施の形態では、円筒型の炉本体１０の断面において、真下を０°とし、真上を１８０°とした場合、溶銑吸入口１４の上端位置を、真下を基準として炉本体１０の周方向両側に、２０°以上７０°以下の範囲内のＰ°に配置するのがよい。これは、炉本体の長手方向に垂直な断面形状は概ね円形であり、その外形が軸心Ｃを中心とした円状となることによる。このため、冷鉄源の投入時と溶銑の排出時を除く、溶銑の保熱または加熱貯蔵時における重力方向を真下と定義し、中心（回転軸）から真下に仮想線を設定して、炉本体の内側炉壁と交わる点を０°と定義した。なお、Ｐ°については、真下から仰角をＰ°持たせ、前記した中心より仮想線を設定して、内側炉壁と交わる点をＰ°とするものである（前記断面の円において２箇所あり）。
ここで、溶銑吸入口の上端位置が２０°より小さい（真下に近づく）場合、炉本体内に装入した冷鉄源（冷鉄源の１回あたりの装入量が５〜３０トン）が炉底に沈んで、溶銑吸入口を閉塞する恐れがある。一方、溶銑吸入口の上端位置が７０°を超える（水平位置に近づく）場合、炉本体内の溶銑量が減少したときに、炉本体内の溶銑の加熱ができなくなる。
従って、溶銑吸入口の上端位置を、２０°以上７０°以下の範囲に設定したが、下限を２４°とすることが好ましく、また上限を６０°とすることが好ましい。
なお、以上に示した知見は、炉本体の炉内直径が３ｍ以上８ｍ以下（溶銑吸入口の上端位置が２４°以上６６°以下）であり、軸方向の炉内長さＬが５ｍ以上２５ｍ以下であり、例えば、炉内直径と炉内長さＬとの比が０．２以上０．５以下の場合を想定して得られた結果である。このとき、炉本体の最大貯銑量は、１００トン以上４４００トン以下であり、溶銑の貯銑容積は、炉本体の容積の７５％以下、かつ最大貯銑量の２０％以上、そして、溶鉄の最大浴深さＤは１．２ｍ以上６．０ｍ以下を想定している。
従って、溶銑吸入口の上端位置を、２０°以上７０°以下の範囲に設定したが、下限を２４°とすることが好ましく、また上限を６０°とすることが好ましい。
なお、以上に示した知見は、炉本体の炉内直径が３ｍ以上８ｍ以下（溶銑吸入口の上端位置が２４°以上６６°以下）であり、軸方向の炉内長さＬが５ｍ以上２５ｍ以下であり、例えば、炉内直径と炉内長さＬとの比が０．２以上０．５以下の場合を想定して得られた結果である。このとき、炉本体の最大貯銑量は、１００トン以上４４００トン以下であり、溶銑の貯銑容積は、炉本体の容積の７５％以下、かつ最大貯銑量の２０％以上、そして、溶鉄の最大浴深さＤは１．２ｍ以上６．０ｍ以下を想定している。
なお、溶銑１１と冷鉄源の装入に際しては、冷鉄源が装入された炉本体１０内の溶銑１１の最大浴深さＤと、炉本体１０の軸方向の炉内長さＬとの比（Ｄ／Ｌ）を、０．１以上０．４以下の範囲内とし、その後に炉本体１０内の溶銑１１中に炭素源を吹き込む。なお、炭素源の吹き込みは、溶銑１１中に浸漬させたランス１６により行う。
ここで、溶銑の最大浴深さＤと炉内長さＬとの比（Ｄ／Ｌ）が、０．１未満の場合、炉内長さＬに対して最大浴深さＤが浅過ぎるため、溶銑の撹拌流動がランス廻りのみでの局所的な流動となり、炉本体の端部における溶銑の流動が著しく停滞する。これにより、炉本体の端部の浴中に堆積した冷鉄源は流動しずらくなり、また溶銑中の炭素量に偏りが生じて均等に維持できなくなり、更には炭素濃度を上昇させることが困難となるため、冷鉄源の浸炭溶解速度に支障をきたす。
ここで、溶銑の最大浴深さＤと炉内長さＬとの比（Ｄ／Ｌ）が、０．１未満の場合、炉内長さＬに対して最大浴深さＤが浅過ぎるため、溶銑の撹拌流動がランス廻りのみでの局所的な流動となり、炉本体の端部における溶銑の流動が著しく停滞する。これにより、炉本体の端部の浴中に堆積した冷鉄源は流動しずらくなり、また溶銑中の炭素量に偏りが生じて均等に維持できなくなり、更には炭素濃度を上昇させることが困難となるため、冷鉄源の浸炭溶解速度に支障をきたす。
一方、溶銑の最大浴深さＤと炉内長さＬとの比（Ｄ／Ｌ）が、０．４を超える場合、炉内長さＬに対して最大浴深さＤが深過ぎるため、上方からの炭素源の吹き込みによる撹拌効果と、下方からの溝型誘導加熱装置から排出される溶銑流による撹拌効果、またはこれらの相互干渉による撹拌が期待できず、撹拌が局所的となり、深さ方向に流動の停滞が生じる。炭素源の吹き込みは、例えば、冷鉄源の投入時、溶銑の排出時、または吹き込みに使用する炭素源を一時的に貯蔵するホッパーへ追加装入する際等において、一時的に中断する場合があるため、撹拌効果を維持するには、０．４以下とする必要がある。
以上のことから、溶銑の最大浴深さＤと炉内長さＬとの比（Ｄ／Ｌ）を、０．１以上０．４以下としたが、好ましくは下限を０．２とし、上限を０．３とする。
