TW202039867A - 含鉻熔鐵之製造方法 - Google Patents

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淺原紀史
加藤勝彥
府高幹男
田中康弘
金子尚樹
中川淳一
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日商日本製鐵股份有限公司
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Abstract

將包含金屬原料與含有在氧化精煉中產生之Cr氧化物的未還原爐渣之裝入物按以下摻混裝入具備3根電極之交流式電爐，並按以下條件進行作業來製造包含Cr的熔鐵， 前述金屬原料係含有金屬Si之鉻鐵及矽鐵之至少一者，前述摻混係設成以金屬Si量/Cr氧化物量定義之質量比成為0.30~0.40，且C濃度成為2.0質量%以上且在飽和濃度以下；前述條件係從電爐的中心軸方向俯視時通過3根電極的各中心之圓的直徑PCD(m)、從各電極的前端至液面為止的鉛直距離之平均電極高度He (m)、爐內直徑Df (m)、熔融爐渣厚度Hs (m)、液面中電弧的開展直徑Darc (m)及電弧的偏向角θ(deg)滿足下述關係。 Darc =PCD+2He ・tanθ θ=52.5-75・(PCD/Df ) 0.22≦Darc /Df ≦0.30 0.35≦He /Hs ≦1.50

Description

含鉻熔鐵之製造方法
本揭示有關一種含鉻熔鐵之製造方法。
發明背景 目前為止已知有一種使用電爐等製造富含鉻(Cr)的熔鐵來熔煉不鏽鋼之技術。在製造所述含鉻熔鐵時，在熔鐵中吹入氧來進行脫碳處理時，C會被氧化而作為一氧化碳被去除，另一方面，Cr係作為Cr氧化物(氧化鉻)被組入爐渣。 為了有效率地熔煉不鏽鋼，係要求削減氧化鉻產生量或削減爐渣產生量。
專利文獻1中揭示有一種使轉爐爐渣回流到電爐並於電爐中還原的技術。其記載著：根據該技術可充分回收金屬鉻。 另外，專利文獻2中揭示有一種不使用螢石等的F含有物而在電爐中還原鉻的技術。其記載著：根據該技術可有效地從氧化鉻還原回收金屬鉻。
先前技術文獻 專利文獻 專利文獻1：日本特開2010-242128號公報 專利文獻2：日本特開2010-90428號公報
發明概要 發明欲解決之課題 就專利文獻1及2所記載之技術而言，皆可抑制排出系統外的爐渣產生量，然從環境和諧的社會訴求之觀點看來，爐渣的削減量仍不充分。另外，伴隨著不鏽鋼製品的需求增加，亦要求設成可有效率地回收鉻。
本揭示有鑑於前述問題點而以提供一種含鉻熔鐵之製造方法為其目的，該方法可有效率地還原含有在氧化精煉中產生的鉻氧化物之未還原爐渣來回收鉻，並且可抑制爐渣產生量。
用以解決課題之手段 本揭示如下。 ＜1＞一種含鉻熔鐵之製造方法，係將包含金屬原料與含有在氧化精煉中產生之Cr氧化物的未還原爐渣之裝入物按以下摻混裝入交流式電爐，並以滿足下述(1)式~(4)式之關係的條件進行作業，來製造包含前述Cr氧化物經還原處理而得之Cr的熔鐵， 前述金屬原料係含有金屬Si之鉻鐵及矽鐵之至少一者，前述摻混係設成以金屬Si量/Cr氧化物量定義之質量比成為0.30~0.40，且C濃度成為2.0質量%以上且在飽和濃度以下；前述交流式電爐具備3根電極且可在各電極與液面之間產生電弧；前述條件係在令從前述電爐的中心軸方向俯視時通過前述3根電極的各中心之圓的直徑為PCD(m)、從前述3根各電極的前端至熔鐵的靜止液面為止的鉛直距離之平均電極高度為He (m)、爐內直徑為Df (m)、熔融爐渣厚度為Hs (m)、前述熔鐵的靜止液面中前述電弧的開展直徑為Darc (m)且令前述電弧的偏向角為θ(deg)時之條件。 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＞如＜1＞之含鉻熔鐵之製造方法，其中於前述電爐的爐底，每1m2 液面面積配置有0.12個以上攪拌氣體吹入插件，並且令鄰接之前述攪拌氣體吹入插件的中心間距離為L且令從前述爐底至液面為止的熔湯深度為H時，使L/H成為0.50以上。
＜3＞如＜1＞或＜2＞之含鉻熔鐵之製造方法，其中從前述中心軸方向俯視前述電爐時，爐中心位於以前述3根電極的各中心為頂點之三角形的重心，並且前述攪拌氣體吹入插件位於排除以下帶狀區域外之爐底區域，該帶狀區域係從前述中心軸方向俯視前述電爐時，設想以從前述爐中心通過前述3根各電極的中心延伸至爐壁的假想線為中心線且以該電極的直徑為寬度之區域。
＜4＞如＜1＞至＜3＞中任一項之含鉻熔鐵之製造方法，其中前述電爐在作業時的攪拌動力密度設為0.01kW/噸以上且在1.0kW/噸以下。
＜5＞如＜1＞至＜4＞中任一項之含鉻熔鐵之製造方法，其中前述裝入物包含碳源、矽源、CaO源及Al2 O3 源； 前述裝入物當中，前述金屬原料以外為副原料； 大於25mm篩孔的前述副原料的含量相對於前述裝入物整體為5質量%以上且在30質量%以下，並且小於3.15mm篩孔的前述副原料的含量相對於前述裝入物整體為3.0質量%以上；並且 以前述還原處理後熔鐵中的C濃度及Si濃度滿足下述(5)式之條件、且前述還原處理後爐渣中的CaO濃度、SiO2 濃度及Al2 O3 濃度之關係滿足下述(6)式之條件的方式，在前述電爐裝入前述裝入物。 [C]≧-29.4+0.015×(T+273)-0.003×(T+273)×log[Si]　・・・(5) 0.04≦(CaO)/{(SiO2 )×(Al2 O3 )}≦0.20　・・・(6) 在此，[C]與[Si]分別表示還原處理後熔鐵中的C濃度(質量%)與Si濃度(質量%)，(CaO)、(SiO2 )及(Al2 O3 )分別表示還原處理後爐渣中的CaO濃度(質量%)、SiO2 濃度(質量%)及Al2 O3 濃度(質量%)，T則表示還原處理後的熔鐵溫度(℃)。
＜6＞如＜5＞之含鉻熔鐵之製造方法，其使還原處理後前述爐渣中的氟濃度以CaF2 換算成為0.5質量%以下，並使Al2 O3 濃度成為5質量%以上且在30.0質量%以下。
＜7＞如＜1＞至＜6＞中任一項之含鉻熔鐵之製造方法，其在1次加料中，設前述電爐的耐火物爐壁之表面溫度的最高到達溫度為1000℃以上且在1800℃以下，並且在前述耐火物爐壁之前述表面溫度為1000℃以上且在1800℃以下的範圍下，使從前述耐火物爐壁表面往爐本體內部之熱通量成為150Mcal/m2 /hr以下，來熔解經裝入前述電爐之前述裝入物。
發明效果 根據本揭示可提供一種含鉻熔鐵之製造方法，該方法可有效率地還原含有在氧化精煉中產生的鉻氧化物之未還原爐渣來回收鉻，並且可抑制爐渣產生量。
