WO2001043511A1 - Anode de chauffage de plasma de type transfert - Google Patents

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WO2001043511A1
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tip
transfer
plasma heating
type plasma
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Takeshi Kawachi
Kazuto Yamamura
Hiroyuki Mitake
Junichi Kinoshita
Katsuhiro Imanaga
Masahiro Doki
Yoshiaki Kimura
Teruo Kawabata
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Nippon Steel Corporation
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    • H05H1/3478—Geometrical details

Definitions

  • the present invention relates to an improvement in a transfer-type plasma heating anode, and more particularly, to a transfer-type plasma heating anode that is suitably applied for heating molten steel in a tundish.
  • FIG 1 shows an overview of a DC twin-torch type plasma heating device used to heat molten steel in a tundish.
  • Two plasma torches, an anode 3 and a cathode 4 are inserted into the tundish cover 2, respectively, and a plasma arc 6 is generated between each of the torches 3, 4 and the molten steel 5 to heat the molten steel. I do.
  • the electron flow 7 flows from the cathode 4 through the molten steel 5 to the anode 3.
  • Figure 2 shows an example of the anode plasma torch. The figure shows a cross section of the tip of the anode torch.
  • As a material of the anode 3 for example, oxygen-free copper is used.
  • the anode torch comprises a stainless steel or copper outer cylinder nozzle 8 covering the outside and a copper anode 3 on the inside.
  • the tip of the anode 3 has a flat disk shape.
  • the anode 3 and the outer cylinder nozzle 8 both have a cooling structure, and the cooling water inlet and outlet water channels are separated by cylindrical partition walls 9 and 11, respectively. (In the figure, 10 and 12 indicate the flow of cooling water.)
  • the tip may be damaged and its life may be short.
  • the anode becomes a recipient of electrons during plasma heating operation, so the electrons collide with the outer surface of the tip of the anode, causing a large heat load on the outer surface of the tip.
  • the heat load applied to the anode tip is as large as several tens of MWZm 2, and the form of heat transfer on the cooling side at the anode tip is considered to be forced convection nucleate boiling heat transfer.
  • the heat transfer coefficient is on the order one 1 0 5 [W / m 2 K], although approximately 1 0-fold greater than the heat transfer coefficient in the case of forced convection heat transfer, the anode If the heat load on the outer surface of the tip becomes too large, the temperature on the heat transfer surface on the cooling side rises, and a burn-out occurs in which the heat transfer mode shifts to film boiling heat transfer.
  • the heat transfer rate on the heat transfer surface sharply decreases, and further, the temperature of the heat transfer surface rises.
  • the temperature at the anode tip may exceed the melting point, and the anode tip may be damaged.
  • a heat load value causing a burnout that is, a burnout limit heat flux is shown in FIG.
  • the burnout limit heat flux was estimated using the Zenkevich equation (Zenkevich et al, J. Nuclear Energy, Part B, 1-2, 137, 1959), and the Norway limit heat flux.
  • W B 0 [W / m 2 ] is expressed by equation (1).
  • L, ⁇ , G, V, i and ic in equation (1). . ) Is the physical quantity of the cooling water, the heat of evaporation [jZkg] and the surface tension [NZm], respectively. , Weight velocity [kgZ m 2 s], Kinematic viscosity coefficient [m 2 Z s], Enthalpy
  • the graph in FIG. 31 shows that the critical heat flux near the center is low. This is because the flow rate of the cooling water flowing through the anode 3 has a large effect, and the cooling water flowing from above the center of the anode collides with the anode tip, and the flow velocity decreases, resulting in a burnout critical heat flux. Is also reduced.
  • burn-out occurs on the cooling side of the anode tip, the heat transfer surface temperature increases, and the anode tip is considered to be melted. Therefore, the central portion of the anode tip having a low burn-out critical heat flux is easily melted.
  • Figure 3 illustrates the pinch effect associated with plasma.
  • the plasma 15 is concentrated toward the center due to the flow 14 of the “gas that is sufficiently lower in temperature than the plasma 15” that blows out from the gap 13 between the outer cylinder nozzle 8 and the anode 3 (thermal pinch effect).
  • the current density in the plasma is generally an increasing function with respect to the temperature, and the current density at the plasma center 16 is larger than the overall average, so that the current density incident on the anode tip outer surface center 17 is growing. Therefore, the degree of damage is greater at the center 17 of the outer surface of the anode tip than at the outer periphery 18 of the tip outer surface.