以上のことから、溶銑の最大浴深さＤと炉内長さＬとの比（Ｄ／Ｌ）を、０．１以上０．４以下としたが、好ましくは下限を０．２とし、上限を０．３とする。
炉本体１０内の溶銑の撹拌効果による浸炭溶解の促進に際しては、溝型誘導加熱装置１２の溶銑排出口１５から排出される溶銑流を有効に利用するとよい。この溝型誘導加熱装置１２への投入電力増加に伴い、溶銑１１の流速が増加するため、炉本体１０内の溶銑１１と冷鉄源との合計質量の単位量あたりの投入電力で撹拌力を制御できる。このため、炉本体１０内の溶銑１１と冷鉄源の加熱に要する溝型誘導加熱装置１２の投入電力（以下、出力または単に電力ともいう）を、炉本体１０内の溶銑１１と冷鉄源との合計質量の単位量あたり５．０ｋＷ／トンを超え５０ｋＷ／トン未満とするとよい。
ここで、溶銑１トンあたりの投入電力が５．０ｋＷ以下の場合、溝型誘導加熱装置の湯道（溶銑の流路）を形成する耐火物に、例えば、介在物またはスラグ等の異物が付着し、湯道を閉塞する可能性があり、更にこの現象が著しい場合には、ピンチ効果により溶銑流が遮断される。
ここで、溶銑１トンあたりの投入電力が５．０ｋＷ以下の場合、溝型誘導加熱装置の湯道（溶銑の流路）を形成する耐火物に、例えば、介在物またはスラグ等の異物が付着し、湯道を閉塞する可能性があり、更にこの現象が著しい場合には、ピンチ効果により溶銑流が遮断される。
一方、溶銑１トンあたりの投入電力が５０ｋＷ以上の場合、溶銑の撹拌効果が飽和傾向となり、溶銑流による溝型誘導加熱装置の湯道の耐火物損耗が無視できなくなる。
以上のことから、溝型誘導加熱装置の電力を、炉本体内の溶銑と冷鉄源との合計質量の単位量あたり５．０ｋＷ／トンを超え５０ｋＷ／トン未満としたが、溶銑の流速を高位に安定して維持する場合には、下限値を８．０ｋＷ／トンを超える電力とすることが好ましく、また、耐火物の溶損抑制を重視する場合には、上限値を１３．５ｋＷ未満とすることが好ましい。
なお、溝型誘導加熱装置１２の設置位置は、前記したように炉本体１０の真下を除く下部としているが、ここで炉本体の長手方向（軸方向）に２箇所以上にするとよい。これにより、溶銑の単位量あたりの投入電力を少なくしても、溶銑の撹拌効果を高位に維持できる。
以上のことから、溝型誘導加熱装置の電力を、炉本体内の溶銑と冷鉄源との合計質量の単位量あたり５．０ｋＷ／トンを超え５０ｋＷ／トン未満としたが、溶銑の流速を高位に安定して維持する場合には、下限値を８．０ｋＷ／トンを超える電力とすることが好ましく、また、耐火物の溶損抑制を重視する場合には、上限値を１３．５ｋＷ未満とすることが好ましい。
なお、溝型誘導加熱装置１２の設置位置は、前記したように炉本体１０の真下を除く下部としているが、ここで炉本体の長手方向（軸方向）に２箇所以上にするとよい。これにより、溶銑の単位量あたりの投入電力を少なくしても、溶銑の撹拌効果を高位に維持できる。
また、溶銑への炭素源の吹き込みにより、冷鉄源を浸炭溶解するに際しては、溝型誘導加熱装置の溶銑吸入口の閉塞が問題となる。この溶銑吸入口の閉塞は、耐火物への異物付着により引き起こされる場合があるが、冷鉄源片の吸引により引き起こされる場合（例えば、半溶融の冷鉄源により溶銑吸入口が蓋をされる場合）もある。
この現象は、溶銑の撹拌効果が強過ぎる場合に見られ、また炭素源の吹き込み位置の深さとも関連することが確認された。炭素源の吹き込みは、溶銑中へ吹き込みランスを浸漬し、ランス先端部の開口部から溶銑中に炭素源を吹き込むことで行うが、吹き込まれた炭素源とキャリアガスは、ランス先端部の開口部近傍で流速が速く、冷鉄源の溶解中に未溶解状態の冷鉄源を移動させる原因となり、移動した冷鉄源は溶銑吸入口を閉塞する場合があることを、本願発明者らは知見した。
この現象は、溶銑の撹拌効果が強過ぎる場合に見られ、また炭素源の吹き込み位置の深さとも関連することが確認された。炭素源の吹き込みは、溶銑中へ吹き込みランスを浸漬し、ランス先端部の開口部から溶銑中に炭素源を吹き込むことで行うが、吹き込まれた炭素源とキャリアガスは、ランス先端部の開口部近傍で流速が速く、冷鉄源の溶解中に未溶解状態の冷鉄源を移動させる原因となり、移動した冷鉄源は溶銑吸入口を閉塞する場合があることを、本願発明者らは知見した。
上記した知見により、炉底に沈む冷鉄源は、溶銑吸入口から離れた位置に配置することが望ましい。このため、溝型誘導加熱装置は、前記したように、真下を基準として２０°以上の角度に設置することが好ましい。