用以實施發明之形態 以下，針對本揭示之實施形態，一邊參照圖式一邊說明。 另，本說明書中，使用「~」來表示之數值範圍係指包含「~」之前後記載的數值以作為下限值及上限值之範圍。又，「~」前後所記載之數值附有「大於」或「小於」時之數值範圍意指不包含該等數值作為下限值或上限值之範圍。 在本說明書中階段性記載之數值範圍中，某階段性之數值範圍的上限值或下限值可置換為其他階段性記載之數值範圍的上限值或下限值，亦可置換為實施例中顯示之值。 又，關於成分含量，「%」意指「質量%」。
圖1係本實施形態中用以製造含鉻熔鐵的電爐的縱截面圖。以下，說明本實施形態中使用之電爐的詳細構造。
本實施形態中所用電爐10，如圖1所示係具有3根電極的交流式電爐。細節將於後說明，在本實施形態中，作為對電爐之裝入物，係在電爐10裝入含有在氧化精煉中產生的鉻氧化物之未還原爐渣、作為金屬原料之含金屬Si之鉻鐵及/或矽鐵，並且更視需要裝入其他副原料等，藉由未還原爐渣中含有的Cr氧化物被源自鉻鐵及/或矽鐵的金屬Si還原而製造出含鉻熔鐵，其中前述未還原爐渣譬如係藉由將含鉻熔鐵在後續步驟之轉爐中進行脫碳處理而產生的另一次加料之轉爐爐渣。
於電爐10的爐底12設置有複數個攪拌氣體吹入插件13，攪拌氣體吹入插件13之個數設為每1m2 液面面積為0.12個以上，並且令鄰接之攪拌氣體吹入插件13的中心間距離為L且令從爐底12至液面為止的熔湯深度為H時，宜使L/H在0.50以上。藉此，可使氧化鉻的還原回收變得更有效率。
在此，液面面積係從上方俯視電爐10時之熔湯液面的面積。並且，鄰接之攪拌氣體吹入插件13的中心間距離L為水平距離。又，爐底12非平面時，熔湯深度H設為鄰接之2個插件位置的熔湯深度的平均值。一般來說，熔湯深度H為50cm以上，最大值以大型電爐而言為2m左右。
透過攪拌熔湯，會相應促進未熔解的裝入物與熔湯之接觸，而促進裝入物的加熱及熔解。然而，除因電爐10為淺浴(shallow bath)而攪拌效率低之外，以1個攪拌氣體吹入插件13能良好地攪拌熔湯的範圍亦有其極限。為了促進熔湯的攪拌，亦可考慮增加每1個攪拌氣體吹入插件13的攪拌氣體流量，但若攪拌氣體的流量超過某個極限值，吹穿熔湯的攪拌氣體就變得明顯，所吹入的攪拌氣體的一部分變得難以利用在攪拌。
於是，在本實施形態中，宜將每1m2 液面面積中攪拌氣體吹入插件13的個數設為前述範圍。又，「每1m2 液面面積中攪拌氣體吹入插件的個數」係將攪拌氣體吹入插件13的個數除以作業時的液面面積而得者。藉此，弱攪拌區域的面積減少而可良好地攪拌熔湯整體，其結果便促進裝入物與熔湯之接觸，而促進裝入物的加熱及熔解。又，攪拌氣體吹入插件的設置個數存在物理上的上限值(設置場所)，一般認為每1m2 液面面積0.5個左右即為上限。
進一步說明鄰接之攪拌氣體吹入插件的間隔及熔湯深度對熔湯之攪拌所造成的影響。 藉由從設置於爐底的攪拌氣體吹入插件吹入熔湯的攪拌氣體所致液面之開展，如圖2所示，已知液面的開展半徑為0.21×熔湯深度H。又，一般來說，相對於鉛直線之攪拌氣體的開展角度為12度。
為了使從鄰接之2根攪拌氣體吹入插件13吹入爐內之攪拌氣體所致液面之開展不干涉，可考慮如圖2所示地將鄰接之攪拌氣體吹入插件的中心間距離L設為大於0.42H(=0.21H×2)。若更擴展鄰接之攪拌氣體吹入插件的中心間距離L而設為0.50H，則在2個液面之開展之間會產生空隙而產生下降流。因此，鄰接之攪拌氣體吹入插件的中心間距離L設為0.50H以上、亦即使L/H在0.50以上為佳。L/H的上限值無須特別設定，而L/H存在物理上的上限值，一般來說為5左右。
另外，就本實施形態中之電爐的作業方法而言係以以下為佳：如圖3所示，從中心軸方向俯視電爐10時，爐中心11配置於以3根電極15a、15b及15c的各中心為頂點之三角形的重心，並且在排除以下帶狀區域16外之爐底區域配置攪拌氣體吹入插件13，該帶狀區域16係俯視電爐10時，設想以從爐中心11通過電極15a、15b及15c的中心延伸至耐火物爐壁14的假想線為中心線且以該電極的直徑為寬度之區域。
一般來說，在電流平行流動的導體間會產生電磁力。在3相電極中，相對於電極圈為朝外的電磁力係作用於電弧。因此，電弧並非鉛直而係朝爐壁傾斜。指向爐壁的電弧係沿著從爐中心通過電極的中心延伸至爐壁的假想線，對爐壁吹附由高溫氣體構成的電弧噴射流。在熔湯浴面的表層部高速流動的該電弧噴射流會對熔湯浴面賦予剪切力，而產生沿著電弧噴射流的熔湯流動。
因此，攪拌氣體吹入插件宜配置於不會阻礙由電弧噴射流所致熔湯流動的區域，亦即配置於排除帶狀區域外之爐底區域，該帶狀區域係以從爐中心通過電極的中心延伸至爐壁的假想線為中心線且以該電極的直徑為寬度之區域。此時，雖只要複數個攪拌氣體吹入插件中之至少1個係配置於排除帶狀區域外之爐底區域即可，但較佳的係所有攪拌氣體吹入插件皆配置於排除帶狀區域外之爐底區域。
此外，只要能抑制電爐耐火物的損耗，便能縮短電爐的非運轉時間並可將時間用在未還原爐渣的熔解還原上，而能使氧化鉻的還原回收變得更有效率。
若從中心軸方向俯視電爐10，則如圖3所示，於爐本體17的中央部，3根電極15a、15b及15c係以成為以各中心為頂點之正三角形的方式來配置，在爐本體17的內面則設有耐火物爐壁14。並且，本實施形態之電爐10在爐本體17於直徑方向上與電極15a、15b及15c相對向的位置設有測定耐火物爐壁14的表面溫度的溫度測定部30，該位置會大量接收在金屬原料與電極之間產生的電弧的輻射熱能。
溫度測定部30係譬如圖4所示，各由3個熱電偶31、33、35構成。熱電偶31、33、35係設置成貫通爐本體17及經施作於其內面的永久耐火物14a及耐磨耐火物14b，並且前端部位於耐磨耐火物14b內。各熱電偶31、33、35的前端部係以在爐本體17的直徑方向上，從永久耐火物14a的表面起算的距離L1、L2、L3不同的方式來配置。藉此，便可推測藉由溫度測定部30測定的位置上爐內壁面的溫度分布。藉由溫度測定部30測出之溫度測定值會被輸出到控制電爐10的作業的控制裝置40。又，雖本實施形態之溫度測定部30係由3個熱電偶31、33、35所構成，但並不限於所述案例，只要係由複數個熱電偶構成即可。
藉由熱電偶31、33、35測出之溫度測定值係被輸出到控制裝置40。控制裝置40則根據該等溫度測定值來演算耐火物厚度方向的溫度梯度，並推測耐火物爐壁14的表面溫度。藉由以所述方式獲得耐火物厚度方向的溫度梯度，便可根據該溫度梯度更正確地推測耐火物爐壁14的表面溫度。又，耐火物爐壁14的表面溫度之取得並不限於所述方法，譬如亦可使用直接測定表面溫度的方法或其他適當的表面溫度推測方法。