  • the electrons 21 moving toward the anode in the plasma receive a force 22 toward the center due to the interaction with the rotating magnetic field 20 created by the current 19 flowing in the plasma (magnetic pinch effect). ).
  • the tip of the anode is deformed outwardly convex due to the pressure of the cooling water flowing inside and the thermal stress crack.
  • This convex deformation results in the formation of a projection 23 at the center 17 of the outer surface of the anode tip, and the electric field 32 concentrates on the projection 23. Since the electrons 21 moving in the plasma are accelerated in the direction of the electric field 32, the current 19 concentrates on the protrusion 23. Therefore, the current is further concentrated on the central portion 17 of the outer surface of the anode tip.
  • the central portion 17 of the outer surface of the anode tip becomes more susceptible to damage. If the damage progresses in the center part 17 of the outer surface of the anode tip, the cooling water channel 25 of the anode eventually breaks, and the operation becomes impossible. As described above, since the current is concentrated on the center portion 17 of the outer surface of the anode tip, the service life of the anode is significantly reduced.
  • FIG. 5 (A) to (d) in Fig. 5 explain the concentration of current to the anode spot.
  • the electrons 21 are incident on the anode tip outer surface 26 almost perpendicularly.
  • the current tends to concentrate at the center 17 of the outer surface of the anode tip, and the molten and evaporated copper due to the high temperature of the outer surface 26 of the anode tip causes A cloud cloud of copper vapor 27 forms near the center (Fig. 5 (b)).
  • the present invention relates to an anode for plasma heating, wherein the shape and material of the anode tip for improving the band-limit heat flux affected by cooling, delaying the damage speed of the anode tip, and extending the life of the anode It is about.
  • the gist of the present invention is as follows.
  • a transfer-type plasma heating anode for heating a molten metal while generating an Ar plasma by applying a direct current to the molten metal in the container, the anode comprising a conductive metal having an internal water-cooled structure;
  • a metal protector having an internal water-cooled structure with a fixed interval provided outside the anode, and a gas supply means for supplying a gas containing Ar to the gap between the anode and the protector,
  • a transition-type plasma heating anode characterized in that the center of the surface is recessed inward.
  • a transfer-type plasma heating anode for heating a molten metal while generating an Ar plasma by applying a direct current to the molten metal in the container, the anode comprising a conductive metal having an internal water-cooled structure; A metal protector having an internal water-cooled structure with a fixed interval provided outside the anode, and a gas supply means for supplying a gas containing Ar to the gap between the anode and the protector, A transition-type plasma heating anode characterized in that the entire surface is concave inside.
  • a transfer-type plasma heating anode for applying a direct current to the molten metal in the vessel to heat the molten metal while generating Ar plasma the anode comprising a conductive metal having an internal water-cooled structure;
  • An anode for transfer-type plasma heating comprising a gas supply means for supplying a gas containing Ar to a gap between an anode and the protective body, and having a rib on a cooling surface of the anode tip.
  • a transfer-type plasma heating anode for applying a direct current to the molten metal in the vessel and heating the molten metal while generating Ar plasma, the anode comprising a conductive metal having an internal water-cooled structure;
  • a metal protector having an internal water-cooled structure provided at a fixed interval on the outer side of the anode, and first gas supply means for supplying a gas containing Ar to a gap between the anode and the protector;
  • a transfer-type plasma heating anode comprising: a second gas supply means therein; and the second gas supply means having a function of blowing gas from an outer surface of a front end of the anode.
  • a transfer-type plasma heating anode for applying a direct current to the molten metal in the vessel to heat the molten metal while generating Ar plasma, the anode comprising a conductive metal having an internal water-cooled structure;
  • a metal protector having an internal water-cooled structure with a fixed interval provided outside the anode, and a gas supply means for supplying a gas containing Ar to a gap between the anode and the protector, the anode tip cooling comprising:
  • a second gas supply means is provided inside the anode, and the second gas supply means has a function of blowing out gas from the outer surface of the tip of the anode (1) to (3). ), (5) and the anode for transfer plasma heating according to any one of (6) to (9).
  • the whole and Z or center of the outer surface of the anode tip is concave, and one or more permanent magnets rotatable in the circumferential direction are provided inside the anode.
  • the anode for transitional-type plasma heating according to any one of (1) to (10).
  • Fig. 1 is a schematic diagram of a tundish and a plasma torch.
  • Fig. 2 is a schematic diagram of a conventional transition-type plasma heating anode for heating molten steel in a tundish.