そして、炭素源の吹き込み位置は、冷鉄源から離れた場所に配置することが望ましい（例えば、冷鉄源の上方２５０ｍｍ以上の位置）が、冷鉄源が溶銑吸入口の近傍にない場合は、閉塞原因となる可能性が低いため、溶銑吸入口から上方へ２５０ｍｍ以上の位置Ｌ１とすることで、溶銑吸入口の冷鉄源による閉塞を防止できる。なお、２５０ｍｍ未満では、例えば、炭素源の吹き込みにより、炉底部に沈降した冷鉄源をまきあげる場合があるため、加熱装置の溶銑吸入口が未溶解の冷鉄源を吸引することになり、加熱装置による溶銑の撹拌ができなくなる。従って、当然のことながら、冷鉄源を溶銑吸入口が塞がれるようには装入しない。
また、炭素源の吹き込み位置を、２５０ｍｍより更に溶銑吸入口へ近づけた場合には、湯道内に泡が入って通電不良（不能）となる問題もある。
以上のことから、炭素源の吹き込み位置を溶銑吸入口から上方へ２５０ｍｍ以上、好ましくは３００ｍｍ以上、更に好ましくは４００ｍｍ以上の位置Ｌ１とすることにより、冷鉄源による溶銑吸入口の閉塞を防止できる。
そして、炭素源の吹き込み位置は、冷鉄源から離れた場所に配置することが望ましい（例えば、冷鉄源の上方２５０ｍｍ以上の位置）が、冷鉄源が溶銑吸入口の近傍にない場合は、閉塞原因となる可能性が低いため、溶銑吸入口から上方へ２５０ｍｍ以上の位置Ｌ１とすることで、溶銑吸入口の冷鉄源による閉塞を防止できる。なお、２５０ｍｍ未満では、例えば、炭素源の吹き込みにより、炉底部に沈降した冷鉄源をまきあげる場合があるため、加熱装置の溶銑吸入口が未溶解の冷鉄源を吸引することになり、加熱装置による溶銑の撹拌ができなくなる。従って、当然のことながら、冷鉄源を溶銑吸入口が塞がれるようには装入しない。
また、炭素源の吹き込み位置を、２５０ｍｍより更に溶銑吸入口へ近づけた場合には、湯道内に泡が入って通電不良（不能）となる問題もある。
以上のことから、炭素源の吹き込み位置を溶銑吸入口から上方へ２５０ｍｍ以上、好ましくは３００ｍｍ以上、更に好ましくは４００ｍｍ以上の位置Ｌ１とすることにより、冷鉄源による溶銑吸入口の閉塞を防止できる。
なお、炭素源の吹き込み位置を、溝型誘導加熱装置から炉長方向に５００ｍｍ以上離す場合には、冷鉄源の移動による溶銑吸入口の閉塞が見られない。従って、この場合については、ランスの浸漬深さの下限値を考慮する必要は無いが、炉長方向での浸漬位置を比較的限定することになり、その制約を受けるため、操業上注意を要する。
一方、炭素源の吹き込み位置の上限は、溶銑の撹拌効果の減少と炭素源の未溶解防止の観点から、溶銑の浴面から下方へ７００ｍｍ以上の位置Ｌ２とする。炭素源の吹き込み位置が、７００ｍｍ未満の場合、即ち７００ｍｍの位置より浅くなった場合には、吹き込み後に溶銑の浴面へ浮上する炭素源が、溶銑中に溶解することなく未溶解のまま浴面に達するため、炭素源の溶銑への溶解歩留りが極端に低下する。
以上のことから、炭素源の吹き込み位置を、炉本体内の溶銑の浴面から下方へ７００ｍｍ以上の位置、好ましくは８００ｍｍ以上、更に好ましくは１０００ｍｍ以上の位置Ｌ２とする。
一方、炭素源の吹き込み位置の上限は、溶銑の撹拌効果の減少と炭素源の未溶解防止の観点から、溶銑の浴面から下方へ７００ｍｍ以上の位置Ｌ２とする。炭素源の吹き込み位置が、７００ｍｍ未満の場合、即ち７００ｍｍの位置より浅くなった場合には、吹き込み後に溶銑の浴面へ浮上する炭素源が、溶銑中に溶解することなく未溶解のまま浴面に達するため、炭素源の溶銑への溶解歩留りが極端に低下する。
以上のことから、炭素源の吹き込み位置を、炉本体内の溶銑の浴面から下方へ７００ｍｍ以上の位置、好ましくは８００ｍｍ以上、更に好ましくは１０００ｍｍ以上の位置Ｌ２とする。
炉本体１０内の溶銑中への炭素源の吹き込みは、炉本体１０内の溶銑１１と冷鉄源との合計質量の単位量あたり０．００１Ｎｍ３／（分・トン）以上０．０２Ｎｍ３／（分・トン）以下の量のガスにより行うことが好ましい。この吹き込みに使用するガスは、炭素源のキャリアガスとして使用されるものであり、例えば、空気を使用できるが、窒素ガスまたは不活性ガス（アルゴンガス）を使用することが好ましい。
溶銑への吹き込みガス量が０．００１Ｎｍ３／（分・トン）以上の場合、炭素源の溶解と溶銑の撹拌力を確保することができるため、炉本体内の溶銑の撹拌効果を維持でき、冷鉄源の溶解を促進できる。また、溶銑への吹き込みガス量が０．０２Ｎｍ３／（分・トン）以下の場合、炉内耐火物の撹拌による過剰溶損を一定レベル以下に抑制できるが、この上限値を超えれば、吹き込みによる炭素源の溶解効果が飽和するため有用ではない。
以上のことから、溶銑中への炭素源の吹き込みを、０．００１Ｎｍ３／（分・トン）以上０．０２Ｎｍ３／（分・トン）以下としたが、下限を０．００３Ｎｍ３／（分・トン）、更には０．００５Ｎｍ３／（分・トン）とすることが好ましく、上限を０．０１５Ｎｍ３／（分・トン）とすることが好ましい。