另外，本實施形態之電爐10亦可測定從耐火物爐壁14表面往爐本體內部的熱通量。熱通量係與上述耐火物爐壁表面溫度之測定同樣地，可利用譬如圖3所示溫度測定部30來取得。藉由複數個熱電偶31、33、35測出的溫度測定值會被輸出到控制裝置40，前述熱電偶31、33、35係被設置成前端部在耐火物爐壁14的耐火物厚度方向的不同位置。控制裝置40會根據該等溫度測定值演算耐火物厚度方向的溫度梯度，來推測從耐火物爐壁14表面往爐本體10內部的熱通量。舉例來說，係按預定的採樣時間(例如300秒以下的任意時間)演算溫度梯度來推測熱通量。或者亦可使用熱電偶31、33、35中任2個的溫度測定值，從2點的溫度測定值的歷時變化進行有關導熱的逆推問題解析來算出熱通量。又，該熱通量不限於所述方法，亦可使用其他適當的表面溫度推測方法及熱通量推測方法。
熱通量係根據3個溫度測定部30各自的溫度測定值而取得。並且，從所得熱通量可決定各次加料中之最大熱通量。
接著，說明本實施形態之在電爐10中之作業條件。在本實施形態中，譬如係將藉由後續步驟之於轉爐中之脫碳處理(氧化精煉)而產生的另一次加料之轉爐爐渣作為含有氧化精煉後的Cr氧化物之後述未還原爐渣裝入電爐中。從而，轉爐爐渣便無排出系統外，僅會在電爐產生排出系統外的爐渣，故可削減熔煉步驟整體的合計爐渣產生量。又，在後續步驟中，於轉爐中之脫碳處理可按周知條件來進行。
＜金屬Si量/Cr氧化物量之質量比：0.30~0.40＞ 首先，將包含含有金屬Si之鉻鐵及矽鐵之一者、Cr氧化物及未還原爐渣之裝入物裝入電爐並且將其等熔解，此時，在以金屬矽還原轉爐之未還原爐渣之前提下，係按以金屬Si量/Cr氧化物量定義之質量比成為0.30~0.40的方式來摻混。又，在電爐中熔解裝入物時會裝入含有金屬Si之鉻鐵及/或矽鐵，並視需要亦會裝入其他副原料，有關副原料將於後說明。再者，使用含有金屬Si之鉻鐵及矽鐵時，金屬Si量係指矽鐵及鉻鐵中所含金屬矽的量。另外，雖亦可僅使用矽鐵來作為金屬Si源，然從將金屬Si量/Cr氧化物量之比設為0.40以下的觀點看來，以僅用含有金屬Si之鉻鐵、或並用含有金屬Si之鉻鐵與矽鐵為佳。
以金屬Si量/Cr氧化物量定義之質量比小於0.30時，在以後述加熱速度為前提之條件下金屬矽量不足，導致在電爐中生成的爐渣中氧化鉻相對變多，無法有效率地進行鉻的還原。另外，以金屬Si量/Cr氧化物量定義之質量比若大於0.40，所製造之含鉻熔鐵中矽量增加，在後續步驟之於轉爐中之氧化精煉步驟中生成的轉爐爐渣量就增加。在本實施形態中，當為了抑制排出系統外的爐渣量而例如將轉爐爐渣的總量往電爐回流時，會招致回流的爐渣量增加及回流的氧化鉻量增加之兩者。因此，於電爐中之處理中，與增加的爐渣量及氧化鉻量相應之金屬矽的使用量就增加，以結果而言招致了於電爐中之爐渣產生量增多，而產生作業次數增加並且於電爐中之爐渣量增加的不良情形。
＜C濃度：2.0質量%以上＞ 以氧化鉻之還原回收之高效率化為目的，C濃度設為2.0質量%以上。C濃度的上限不特別限定，而實質上會在與Cr濃度相應之飽和濃度以下。又，碳的飽和濃度會依Cr濃度而有所不同。例如，Cr濃度為0質量%時碳的飽和濃度為4.4質量%左右，在Cr濃度為10%左右的通常的含鉻鋼中則為5.5質量%左右。在藉由金屬矽所行爐渣中之氧化鉻還原反應中，矽的活性係會影響還原反應的因子，而透過使C濃度在2.0質量%以上可將矽的活性維持在高位，進而可順利進行還原反應。碳係含於焦碳及煤碳之類的碳材或鉻鐵中，藉由調整該等的裝入量即可使C濃度在2.0質量%以上。
＜電極的位置關係＞ 接著，說明作業中爐內的電極的位置關係。一般來說，交流式電爐具有3根電極，各電極係配置於1個圓周上。在此，如圖3所示，從中心軸方向俯視時，令通過3根電極的各中心之圓的直徑為PCD(m)。又，圖5A及圖5B分別顯示電爐的截面，圖5A係顯示圖5B的A-A截面。如圖5A所示，令電爐內的爐本體17(此處表示爐殼)的爐內直徑為Df (m)，並且令從各電極15a、15b及15c的前端至熔鐵100之靜止液面為止的鉛直距離為平均電極高度He (m)。又，熔鐵100之靜止液面位置可譬如從所裝入之金屬量與耐火物爐壁內面的容積在幾何學上算出。並且亦可透過使用微波或鐵棒之方法等來計測。電極前端的位置例如可根據在開始該次加料前測定從電極把持部至電極前端的距離而得之值與作業中電極把持部的位置算出。當3根電極中各自的電極高度He 不同時，係使用其加總平均值。
如圖5A及圖5B所示，在3相交流式電爐中，於各電極15a、15b、15c與液面之間產生的電弧20a、20b、20c已知相對於鉛直朝下係形成偏向角，並且往電爐的水平方向外側偏向。藉由該偏向，電弧的推力即成為不僅鉛直成分而亦具有水平成分。此時，對於各電弧20a、20b、20c之偏向角θ(deg)，熔鐵的靜止液面中電弧20a、20b、20c的開展直徑Darc (m)係用以下(1)式表示。 Darc =PCD+2He ・tanθ　　　・・・(1)
又，各電弧20a、20b、20c之偏向角θ係依電極間的距離及通電條件而定，在經驗上可用PCD與Df 表示成如以下(2)式。 θ=52.5-75・(PCD/Df )　・・・(2)
在本揭示中，就電弧20a、20b、20c整體的開展直徑Darc 與爐內直徑Df 之關係而言需滿足以下(3)式，並且就平均電極高度He 與圖5所示熔融爐渣厚度Hs (m)之關係而言需滿足以下(4)式。 0.22≦Darc /Df ≦0.30　　　・・・(3) 0.35≦He /Hs ≦1.50　　　　・・・(4)
關於(3)式之條件，Darc /Df 小於0.22時，藉由電弧的推力可攪拌的區域會遠離爐壁，從而在爐壁附近的攪拌較弱，爐內攪拌並不充分。進而，因攪拌不足造成在爐壁附近裝入物的熔解性變差，而在氧化鉻的熔解及還原方面需花費較多時間。在此情況下，就會因無法避免會侵入電爐內之空氣中的氧造成金屬矽氧化損失。其結果，金屬矽不足而氧化鉻的還原不充分。或者，變成會追加裝入氧化損失份量的金屬矽而電爐內之矽消費量增加，造成於電爐中之爐渣產生量增加。
另一方面，Darc /Df 大於0.30時，電弧的開展變得過大而電弧推力分散得很廣。其結果，藉由電弧推力的水平成分所致從電極往爐壁方向之攪拌流減弱，爐內攪拌不充分。並且，因攪拌不足，經裝入之未還元爐渣的熔解及熔解後爐渣的還原反應皆不充分。其結果，氧化鉻的還原就不充分。並且，未在還原反應被消費掉的金屬矽會大量殘留在含鉻熔鐵中，導致在後續步驟中之脫碳步驟中轉爐爐渣產生量增加(SiO2 增加)。