溶銑への吹き込みガス量が０．００１Ｎｍ３／（分・トン）以上の場合、炭素源の溶解と溶銑の撹拌力を確保することができるため、炉本体内の溶銑の撹拌効果を維持でき、冷鉄源の溶解を促進できる。また、溶銑への吹き込みガス量が０．０２Ｎｍ３／（分・トン）以下の場合、炉内耐火物の撹拌による過剰溶損を一定レベル以下に抑制できるが、この上限値を超えれば、吹き込みによる炭素源の溶解効果が飽和するため有用ではない。
以上のことから、溶銑中への炭素源の吹き込みを、０．００１Ｎｍ３／（分・トン）以上０．０２Ｎｍ３／（分・トン）以下としたが、下限を０．００３Ｎｍ３／（分・トン）、更には０．００５Ｎｍ３／（分・トン）とすることが好ましく、上限を０．０１５Ｎｍ３／（分・トン）とすることが好ましい。
このように、炉本体１０内の溶銑１１中に炭素源を吹き込むことで、溶銑１１の炭素濃度を３．５質量％以上飽和炭素濃度以下とすることが好ましい。なお、飽和炭素濃度は、通常、炭素鋼を製造する場合には５質量％未満、ステンレス鋼を製造する場合には９質量％未満である。
ここで、浸炭溶解を進行させるためには、溶銑の炭素濃度は高いほうが好ましいが、上限値を超えると、吹き込み炭素源の溶銑への未溶解分（残り）が発生するため、炭素源の歩留りが低下して経済的に好ましくない。一方、溶銑の炭素濃度が３．５質量％未満の場合、冷鉄源の未溶解分の発生が著しくなり、場合によっては、溶解時間を著しく延長しなければならない必要がある。
以上のことから、溶銑の炭素濃度を３．５質量％以上飽和炭素濃度以下としたが、下限を３．８質量％、更には４．０質量％とすることが好ましい。
ここで、浸炭溶解を進行させるためには、溶銑の炭素濃度は高いほうが好ましいが、上限値を超えると、吹き込み炭素源の溶銑への未溶解分（残り）が発生するため、炭素源の歩留りが低下して経済的に好ましくない。一方、溶銑の炭素濃度が３．５質量％未満の場合、冷鉄源の未溶解分の発生が著しくなり、場合によっては、溶解時間を著しく延長しなければならない必要がある。
以上のことから、溶銑の炭素濃度を３．５質量％以上飽和炭素濃度以下としたが、下限を３．８質量％、更には４．０質量％とすることが好ましい。
このとき、炉本体１０内の溶銑１１の温度は、加熱装置１２により１２８０℃以上１４５０℃以下とすることが好ましい。
浸炭溶解に必要な溶銑中の炭素濃度を確保するには、溶銑の温度を１２８０℃以上にすることが必要である。一方、溶銑の温度が１４５０℃を超える場合、炉本体内の耐火物の溶損が進む傾向がある。
以上のことから、溶銑の温度を１２８０℃以上１４５０℃以下としたが、下限を１３００℃、更には１３２０℃とすることが好ましく、上限を１４２０℃、更には１４００℃とすることが好ましい。
浸炭溶解に必要な溶銑中の炭素濃度を確保するには、溶銑の温度を１２８０℃以上にすることが必要である。一方、溶銑の温度が１４５０℃を超える場合、炉本体内の耐火物の溶損が進む傾向がある。
以上のことから、溶銑の温度を１２８０℃以上１４５０℃以下としたが、下限を１３００℃、更には１３２０℃とすることが好ましく、上限を１４２０℃、更には１４００℃とすることが好ましい。
以上に示した方法により、炉本体１０内の溶銑１１は、溝型誘導加熱装置１２と炭素源の吹き込みによる撹拌により、効率よく撹拌され、その結果、溶銑１１中に装入した冷鉄源を効率的に浸炭溶解できる。
このようにして製造された溶銑１１は、引き続き転炉（図示しない）へ供給され、従来公知の脱炭処理がなされる。
このようにして製造された溶銑１１は、引き続き転炉（図示しない）へ供給され、従来公知の脱炭処理がなされる。
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、溶鉄として溶銑を使用し、また冷鉄源として鉄のスクラップ（炭素濃度：０．２質量％程度）を使用し、炭素源として微粉の炭材を使用した。なお、炭材の吹き込みは、窒素ガスを使用してランスにより行った。
また、スクラップを溶銑に効率よく溶解できたか否かは、スクラップの溶銑への溶解時間をもとに判断した。なお、この溶解時間は、炉本体内へスクラップを装入した後、炉内の溶銑温度を連続的に測定し、溶解熱差から予想される温度降下量を逆算することで求めており、以下のように定義し評価した。
（炉内へ装入したスクラップが全て溶解するのに要する時間）≒（スクラップ溶解時間）
具体的には、以下の内容による。
ここでは、溶鉄として溶銑を使用し、また冷鉄源として鉄のスクラップ（炭素濃度：０．２質量％程度）を使用し、炭素源として微粉の炭材を使用した。なお、炭材の吹き込みは、窒素ガスを使用してランスにより行った。
また、スクラップを溶銑に効率よく溶解できたか否かは、スクラップの溶銑への溶解時間をもとに判断した。なお、この溶解時間は、炉本体内へスクラップを装入した後、炉内の溶銑温度を連続的に測定し、溶解熱差から予想される温度降下量を逆算することで求めており、以下のように定義し評価した。
（炉内へ装入したスクラップが全て溶解するのに要する時間）≒（スクラップ溶解時間）
具体的には、以下の内容による。
算出に使用するデータは、溶解時間を測定するための一定時間であるΔｔ（秒）間における炉本体内の溶銑温度の変化：ΔＴｐ（℃）、ＩＨ出力（溝型誘導加熱装置の出力）：Ｅ（ｋＷ）、ＩＨ熱変換効率（加熱装置の熱変換効率）：α、炉本体内の保熱バーナー燃焼熱量：Ｑｂ（ｋＷ）、排ガス損失熱：Ｑｏｕｔ（ｋＷ）、スクラップ溶解熱：ΔＨｓｃ（ｋＪ／ｋｇ）、炭材の昇温と溶解に要する熱：ΔＨｃ（ｋＪ／ｋｇ）、溶銑の比熱：Ｃｐ（ｋＪ／ｋｇ／℃）、溶銑量：Ｗｐ（ｋｇ）、溶銑の温度：Ｔｐ（℃）、溶銑の温度までスクラップの温度を上昇させるのに必要な熱量：Ｑ１（ｋＪ／ｋｇ）、装入したスクラップ量：Ｗｓｃ（ｋｇ）、炭材の吹込量：Ｗｃ（ｋｇ）、前記した時間Δｔ間に溶解したスクラップ量：δＷｓｃ（ｋｇ）である。
これらを使用した熱バランスの式は、「（入熱量）＝（溶銑温度の抜熱量）」の関係式が成り立つことから、以下のようにして示される。
α・Ｅ・Δｔ＝Ｃｐ・Ｗｐ・ΔＴｐ＋（Ｑｂ−Ｑｏｕｔ）・Δｔ＋Ｗｃ・ΔＨｃ−δＷｓｃ・ΔＨｓｃ＋Ｗｓｃ・Ｑ１
これらを使用した熱バランスの式は、「（入熱量）＝（溶銑温度の抜熱量）」の関係式が成り立つことから、以下のようにして示される。
α・Ｅ・Δｔ＝Ｃｐ・Ｗｐ・ΔＴｐ＋（Ｑｂ−Ｑｏｕｔ）・Δｔ＋Ｗｃ・ΔＨｃ−δＷｓｃ・ΔＨｓｃ＋Ｗｓｃ・Ｑ１
ここで、Ｅは、ＩＨの一次出力電力値であり、電力計より実測可能である。
また、αは、電源からＩＨコイル（溝型誘導加熱装置の一部を構成するコイル）までの送電損失であり、電力設備計からの計算、および水冷ケーブルの冷却水抜熱実績等から求めることができる。なお、本法の場合は、操業の出力に応じて変化するが、およそ９４〜９７％であった。
Ｑｂは、炉本体内の上部の溶銑のない炉内空間の温度を保持するためのバーナーの熱である。使用に際しては、バーナーに十分な燃焼空気を送り込み、完全燃焼させているため、バーナーの熱は、実績の燃料ガス使用量と理論燃焼熱量から求めた。
Ｑｏｕｔは、バーナーの燃焼排ガス組成、温度の実測値、および排ガス流量により、その顕熱を求めることで得た。
また、αは、電源からＩＨコイル（溝型誘導加熱装置の一部を構成するコイル）までの送電損失であり、電力設備計からの計算、および水冷ケーブルの冷却水抜熱実績等から求めることができる。なお、本法の場合は、操業の出力に応じて変化するが、およそ９４〜９７％であった。
Ｑｂは、炉本体内の上部の溶銑のない炉内空間の温度を保持するためのバーナーの熱である。使用に際しては、バーナーに十分な燃焼空気を送り込み、完全燃焼させているため、バーナーの熱は、実績の燃料ガス使用量と理論燃焼熱量から求めた。
Ｑｏｕｔは、バーナーの燃焼排ガス組成、温度の実測値、および排ガス流量により、その顕熱を求めることで得た。
Ｑ１は、スクラップが固体状態で溶銑温度まで昇温されるまでの顕熱上昇であり、スクラップの物性により一義的に決まるが、炉本体の溶銑温度１２５０〜１４５０℃では、概ねＱ１＝８４０〜１０００（ｋＪ／ｋｇ）の範囲の値をとる。
また、ΔＨｓｃも、同じくスクラップの固有熱物性であるが、通常２６０〜２９０（ｋＪ／ｋｇ）程度となる。
Ｃｐは、１３００〜１４００℃での文献値を用いて、０．９０ｋＪ／（ｋｇ・℃）とした。なお、本計算式では、スクラップの温度は、溶銑温度と同じと仮定しているが、実際には、スクラップの装入直後しばらくは、スクラップ温度が溶銑温度より低い温度となっている。しかしながら、スクラップの温度上昇に要する時間は、連続鋳造で発生したスラブ屑などの厚手屑においても、３０〜５０秒程度とスクラップの溶解に要する時間と比べると十分短い。前記したように、スクラップの溶解は熱供給律速ではなく、スクラップ表面への浸炭による融点低下に影響されるため、この仮定によるスクラップの溶解時間の決定精度への影響は、無視できるとした。
また、ΔＨｓｃも、同じくスクラップの固有熱物性であるが、通常２６０〜２９０（ｋＪ／ｋｇ）程度となる。
Ｃｐは、１３００〜１４００℃での文献値を用いて、０．９０ｋＪ／（ｋｇ・℃）とした。なお、本計算式では、スクラップの温度は、溶銑温度と同じと仮定しているが、実際には、スクラップの装入直後しばらくは、スクラップ温度が溶銑温度より低い温度となっている。しかしながら、スクラップの温度上昇に要する時間は、連続鋳造で発生したスラブ屑などの厚手屑においても、３０〜５０秒程度とスクラップの溶解に要する時間と比べると十分短い。前記したように、スクラップの溶解は熱供給律速ではなく、スクラップ表面への浸炭による融点低下に影響されるため、この仮定によるスクラップの溶解時間の決定精度への影響は、無視できるとした。