調整俯視時通過3根電極15a、15b、15c的各中心之圓的直徑PCD與電極高度He ，使Darc /Df 滿足(3)式的條件，藉此可充分獲得利用電弧推力所行攪拌爐渣的效果，進而可促進裝入物的熔解及爐渣的攪拌，可有效率地進行鉻氧化物的還原。又，3根電極15a、15b、15c的位置可在開始作業時以滿足各式的方式設定，亦可在作業中以滿足各式的方式調整。
另外，本發明人等還發現：要將電弧推力活用於攪拌爐渣，則電極高度與熔融爐渣厚度之關係也很重要。在此，熔融爐渣厚度Hs ，如圖5A所示係從熔融爐渣50的靜止液面至熔鐵100的靜止液面為止的鉛直距離。熔融爐渣50的靜止液面譬如可從所裝入的副原料的量與爐內耐火物爐壁的內面的容積在幾何學上算出，或者亦可透過使用微波或鐵棒之方法等來計測。
關於(4)式之條件，He /Hs 大於1.50時，電弧推力僅能傳達到爐渣表面，熔鐵附近的爐渣攪拌並不充分。其結果，氧化鉻的還原就不充分。並且，未在還原反應被消費掉的金屬矽會大量殘留在含鉻熔鐵中，導致在後續步驟中之脫碳步驟中轉爐爐渣產生量增加(SiO2 增加)。
另一方面，He /Hs 小於0.35時，電弧推力主要會利用在攪拌熔鐵，而攪拌爐渣的力量並不充分。其結果，氧化鉻的還原就不充分。並且，未在還原反應被消費掉的金屬矽會大量殘留在含鉻熔鐵中，導致在後續步驟中之脫碳步驟中轉爐爐渣產生量增加(SiO2 增加)。
藉由以He /Hs 滿足(4)式之條件的方式來作業，可充分獲得利用電弧推力所行攪拌爐渣的效果，進而可促進裝入物的熔解及爐渣的攪拌，可有效率地進行鉻氧化物的還原。
如以上方式將對電爐之裝入物中之金屬Si量/Cr氧化物量之質量比及C濃度設為預定範圍，並且將3根電極的位置關係設為預定條件，藉此便可有效率地回收鉻並可抑制排出系統外的爐渣量。此外，較佳係只要能藉由以後述方式控制所裝入的副原料粒度及處理後的爐渣成分來使未還原爐渣迅速熔解，則可藉由氧化鉻的還原更有效率地回收鉻。
＜對電爐之其他裝入物(副原料)＞ 上述副原料係指金屬原料(鉻鐵、矽鐵、廢料等)以外的裝入物，除轉爐爐渣(未還原爐渣)外還包含氧化物(生石灰、矽石、氧化鎂、氧化鋁、廢爐材、金屬氧化物)、碳氧化物(石灰石、白雲石)、氫氧化物(金屬或類金屬的氫氧化物)。可視需要將其等裝入電爐。
關於該副原料，將不易加熱及熔解的大於25mm篩孔的副原料(以下有時稱為「塊狀副原料」)相對於裝入物整體之質量比、及容易加熱及易於熔解的小於3.15mm篩孔的副原料(以下有時稱為「微粉副原料」)相對於裝入物整體之質量比設為預定條件，藉此可更有效率地回收鉻。又，上述大於25mm篩孔與小於3.15mm篩孔分別指：殘留在JIS Z8801-2：2000之公稱孔徑25mm的板篩的篩上者、及公稱孔徑3.15mm的板篩的篩下物。
＜大於25mm篩孔的副原料相對於裝入物整體之質量比：5~30質量%＞ 大於25mm篩孔的副原料相對於裝入物整體之質量比宜設為5~30質量%。規定大於25mm篩孔的副原料相對於裝入物之質量比的原因在於：為了規定不易加熱及熔解的副原料的構成。又，不易熔解的塊狀副原料的一部分或全部為未還原爐渣。
就在塊狀副原料中一部分或全部包含的未還原爐渣而言，爐渣中的鉻氧化物被熔解，鉻氧化物之由熔鐵所行還原反應從固體~液體間的反應轉變為液體~液體間的反應。藉此，鉻氧化物的還原反應指標之鉻還原容量係數會從0.01(1/分鐘)左右大幅提升到0.05(1/分鐘)以上，可更有效率地進行還原反應。又，鉻還原容量係數係表示每單位時間的鉻氧化物濃度變化之值，係還原反應的易進行程度之指標。大於25mm篩孔的副原料相對於裝入物整體之質量比若小於5質量%，則難以獲得該效果。另外，大於25mm篩孔的副原料相對於裝入物整體之質量比若大於30質量%，則會在加熱及熔解上花費較多時間，還原反應的效率變得容易降低。
＜小於3.15mm篩孔的副原料相對於裝入物整體之質量比：3.0質量%以上＞ 另一方面，小於3.15mm篩孔的副原料相對於裝入物整體之質量比宜設為3.0質量%以上。小於3.15mm篩孔的副原料在加熱後容易熔解，並且會促進塊狀副原料的熔解。只要微粉副原料相對於裝入物整體之質量比在3.0質量%以上，該微粉副原料在熔解後會存在於塊狀副原料周圍，並且還包含電爐的電弧噴射流所帶來的攪拌作用，而可有助於促進塊狀副原料的加熱、熔解。小於3.15mm篩孔的副原料相對於裝入物整體之質量比小於3.0質量%時，無法充分獲得該效果。另外，上限並不特別規定，然即便相對於裝入物整體添加超過25質量%的微粉副原料，其效果仍達飽和。又，微粉副原料可含未還原爐渣，亦可不含。
＜金屬原料之質量比＞ 金屬原料(廢料、合金鐵及粒鐵之固態物或熔融物)在考慮到電爐內的通電性時，係以相對於裝入物整體含有45質量%以上為佳。在此，裝入物係由上述副原料與金屬原料所構成，從而，因微粉副原料為3質量%以上且塊狀副原料為5質量%以上，故金屬原料相對於裝入物整體在92質量%以下為佳。
如以上，即便存在許多塊狀副原料，藉由按一定比率含有微粉副原料仍可促進塊狀副原料的加熱熔解。並且藉由在還原處理後達滿足後述(5)式之到達溫度、C濃度及Si濃度且滿足後述(6)式，而成功確保了對爐渣較佳的黏度條件時，可更順利地實現鉻的還原。
＜還原處理後熔鐵中的C濃度與Si濃度＞ 為了更提升鉻的回收率，還原處理後熔鐵中的C濃度及Si濃度宜滿足以下(5)式的條件。 [C]≧-29.4+0.015×(T+273)-0.003×(T+273)×log[Si]　　　・・・(5)
在此，[C]、[Si]分別表示熔鐵中的C濃度與Si濃度(質量%)，T表示剛還原處理後的熔鐵溫度(℃)。又，透過控制裝入物中碳源及矽源的添加量，可調整C濃度及Si濃度。碳源可使用焦碳及煤碳之類的碳材、或鉻鐵中所含碳分等。矽源則可使用矽鐵、金屬矽或鉻鐵中所含矽分等。
＜還原處理後爐渣中的CaO濃度、SiO2 濃度及Al2 O3 濃度＞ 並且，還原處理後爐渣中的CaO濃度、SiO2 濃度及Al2 O3 濃度若滿足以下(6)式，便能更有效率地還原鉻氧化物。藉由在電爐添加CaO源及Al2 O3 源作為裝入物，可將爐渣組成控制在適當區域(亦即(6)式的範圍)。在此，CaO源可使用生石灰、石灰石、白雲石等所含的CaO分等。另外，Al2 O3 源可使用鋁灰、高鋁磚及二次精煉爐渣等所含Al2 O3 分等。 0.04≦(CaO)/{(SiO2 )×(Al2 O3 )}≦0.20　・・・(6)
在此，(CaO)、(SiO2 )及(Al2 O3 )分別表示還原處理後爐渣中的CaO濃度、SiO2 濃度及Al2 O3 濃度(質量%)。 為了在攪拌力弱的電爐內有效率地從含有高濃度鉻氧化物的未還原爐渣回收鉻分，爐渣的熔解性與黏度的影響皆大，重要的係要同時謀求爐渣的熔解及黏度的降低。一般已知該爐渣的黏度在對鹼性爐渣添加了Al2 O3 時會增加，在對酸性爐渣添加了Al2 O3 時則會降低(例如參照：第3版 鋼鐵便覽 第I卷、p.43)。
本發明人等藉由進行含有鉻氧化物的爐渣之各種還原實驗，可利用以Mannessmann Index(以下稱為M.S.I.)為人所知之「(CaO)/{(SiO2 )×(Al2 O3 )}」而非利用單純的鹼度指標「(CaO)/{(SiO2 )+(Al2 O3 )}」，規定其適當區域，來作為從爐渣高效率回收鉻分之條件。
隨著上述爐渣的M.S.I.增加，爐渣黏度就能降低。亦即，藉由使M.S.I.在0.04以上，可將還原處理前為大於30質量%的高濃度之爐渣中Cr2 O3 濃度更有效率地還原至在還原處理後為小於10質量%的低濃度，故較佳。另一方面，M.S.I.大於0.20時，爐渣熔點明顯增高而阻礙爐渣熔解，鉻的還原速度大幅降低。因此，為了確保鉻的還原速度，宜使M.S.I.在0.20以下。
＜還原處理後爐渣中的Al2 O3 濃度及CaF2 換算之氟濃度＞ 另外，從爐渣性狀之觀點看來，較佳的係藉由使還原處理後爐渣中的Al2 O3 濃度為適當範圍，可實質上不使用氟而熔解爐渣，可更有效率地還原鉻氧化物。在此，「實質上不使用氟」係指沒有明顯觀察到從還原處理後的爐渣溶出氟的情形，就還原處理後的爐渣組成而言係指以CaF2 換算在0.5質量%以下的情況，若在0.3質量%以下則更佳。
為了降低爐渣熔點來提升鉻氧化物的還原速度，宜將還原處理後爐渣中的Al2 O3 濃度設為5.0質量%以上。另一方面，Al2 O3 濃度若大於30.0質量%，則無法期待藉由爐渣熔解所帶來的促進鉻氧化物還原的效果，並且會花費較多氧化鋁源的成本，故以設為30.0質量%以下為佳。
藉由如以上方式控制副原料的粒度及處理後的爐渣成分，便能使未還原爐渣迅速熔解。其結果，可抑制因無法避免會侵入電爐內之空氣中的氧而產生的金屬矽氧化損失，從而可使氧化鉻的還原回收變得更有效率。
接著，說明在電爐之作業中的攪拌條件。並且，較佳的係只要能藉由有效率地進行利用底吹所行攪拌來更迅速地熔解未還原爐渣，便能使氧化鉻的還原回收變得更有效率。
＜攪拌動力密度＞ 在有效率地還原爐渣中的鉻氧化物時，在電爐中之作業時的攪拌動力密度存在適當區域。攪拌動力密度可透過來自攪拌氣體吹入插件之攪拌氣體(底吹氣體)來加以控制。藉由使該攪拌動力密度在0.01kW/噸以上，可獲得用以高效率還原鉻氧化物之攪拌效果。另一方面，攪拌動力密度若大於1.0kW/噸，會有攪拌氣體吹穿熔湯而無法有助於攪拌的情形。並且，熔湯面的變動變得劇烈，雖可進行作業但有耐火物的熔損明顯的情形等。因此，攪拌動力密度宜設為1.0kW/噸以下。
又，在電爐利用攪拌氣體進行熔湯的攪拌時，每個攪拌氣體吹入插件的攪拌動力密度ε係以以下(7)式表示。因此，每個攪拌氣體吹入插件的攪拌動力密度之合計即為電爐的攪拌動力密度。 ε=(0.371×Q×Tl /W)×[ln{1+(9.8×ρl ×h)/Pa }+η(1-Tn /Tl )]　　　・・・(7)
在此，ε：攪拌動力密度(kW/噸)、Q：攪拌氣體流量(Nm3 /秒)、Tl ：熔鐵溫度(K)、W：熔鐵質量(噸)、Tn ：攪拌氣體溫度(K)、ρl ：熔鐵密度(kg/m3 )、h：攪拌氣體吹入插件之浴深(m)、Pa ：氣體環境之壓力(Pa)、η：溫度膨脹項之貢獻度(=0.06)。
藉由如以上方式有效率地進行攪拌，可使未還原爐渣更迅速地熔解。其結果，可抑制因無法避免會侵入電爐內之空氣中的氧而產生的金屬矽氧化損失，從而可使氧化鉻的還原回收變得更有效率。
此外，從抑制耐火物的損傷的觀點看來，在電爐之作業中宜滿足以下條件。
＜1次加料中耐火物爐壁表面溫度的最高到達溫度＞ 首先，1次加料中耐火物爐壁表面溫度的最高到達溫度宜設為1000℃以上且在1800℃以下。耐火物爐壁的表面溫度可利用前述方法測定。最高到達溫度若高於1800℃，耐火物爐壁的表面溫度變得接近耐火物的熔點，而強度明顯下降。耐火物爐壁強度若降低，便會因熔湯或爐渣的飛濺造成耐火物爐壁明顯熔損。因此，耐火物爐壁的表面溫度宜設為1800℃以下。另一方面，若將最高到達溫度設為低於1000℃，則無法獲得高生產性。因此，最高到達溫度設為1000℃以上為佳。
＜從耐火物爐壁表面往內部之熱通量＞ 另外，在耐火物爐壁的表面溫度為1000℃以上且在1800℃以下的範圍下，從耐火物爐壁表面往爐本體內部之熱通量宜設為150Mcal/m2 /hr以下。從耐火物爐壁表面往爐本體內部之熱通量可利用前述方法測定。
耐火物爐壁的表面溫度為1000℃以上且在1800℃以下的範圍雖係耐火物不會明顯產生因接觸熔湯或爐渣所致熔損的範圍，然而耐火物爐壁本身的強度降低。因此，耐火物爐壁的表面溫度落在1000℃以上且在1800℃以下的範圍時，若因接觸熔湯或爐渣而急遽成為高溫，便會局部性地產生熱膨脹差而產生與剝離(spalling)同樣的熱應力。從而，當耐火物爐壁的表面溫度落在1000℃以上且在1800℃以下的範圍時，若耐火物爐壁的表面溫度發生急遽上升，就會誘發耐火物爐壁破裂而損耗變得明顯。
在耐火物爐壁的表面溫度為1000℃以上且在1800℃以下的範圍下，熱通量若在150Mcal/m2 /hr以下就能抑制上述因熱膨脹差所致耐火物爐壁的損耗。在熱通量為150Mcal/m2 /hr以下的低位區中，溫度梯度和緩，故局部性的熱膨脹差較小，熱應力的發生亦變小。從而，耐火物爐壁變得不易發生破裂。另一方面，熱通量若大於150Mcal/m2 /hr，會有耐火物爐壁發生破裂的情形變明顯的傾向，並且成為須頻繁修補耐火物爐壁之耐火物損耗速度。因此，在耐火物爐壁的表面溫度為1000℃以上且在1800℃以下的範圍下，以熱通量會在150Mcal/m2 /hr以下的方式操作電爐，藉此可提升耐火物爐壁的壽命。
如以上，藉由針對耐火物爐壁的表面溫度及熱通量以滿足上述作業條件的方式操作電爐，可抑制耐火物爐壁的損耗，同時在可行範圍下以高電力操作電爐。並且，由於能在可行範圍內以高電力操作電爐，故可縮短作業時間。其結果，可更抑制耐火物爐壁的損耗，並且會減低從爐壁等的散熱損失等，進而可削減製造成本。其結果，可抑制因無法避免會侵入電爐內之空氣中的氧而產生的金屬矽氧化損失，從而可使氧化鉻的還原回收變得更有效率。 實施例
接下來，針對本揭示實施例進行說明，於實施例中之條件係為確認本揭示之可實施性及效果而採用之一條件例，本揭示並不受限於該一條件例。只要不脫離本揭示之主旨而可達成本揭示之目的，則本揭示可採用各種條件。