Δｔ値は、適宜決定が可能であるが、本実施例では１秒とした。
ΔＴｐは、各Δｔごとの炉内の溶銑温度変化であり、実測値である。
また、ΔＨｃは、公知の物性値であり、熱力学データの文献値を用いた。
そして、Ｔｐ、Ｗｓｃ、およびＷｃは実績値であり、δＷｓｃは、実績値から算出して求めた。
前記した熱バランスの式を用いて各ΔｔごとのδＷｓｃを算出し、δＷｓｃの合計が装入したスクラップ量Ｗｓｃと等しい（有効数字は１０の位）量となった時点で、スクラップの溶解が完了したものと定義し、スクラップ投入からスクラップ溶解完了までのΔｔの合計を、スクラップ溶解時間と定義した。
以下、各種試験結果について説明する。
ΔＴｐは、各Δｔごとの炉内の溶銑温度変化であり、実測値である。
また、ΔＨｃは、公知の物性値であり、熱力学データの文献値を用いた。
そして、Ｔｐ、Ｗｓｃ、およびＷｃは実績値であり、δＷｓｃは、実績値から算出して求めた。
前記した熱バランスの式を用いて各ΔｔごとのδＷｓｃを算出し、δＷｓｃの合計が装入したスクラップ量Ｗｓｃと等しい（有効数字は１０の位）量となった時点で、スクラップの溶解が完了したものと定義し、スクラップ投入からスクラップ溶解完了までのΔｔの合計を、スクラップ溶解時間と定義した。
以下、各種試験結果について説明する。
まず、炉本体内の溶鉄の最大浴深さＤと炉本体の炉内長さＬとの比（Ｄ／Ｌ）が、スクラップ溶解時間に及ぼす影響について、図２を参照しながら説明する。なお、ここでは、混銑炉の炉本体内の耐火物厚みを変えることで、炉内長さＬを１０ｍと１５ｍの２つの水準に変更して試験を行った。
混銑炉の炉本体の内径は６．５ｍであり、最大浴深さＤは溶銑量を調整することにより、０．４〜４．５ｍの範囲で変更した。このため、炉本体内の貯銑量は、約５００〜２０００トンの範囲内で変化した。なお、使用した溶銑温度は１３６０〜１３８０℃であり、炭素濃度は３．９質量％以上４．２質量％以下である。
また、炉本体の下部（炉本体の真下を０°として４５°の位置に設置）には、間隔をあけて６基のＩＨを設置しており、各ＩＨの出力Ｅを１０００〜４０００ｋＷ／基、即ち、炉本体内の溶銑とスクラップとの合計質量の単位量あたり１０ｋＷ／トン以上４０ｋＷ／トン以下の範囲で調整した。
混銑炉の炉本体の内径は６．５ｍであり、最大浴深さＤは溶銑量を調整することにより、０．４〜４．５ｍの範囲で変更した。このため、炉本体内の貯銑量は、約５００〜２０００トンの範囲内で変化した。なお、使用した溶銑温度は１３６０〜１３８０℃であり、炭素濃度は３．９質量％以上４．２質量％以下である。
また、炉本体の下部（炉本体の真下を０°として４５°の位置に設置）には、間隔をあけて６基のＩＨを設置しており、各ＩＨの出力Ｅを１０００〜４０００ｋＷ／基、即ち、炉本体内の溶銑とスクラップとの合計質量の単位量あたり１０ｋＷ／トン以上４０ｋＷ／トン以下の範囲で調整した。
そして、炭材の吹き込み量を３０ｋｇ／分以上９０ｋｇ／分以下とし、ガスの吹き込み量を３〜９Ｎｍ３／分で、炉本体内の溶鉄とスクラップとの合計質量の単位量あたり０．００２Ｎｍ３／（分・トン）以上０．０１Ｎｍ３／（分・トン）以下とした。なお、炭材の吹き込みに使用したランス先端の開口部の位置を、Ｌ１＝１２００ｍｍ、Ｌ２＝１５００ｍｍとした。
図２から明らかなように、炉本体内の溶鉄の最大浴深さＤと炉本体の炉内長さＬとの比（Ｄ／Ｌ）が、０．１以上０．４以下のときに、スクラップの溶解時間を５分程度まで短縮できることを確認できた。
図２から明らかなように、炉本体内の溶鉄の最大浴深さＤと炉本体の炉内長さＬとの比（Ｄ／Ｌ）が、０．１以上０．４以下のときに、スクラップの溶解時間を５分程度まで短縮できることを確認できた。
次に、ＩＨ（以下、インダクションヒーターともいう）の出力が、スクラップの溶解時間に及ぼす影響について、図３を参照しながら説明する。なお、ここでは、炉内長さＬを１５ｍに設定した炉本体を使用し、貯留する溶銑量を約４００〜２０００トンの範囲内で変更することで、前記した比（Ｄ／Ｌ）が０．１以上０．４以下の範囲内となるように、最大浴深さＤを２．８〜３．２ｍの範囲内で調整した。また、使用した溶銑温度は１３６０〜１３８０℃であり、炭素濃度は３．９質量％以上４．２質量％以下である。
なお、炭材の吹き込み量、ガス量、および炭材の吹き込みに使用したランス先端の開口部の位置は、前記した図２の場合の試験条件と同様である。
なお、炭材の吹き込み量、ガス量、および炭材の吹き込みに使用したランス先端の開口部の位置は、前記した図２の場合の試験条件と同様である。