(第1實施例) 本實驗中，在電弧式電爐裝入金屬原料來熔煉熔鐵時，添加含有鉻氧化物的爐渣並還原爐渣中的鉻氧化物，而將鉻還原回收到熔鐵中。又，要添加Al2 O3 源時係在開始通電前添加氧化鋁灰，在添加生石灰作為CaO源時則在熔解中從上方料斗添加。另外，在進行熔湯的攪拌時係吹入底吹Ar氣體作為攪拌氣體，並根據(7)式算出攪拌動力密度。於以下示出此實驗條件。
1)電爐 在此，係使用如圖1~圖4所示構成之可熔煉100噸熔湯的電弧式電爐(電弧式熔解爐)來進行實驗。配置於爐底的攪拌氣體吹入插件的數量係按3個、4個或6個來進行實驗，並且在實施例12中係將所有攪拌氣體吹入插件設置於帶狀區域以外的位置來進行實驗。另外，電極使用3根24吋直徑之物，從中心軸俯視時通過各電極中心的圓的直徑(PCD)採用1.0m、1.2m及1.8m的3種模式，爐內直徑Df 設為6.1m。從熔鐵之靜止液面到電極前端為止的距離(電極高度He )以3根的平均計設為0.11~0.46m。
2)電爐裝入物之摻混 金屬原料：合計55噸(裝入物整體的55質量%) 在實驗中使用了廢料、鑄銑(使高爐熔銑凝固而成者)及合金鐵(鉻鐵)，其等係包含碳源與矽源之金屬原料。
副原料：合計45噸(裝入物整體的45質量%) 細項為：於轉爐中之另一次加料之脫碳處理中生成的含有33~39質量%的Cr2 O3 之未還原爐渣(轉爐爐渣)：總量43噸(電爐裝入物的43質量%)，並且上述未還原爐渣中，大於25mm篩孔的塊狀副原料設為5~35噸，小於3.15mm篩孔的微粉副原料設為0.1~25噸。 副原料的剩餘部分設為中間粒度(大於3.15mm篩孔且小於25mm篩孔)的Al2 O3 源(鋁灰)與CaO源(生石灰)。
以金屬Si量/Cr氧化物量定義之質量比設定在0.20~0.50。
3)通電條件 電弧電極3根、40MW、合計通電時間固定為60分鐘。 又，電弧的開展直徑Darc (m)及電弧的偏向角θ(deg)在所有案例中皆根據式(1)及式(2)來計算。
4)作業條件 在加熱熔解中，還原處理後的熔鐵溫度設定為1400~1700℃。 還原處理後的爐渣組成「(CaO)/{(SiO2 )×(Al2 O3 )}」(表中記載為C/S・A)設定為0.01~0.25。 還原處理後爐渣中的Al2 O3 濃度設定為4.5~30質量%。 攪拌動力密度設定為0.00~1.5kW/噸。又，攪拌動力密度係前述(7)式之每個攪拌氣體吹入插件的攪拌動力密度之合計值。另外，「0.00kW/噸」係指不吹入攪拌氣體(底吹氣體)之條件。
＜評估基準＞ 按以上條件進行實驗，並評估了鉻還原性及爐渣產生量之2個項目。 鉻還原性之優劣判定的指標係使用「還原處理後的Cr2 O3 /Cr(質量%比)」。此為計算還原處理後爐渣中的Cr2 O3 濃度相對於還原處理後熔鐵中的Cr濃度而得之值，該值越小則意指已有效率地進行了還原處理。在此，只要在0.5以下則視為可有效率地回收鉻。評估結果係將小於0.05評為AA，將0.05以上且小於0.2評為A，將0.2以上且在0.5以下評為B，並將大於0.5者評為C。 並且，以電爐中之還原處理後的爐渣產生量及後續步驟之轉爐中之精煉後的爐渣產生量之合計爐渣量作為爐渣產生量的評估指標。所述評估係以比較例1為基準(100%)，合計爐渣量相較於基準係變少到小於85%時評為A，相較於基準為85%以上且在95%以下時評為B，與比較例1為同等(小於±5%)或變差時則評為C。 於表1-1及表1-2列示作業條件及評估結果。表1-1中之底線為不滿足本揭示之作業條件之值。
[表1-1]
Figure 02_image001
[表1-2]
Figure 02_image003
從表1-1及表1-2可知：實施例1~23中，皆滿足以金屬Si量/Cr氧化物量定義之質量比、C濃度、Darc /Df 、He /Hs 之所有條件，鉻還原性與爐渣產生量皆較比較例1優異。
另一方面，在比較例1中Darc /Df 過大，故電弧的開展變得過大而電弧推力分散得很廣，從而，藉由電弧推力的水平成分所致從電極往爐壁方向之攪拌流減弱，爐內攪拌並不充分。其結果，氧化鉻的還原不充分，鉻的回收率降低，並且未在還原反應被消費掉的金屬矽大量殘留在含鉻熔鐵中，導致後續步驟之轉爐中之精煉後爐渣產生量增加。
在比較例2中Darc /Df 過小，故在爐壁附近的攪拌減弱，需要許多時間熔解及還原氧化鉻，而會因無法避免會侵入電爐內之空氣中的氧造成金屬矽氧化損失。其結果，金屬矽不足而氧化鉻的還原反應並不充分，在電爐生成的爐渣中氧化鉻相對變多，進而爐渣產生量亦變多該份量。
在比較例3中He /Hs 過大，故電弧推力僅能傳達到爐渣表面，熔鐵附近的爐渣攪拌就變得不充分。其結果，氧化鉻的還原不充分，鉻的回收率降低，並且未在還原反應被消費掉的金屬矽大量殘留在含鉻熔鐵中，導致後續步驟之轉爐中之精煉後爐渣產生量增加。
在比較例4中He /Hs 過小，故電弧推力主要被利用在攪拌熔鐵，而攪拌爐渣的力量變得不充分。其結果，氧化鉻的還原不充分，鉻的回收率降低，並且未在還原反應被消費掉的金屬矽大量殘留在含鉻熔鐵中，導致後續步驟之轉爐中之精煉後爐渣產生量增加。
在比較例5中，金屬矽的量相對較少故還原反應不充分，在電爐生成的爐渣中氧化鉻相對變多，進而爐渣產生量亦變多該份量。 在比較例6中，金屬矽的量相對較多故有效率且充分地進行了還原反應，然而熔鐵中Si濃度變高，導致後續步驟之轉爐中之精煉後爐渣產生量增加。
比較例7的碳濃度過低，故無法將矽的活性維持在高位，還原反應並不充分，在電爐生成的爐渣中氧化鉻相對變多，進而爐渣產生量亦變多該份量。
(第2實施例) 以與表1的實施例1及比較例1中記載的加料同樣的條件來重複進行作業，使電爐作業1個月。針對以下表2所示實施例及比較例，按上述作業條件操作電爐並評估了耐火物爐壁的損耗狀態及生產性。又，表2所示實施例及比較例中，耐火物爐壁表面的最高溫度為1200~2000℃，耐火物爐壁表面的最大熱通量則為20~150Mcal/m2 /hr。
以下，顯示針對本揭示電爐作業方法之有效性進行驗證而得之結果。對於耐火物爐壁的損耗、1次加料的生產性及1個月的生產性之評估基準如以下。
[耐火物爐壁損耗的評估基準] 從100~200ch(加料)作業後的最大損耗量算出每1次加料的損耗量後，從該每1次加料的損耗量算出損耗速度，根據該損耗速度進行評估 A：損耗速度小於1.5mm/ch B：損耗速度在1.5mm/ch以上
[對於1次加料的生產性之評估基準] 根據每1次加料中金屬原料的熔解時間進行評估 AA：從開始通電至結束通電為止的時間少於75分鐘 A：從開始通電至結束通電為止的時間在75分鐘以上且少於90分鐘 B：從開始通電至結束通電為止的時間在90分鐘以上
[對於1個月的生產性之評估基準] A：以比較例1為基準，增產幅度改善5%以上 B：以比較例1為基準，增產幅度小於5%
[對於1個月的爐渣量之評估基準] 以比較例1為基準(100%)，合計爐渣量相較於基準係變少到小於85%時評為AA，相較於基準為85%以上且在95%以下時評為A，與比較例1為同等(小於±5%)或變差時則評為B。
[表2]
Figure 02_image005
針對表2中未有記載之作業條件，實施例31~33係與表1-1、表1-2之實施例1相同，比較例11~13則與表1-1、表1-2之比較例1相同。
在實施例1中有最高到達溫度高過1800℃的加料，在實施例31中有最大熱通量大於150Mcal/m2 /hr的加料。因此，相較於實施例33，雖然每1次加料的生產性佳，但耐火物爐壁的損耗速度大，每個月的耐火物修補時間增加。 在實施例33中，各次加料的最高到達溫度落在1000℃以上且在1800℃以下，並且最大熱通量落在150Mcal/m2 /hr以下。以所述方式操作電爐之結果，耐火物爐壁的損耗、1次加料的生產性及1個月的生產性皆良好，其結果，成功將1個月中的爐渣產生量減得較實施例1少。 另一方面，在比較例11~13中，爐渣的攪拌皆不充分，故爐渣量係與比較例1同等或變差。
本說明書係參照已於2019年4月22日提申之日本專利申請案2019-081179號之揭示整體並將其收錄於本說明書中。本說明書中所記載的所有文獻、專利申請及技術規格，係與各個文獻、專利申請及技術規格所具體且個別地記載的情況相同程度地藉由參照收錄於本說明書中。
10:電爐 11:爐中心 12:爐底 13:攪拌氣體吹入插件 14:耐火物爐壁 14a:永久耐火物 14b:耐磨耐火物 15,15a,15b,15c:電極 16:帶狀區域 17:爐本體 20a,20b,20c:電弧 30:溫度測定部 31,33,35:熱電偶 40:控制裝置 50:熔融爐渣 100:熔鐵 A:線 H:深度 He:高度 Hs:熔融爐渣厚度 L,L1,L2,L3:距離 PCD,Darc,Df:直徑 θ:偏向角
圖1係顯示用以製造含鉻熔鐵的電弧式電爐之一例的縱截面圖。 圖2係用以說明從攪拌氣體吹入插件吹入爐內之攪拌氣體的流向之一例的示意圖。 圖3係用以說明在電弧式電爐之一例中從爐中心軸所見概要的圖。 圖4係顯示測定電爐的爐內溫度之熱電偶的設置狀態之一例的部分立體圖。 圖5A係用以說明爐殼內徑、電極高度、爐渣厚度、電弧的偏向角及電弧的開展直徑之鉛直方向的截面概要(圖5B之A-A線截面)圖。 圖5B係用以說明爐殼內徑、電極高度、爐渣厚度、電弧的偏向角及電弧的開展直徑之水平方向的概要圖。
14:耐火物爐壁
15a,15b:電極
17:爐本體
20a,20b:電弧
50:熔融爐渣
100:熔鐵
He:高度
Hs:熔融爐渣厚度
Df:直徑
θ:偏向角

Claims (15)

  1. 一種含鉻熔鐵之製造方法，係將包含金屬原料與含有在氧化精煉中產生之Cr氧化物的未還原爐渣之裝入物按以下摻混裝入交流式電爐，並以滿足下述(1)式~(4)式之關係的條件進行作業，來製造包含前述Cr氧化物經還原處理而得之Cr的熔鐵， 前述金屬原料係含有金屬Si之鉻鐵及矽鐵之至少一者，前述摻混係設成以金屬Si量/Cr氧化物量定義之質量比成為0.30~0.40，且C濃度成為2.0質量%以上且在飽和濃度以下；前述交流式電爐具備3根電極且可在各電極與液面之間產生電弧；前述條件係在令從前述電爐的中心軸方向俯視時通過前述3根電極的各中心之圓的直徑為PCD(m)、從前述3根各電極的前端至熔鐵的靜止液面為止的鉛直距離之平均電極高度為He (m)、爐內直徑為Df (m)、熔融爐渣厚度為Hs (m)、前述熔鐵的靜止液面中前述電弧的開展直徑為Darc (m)且令前述電弧的偏向角為θ(deg)時之條件； 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. 如請求項1之含鉻熔鐵之製造方法，其中於前述電爐的爐底，每1m2 液面面積配置有0.12個以上攪拌氣體吹入插件，並且令鄰接之前述攪拌氣體吹入插件的中心間距離為L且令從前述爐底至液面為止的熔湯深度為H時，使L/H成為0.50以上。
  3. 如請求項1之含鉻熔鐵之製造方法，其中從前述中心軸方向俯視前述電爐時，爐中心位於以前述3根電極的各中心為頂點之三角形的重心，並且前述攪拌氣體吹入插件位於排除以下帶狀區域外之爐底區域，該帶狀區域係從前述中心軸方向俯視前述電爐時，設想以從前述爐中心通過前述3根各電極的中心延伸至爐壁的假想線為中心線且以該電極的直徑為寬度之區域。
  4. 如請求項2之含鉻熔鐵之製造方法，其中從前述中心軸方向俯視前述電爐時，爐中心位於以前述3根電極的各中心為頂點之三角形的重心，並且前述攪拌氣體吹入插件位於排除以下帶狀區域外之爐底區域，該帶狀區域係從前述中心軸方向俯視前述電爐時，設想以從前述爐中心通過前述3根各電極的中心延伸至爐壁的假想線為中心線且以該電極的直徑為寬度之區域。
  5. 如請求項1至請求項4中任一項之含鉻熔鐵之製造方法，其中前述電爐在作業時的攪拌動力密度設為0.01kW/噸以上且在1.0kW/噸以下。
  6. 如請求項1至請求項4中任一項之含鉻熔鐵之製造方法，其中前述裝入物包含碳源、矽源、CaO源及Al2 O3 源； 前述裝入物當中，前述金屬原料以外為副原料； 大於25mm篩孔的前述副原料的含量相對於前述裝入物整體為5質量%以上且在30質量%以下，並且小於3.15mm篩孔的前述副原料的含量相對於前述裝入物整體為3.0質量%以上；並且 以前述還原處理後熔鐵中的C濃度及Si濃度滿足下述(5)式之條件、且前述還原處理後爐渣中的CaO濃度、SiO2 濃度及Al2 O3 濃度之關係滿足下述(6)式之條件的方式，在前述電爐裝入前述裝入物； [C]≧-29.4+0.015×(T+273)-0.003×(T+273)×log[Si]　・・・(5) 0.04≦(CaO)/{(SiO2 )×(Al2 O3 )}≦0.20　・・・(6) 在此，[C]與[Si]分別表示還原處理後熔鐵中的C濃度(質量%)與Si濃度(質量%)，(CaO)、(SiO2 )及(Al2 O3 )分別表示還原處理後爐渣中的CaO濃度(質量%)、SiO2 濃度(質量%)及Al2 O3 濃度(質量%)，T則表示還原處理後的熔鐵溫度(℃)。