炉本体の下部（炉本体の真下を０°として４５°の位置に設置）には、間隔をあけて６基のインダクションヒーターを設置しており、各インダクションヒーターの出力Ｅを３００〜５０００ｋＷ／基、即ち総出力を１８００〜３００００ｋＷとした。これにより、インダクションヒーターの出力を、炉本体内の溶銑とスクラップとの合計質量の単位量あたり１．５ｋＷ／トン以上７５ｋＷ／トン以下の範囲で調整した。
図３から明らかなように、インダクションヒーターの出力を、炉本体内の溶銑とスクラップとの合計質量の単位量あたり５．０ｋＷ／トンを超え５０ｋＷ／トン未満とすることで、インダクションヒーターの出力を過剰に高くすることなく、スクラップの溶解時間を短縮できることを確認できた。
図３から明らかなように、インダクションヒーターの出力を、炉本体内の溶銑とスクラップとの合計質量の単位量あたり５．０ｋＷ／トンを超え５０ｋＷ／トン未満とすることで、インダクションヒーターの出力を過剰に高くすることなく、スクラップの溶解時間を短縮できることを確認できた。
続いて、炭材の吹き込み位置が、スクラップ溶解時間に及ぼす影響について、図４、図５を参照しながら説明する。なお、ここでは、炉内長さＬを１５ｍに設定した炉本体を使用し、貯留する溶銑量を約４００〜２０００トンの範囲内で変更することで、前記した比（Ｄ／Ｌ）が０．１以上０．４以下の範囲内となるように、最大浴深さＤを２．８〜３．２ｍの範囲内で調整した。なお、使用した溶銑温度は１３６０〜１３８０℃であり、炭素濃度は３．９質量％以上４．２質量％以下である。
また、炉本体の下部（炉本体の真下を０°として４５°の位置に設置）には、間隔をあけて６基のＩＨを設置しており、ＩＨの出力Ｅを、炉本体内の溶銑とスクラップとの合計質量の単位量あたり９ｋＷ／トン以上１２ｋＷ／トン以下の範囲とした。
また、炉本体の下部（炉本体の真下を０°として４５°の位置に設置）には、間隔をあけて６基のＩＨを設置しており、ＩＨの出力Ｅを、炉本体内の溶銑とスクラップとの合計質量の単位量あたり９ｋＷ／トン以上１２ｋＷ／トン以下の範囲とした。
そして、炭材の吹き込み量を３０ｋｇ／分以上９０ｋｇ／分以下とし、ガスの吹き込み量を３〜９Ｎｍ３／分で、炉本体内の溶鉄とスクラップとの合計質量の単位量あたり０．００２Ｎｍ３／（分・トン）以上０．０１Ｎｍ３／（分・トン）以下とした。なお、炭材の吹き込みに使用したランス先端の開口部の位置を、Ｌ２＝１５００ｍｍに固定し、Ｌ１を１００〜９００ｍｍの範囲内で変更した。
図４から明らかなように、炭材の吹き込み位置をインダクションヒーターの溶鉄吸入口（吸引口ともいう）から上方へ２５０ｍｍ以上（Ｌ１）とすることで、スクラップの溶解時間を十分に短縮できることを確認できた。
また、炭材の吹き込みに使用したランス先端の開口部の位置を、Ｌ１＝１２００ｍｍに固定し、Ｌ２を３００〜２０００ｍｍの範囲内で変更した結果、図５から明らかなように、炭材の吹き込み位置を炉本体内の溶銑の浴面から下方へ７００ｍｍ以上（Ｌ２）とすることで、スクラップの溶解時間を十分に短縮できることを確認できた。
図４から明らかなように、炭材の吹き込み位置をインダクションヒーターの溶鉄吸入口（吸引口ともいう）から上方へ２５０ｍｍ以上（Ｌ１）とすることで、スクラップの溶解時間を十分に短縮できることを確認できた。
また、炭材の吹き込みに使用したランス先端の開口部の位置を、Ｌ１＝１２００ｍｍに固定し、Ｌ２を３００〜２０００ｍｍの範囲内で変更した結果、図５から明らかなように、炭材の吹き込み位置を炉本体内の溶銑の浴面から下方へ７００ｍｍ以上（Ｌ２）とすることで、スクラップの溶解時間を十分に短縮できることを確認できた。
そして、溶銑温度と溶銑中に吹き込むガス量とが、スクラップ溶解時間に及ぼす影響について、図６を参照しながら説明する。なお、ここでは、炉内長さＬを１５ｍに設定した炉本体を使用し、貯留する溶銑量を約７００〜２０００トンの範囲内で変更することで、前記した比（Ｄ／Ｌ）が０．１以上０．４以下の範囲内となるように、最大浴深さＤを調整した。また、使用した溶銑の炭素濃度は３．９質量％以上４．２質量％以下である。
また、炉本体の下部（炉本体の真下を０°として４５°の位置に設置）には、間隔をあけて６基のＩＨを設置しており、ＩＨの出力Ｅを、炉本体内の溶銑とスクラップとの合計質量の単位量あたり９ｋＷ／トン以上１２ｋＷ／トン以下の範囲とした。
なお、炭材の吹き込みに使用したランス先端の開口部の位置を、Ｌ１＝１２００ｍｍ、Ｌ２＝１５００ｍｍとした。
また、炉本体の下部（炉本体の真下を０°として４５°の位置に設置）には、間隔をあけて６基のＩＨを設置しており、ＩＨの出力Ｅを、炉本体内の溶銑とスクラップとの合計質量の単位量あたり９ｋＷ／トン以上１２ｋＷ／トン以下の範囲とした。
なお、炭材の吹き込みに使用したランス先端の開口部の位置を、Ｌ１＝１２００ｍｍ、Ｌ２＝１５００ｍｍとした。