  7. 如請求項5之含鉻熔鐵之製造方法，其中前述裝入物包含碳源、矽源、CaO源及Al2 O3 源； 前述裝入物當中，前述金屬原料以外為副原料； 大於25mm篩孔的前述副原料的含量相對於前述裝入物整體為5質量%以上且在30質量%以下，並且小於3.15mm篩孔的前述副原料的含量相對於前述裝入物整體為3.0質量%以上；並且 以前述還原處理後熔鐵中的C濃度及Si濃度滿足下述(5)式之條件、且前述還原處理後爐渣中的CaO濃度、SiO2 濃度及Al2 O3 濃度之關係滿足下述(6)式之條件的方式，在前述電爐裝入前述裝入物； [C]≧-29.4+0.015×(T+273)-0.003×(T+273)×log[Si]　・・・(5) 0.04≦(CaO)/{(SiO2 )×(Al2 O3 )}≦0.20　・・・(6) 在此，[C]與[Si]分別表示還原處理後熔鐵中的C濃度(質量%)與Si濃度(質量%)，(CaO)、(SiO2 )及(Al2 O3 )分別表示還原處理後爐渣中的CaO濃度(質量%)、SiO2 濃度(質量%)及Al2 O3 濃度(質量%)，T則表示還原處理後的熔鐵溫度(℃)。
  8. 如請求項6之含鉻熔鐵之製造方法，其使還原處理後前述爐渣中的氟濃度以CaF2 換算成為0.5質量%以下，並使Al2 O3 濃度成為5質量%以上且在30.0質量%以下。
  9. 如請求項7之含鉻熔鐵之製造方法，其使還原處理後前述爐渣中的氟濃度以CaF2 換算成為0.5質量%以下，並使Al2 O3 濃度成為5質量%以上且在30.0質量%以下。
  10. 如請求項1至請求項4中任一項之含鉻熔鐵之製造方法，其在1次加料中，設前述電爐的耐火物爐壁之表面溫度的最高到達溫度為1000℃以上且在1800℃以下，並且在前述耐火物爐壁之前述表面溫度為1000℃以上且在1800℃以下的範圍下，使從前述耐火物爐壁表面往爐本體內部之熱通量成為150Mcal/m2 /hr以下，來熔解經裝入前述電爐之前述裝入物。
  11. 如請求項5之含鉻熔鐵之製造方法，其在1次加料中，設前述電爐的耐火物爐壁之表面溫度的最高到達溫度為1000℃以上且在1800℃以下，並且在前述耐火物爐壁之前述表面溫度為1000℃以上且在1800℃以下的範圍下，使從前述耐火物爐壁表面往爐本體內部之熱通量成為150Mcal/m2 /hr以下，來熔解經裝入前述電爐之前述裝入物。
  12. 如請求項6之含鉻熔鐵之製造方法，其在1次加料中，設前述電爐的耐火物爐壁之表面溫度的最高到達溫度為1000℃以上且在1800℃以下，並且在前述耐火物爐壁之前述表面溫度為1000℃以上且在1800℃以下的範圍下，使從前述耐火物爐壁表面往爐本體內部之熱通量成為150Mcal/m2 /hr以下，來熔解經裝入前述電爐之前述裝入物。
  13. 如請求項7之含鉻熔鐵之製造方法，其在1次加料中，設前述電爐的耐火物爐壁之表面溫度的最高到達溫度為1000℃以上且在1800℃以下，並且在前述耐火物爐壁之前述表面溫度為1000℃以上且在1800℃以下的範圍下，使從前述耐火物爐壁表面往爐本體內部之熱通量成為150Mcal/m2 /hr以下，來熔解經裝入前述電爐之前述裝入物。
  14. 如請求項8之含鉻熔鐵之製造方法，其在1次加料中，設前述電爐的耐火物爐壁之表面溫度的最高到達溫度為1000℃以上且在1800℃以下，並且在前述耐火物爐壁之前述表面溫度為1000℃以上且在1800℃以下的範圍下，使從前述耐火物爐壁表面往爐本體內部之熱通量成為150Mcal/m2 /hr以下，來熔解經裝入前述電爐之前述裝入物。
  15. 如請求項9之含鉻熔鐵之製造方法，其在1次加料中，設前述電爐的耐火物爐壁之表面溫度的最高到達溫度為1000℃以上且在1800℃以下，並且在前述耐火物爐壁之前述表面溫度為1000℃以上且在1800℃以下的範圍下，使從前述耐火物爐壁表面往爐本體內部之熱通量成為150Mcal/m2 /hr以下，來熔解經裝入前述電爐之前述裝入物。
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Family Cites Families (14)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US4198229A (en) * 1976-06-28 1980-04-15 Nippon Steel Corporation Method of dephosphorization of metal or alloy
US4565574A (en) * 1984-11-19 1986-01-21 Nippon Steel Corporation Process for production of high-chromium alloy by smelting reduction
JP3462660B2 (ja) * 1996-03-22 2003-11-05 日新製鋼株式会社 電気アーク炉スラグの粉化防止方法
JP3721154B2 (ja) * 2002-10-18 2005-11-30 新日本製鐵株式会社 クロム含有溶湯の精錬方法
AT412283B (de) * 2003-05-16 2004-12-27 Voest Alpine Ind Anlagen Verfahren zum verwerten von schlacke
KR100793591B1 (ko) * 2006-12-28 2008-01-14 주식회사 포스코 산화크롬 함유 슬래그로부터의 크롬 금속 환원 방법
JP5326475B2 (ja) 2008-10-07 2013-10-30 新日鐵住金株式会社 クロム含有スラグからのクロム回収方法
JP5458631B2 (ja) 2009-04-01 2014-04-02 新日鐵住金株式会社 溶融金属の回収方法
CN104164531A (zh) * 2013-09-11 2014-11-26 襄阳康捷飞龙电气有限公司 一种采用转炉吹气冶炼和净化生产铸铁的方法
CN103525963B (zh) * 2013-10-25 2015-07-15 中冶东方工程技术有限公司 一种有氧冶炼矿热炉及其有氧冶炼方法
JP6458531B2 (ja) * 2015-02-17 2019-01-30 新日鐵住金株式会社 アーク式底吹き電気炉における撹拌方法
JP6476971B2 (ja) * 2015-02-17 2019-03-06 新日鐵住金株式会社 アーク式底吹き電気炉の操業方法
JP6620781B2 (ja) * 2017-05-15 2019-12-18 Ｊｆｅスチール株式会社 ダストの溶融還元方法及び再利用方法
JP6750595B2 (ja) 2017-10-27 2020-09-02 Ｊｆｅスチール株式会社 重ね隅肉溶接継手の加工方法および重ね隅肉溶接継手の製造方法

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