ここで、溶銑温度を１２００〜１５００℃の範囲で変更し、炭材の吹き込み量を３０ｋｇ／分以上９０ｋｇ／分以下とし、ガスの吹き込み量を炉本体内の溶鉄とスクラップとの合計質量の単位量あたり０．０００５〜０．０８Ｎｍ３／（分・トン）の範囲で変更した。
図６から明らかなように、溶銑温度を１２８０℃以上１４５０℃の範囲内とし、かつガスの吹き込み量を１〜１２Ｎｍ３／分で、炉本体内の溶鉄とスクラップとの合計質量の単位量あたり０．００１Ｎｍ３／（分・トン）以上０．０２Ｎｍ３／（分・トン）以下の範囲内とすることで、スクラップの溶解時間を十分に短縮できることを確認できた。
図６から明らかなように、溶銑温度を１２８０℃以上１４５０℃の範囲内とし、かつガスの吹き込み量を１〜１２Ｎｍ３／分で、炉本体内の溶鉄とスクラップとの合計質量の単位量あたり０．００１Ｎｍ３／（分・トン）以上０．０２Ｎｍ３／（分・トン）以下の範囲内とすることで、スクラップの溶解時間を十分に短縮できることを確認できた。
また、溶銑［Ｃ］が、スクラップ溶解時間に及ぼす影響について、図７を参照しながら説明する。なお、ここでは、溶銑温度を１３６０℃以上１３８０℃の範囲内とし、かつガスの吹き込み量を３〜９Ｎｍ３／分で、炉本体内の溶鉄とスクラップとの合計質量の単位量あたり０．００１Ｎｍ３／（分・トン）以上０．０２Ｎｍ３／（分・トン）以下の範囲内として、溶銑［Ｃ］を変更したこと以外は、図６と同様の条件である。
図７から明らかなように、炉本体内の溶鉄の炭素濃度を、３．５質量％以上飽和炭素濃度以下（ここでは、５質量％以下）とすることで、スクラップの溶解時間を十分に短縮できることを確認できた。
図７から明らかなように、炉本体内の溶鉄の炭素濃度を、３．５質量％以上飽和炭素濃度以下（ここでは、５質量％以下）とすることで、スクラップの溶解時間を十分に短縮できることを確認できた。
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または全部を組合せて本発明の溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解方法を構成する場合も本発明の権利範囲に含まれる。
１０：炉本体、１１：溶銑（溶鉄）、１２：溝型誘導加熱装置、１３：混銑炉、１４：溶銑吸入口（溶鉄吸入口）、１５：溶銑排出口（溶鉄排出口）、１６：ランス
Claims (3)
- 水平配置された円筒型の炉本体の内部に溶鉄を保持し、溶鉄の排出時は前記炉本体を回転させて内部の溶鉄を炉外に排出し、更に溶鉄の温度を維持および上昇させる溝型誘導加熱装置を前記炉本体の真下を除く下部に備え、冷鉄源を装入して溶解する混銑炉における冷鉄源の溶解方法において、
前記炉本体は、該炉本体の炉内直径が３ｍ以上８ｍ以下、該炉本体の軸方向の炉内長さＬが５ｍ以上２５ｍ以下であり、前記冷鉄源が装入された前記炉本体内の溶鉄の最大浴深さＤと、前記炉本体の軸方向の炉内長さＬとの比（Ｄ／Ｌ）を、０．１以上０．４以下の範囲内とした後、前記炉本体内の溶鉄中にガスによって炭素源を吹き込み、前記ガスの吹き込み量を該炉本体内の溶鉄と前記冷鉄源との合計質量の単位量あたり０．００１Ｎｍ ３ ／（分・トン）以上０．０２Ｎｍ ３ ／（分・トン）以下とし、前記炉本体内の溶鉄の炭素濃度を、３．５質量％以上飽和炭素濃度以下とし、かつ前記炉本体内の溶銑の温度を、１２８０℃以上１４５０℃以下とすることを特徴とする溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解方法。 - 請求項１記載の溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解方法において、前記炉本体内の溶鉄と前記冷鉄源の加熱に要する前記溝型誘導加熱装置の電力を、該炉本体内の溶鉄と前記冷鉄源との合計質量の単位量あたり５．０ｋＷ／トンを超え５０ｋＷ／トン未満とすることを特徴とする溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解方法。
- 請求項１および２のいずれか１項に記載の溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解方法において、前記炉本体内の溶鉄の最大浴深さＤは１．２ｍ以上６．０ｍ以下であり、前記炉本体内の溶鉄への前記炭素源の吹き込み位置を、前記溝型誘導加熱装置の溶鉄吸入口から上方へ２５０ｍｍ以上の位置で、かつ前記炉本体内の溶鉄の浴面から下方へ７００ｍｍ以上の位置とすることを特徴とする溝型誘導加熱装置付き混銑炉における冷鉄源の溶解方法。
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