  • FIG. 3 is a diagram illustrating a pinch effect in plasma.
  • FIG. 4 is a view for explaining that the current is concentrated on the center of the outer surface of the anode tip due to the convex deformation at the anode tip.
  • FIG. 5 is a diagram for explaining the concentration of current at the anode spot.
  • FIG. 6 is a view showing a vertical cross section of one example of the transfer-type plasma heating anode according to the present invention.
  • FIG. 7 is a diagram schematically showing an electric field emitted from the tip of the anode in one example of the transfer-type plasma heating anode shown in FIG.
  • FIG. 8 is a view showing a vertical cross section of another example of the transfer-type plasma heating anode according to the present invention.
  • FIG. 9 is a view showing a vertical cross section of another example of the transfer-type plasma heating anode according to the present invention.
  • FIG. 10 is a view showing a vertical cross section of another example of the transfer-type plasma heating anode according to the present invention.
  • FIG. 11 is a view showing a vertical cross section of another example of the transfer-type plasma heating anode according to the present invention.
  • FIG. 12 is a view showing a vertical cross section of another example of the transfer-type plasma heating anode according to the present invention.
  • FIG. 13 is a view showing a vertical cross section of another example of the transfer-type plasma heating anode according to the present invention.
  • FIG. 14 is a view showing a vertical cross section of another example of the transfer-type plasma heating anode according to the present invention.
  • FIG. 15 is a view showing a vertical cross section of another example of the transfer-type plasma heating anode according to the present invention.
  • FIG. 16 is a diagram schematically showing an electric field emitted from the tip of the anode in one example of the transfer-type plasma heating anode shown in FIG.
  • FIG. 17 is a view showing a vertical cross section of another example of the transfer-type plasma heating anode according to the present invention.
  • FIG. 18 is a view showing a vertical cross section of another example of the transfer-type plasma heating anode according to the present invention.
  • FIG. 19 is a view showing a vertical cross section of another example of the transfer-type plasma heating anode according to the present invention.
  • FIG. 20 is a view showing a vertical cross section of another example of the transfer-type plasma heating anode according to the present invention.
  • FIG. 21 is a vertical view of another example of the transfer-type plasma heating anode according to the present invention. It is a figure showing a straight section.
  • FIG. 22 is a view showing a vertical cross section of another example of the transfer-type plasma heating anode according to the present invention.
  • FIG. 23 is a diagram comparing the amount of creep deformation at the tip of the anode by material.
  • FIG. 24 is a diagram illustrating the results shown in FIG.
  • FIG. 25 is a diagram schematically showing an electric field emitted from the tip of the conventional transfer-type plasma heating anode shown in FIG.
  • FIG. 26 is a diagram showing a horizontal cross section of the transfer-type plasma heating anode shown in FIGS. 12 and 21.
  • FIG. 27 is a diagram showing a horizontal cross section of the transfer-type plasma heating anode shown in FIGS. 13 and 22.
  • FIG. 28 is a diagram schematically showing a magnetic field in the transfer-type plasma heating anode shown in FIG.
  • FIG. 29 is a diagram schematically showing a magnetic field in the transfer-type plasma heating anode shown in FIG.
  • FIG. 30 is a diagram showing a horizontal cross section of the transfer-type plasma heating anode shown in FIGS. 10, 12, 19, and 21.
  • FIG. 31 is a diagram showing a conventional distribution of burn-out limit heat flux on the heat transfer surface on the anode tip cooling side.
  • FIG. 32 is a diagram showing distributions of burn-out critical heat fluxes on the conventional anode and the heat transfer surface on the anode tip cooling side of the present invention.
  • the causes of damage at the center of the anode tip are (a) the generation of burnout on the heat transfer surface on the cooling side of the anode tip, (b) the current concentration due to the pinch effect on the plasma, and / or , (c) Convex deformation of anode tip and formation of anode spot that accelerate current concentration.
  • (A) the shape of the anode tip is changed, and (B) the anode tip is changed in order to prevent the generation of such a burn-out, the current concentration, and / or the formation of the convex deformation and the anode spot.
  • / or (C) Install a disturbance generator to prevent the formation of anode spots.
  • FIG. 6 shows an example of the present invention (the invention of the above (1)) employing such a shape.
  • the center 17 of the outer surface of the anode tip is recessed.
  • the area of the recess is desirably a circle having a radius of 1 Z 5 to 3/4 of the anode tip radius Ra from the anode tip center to secure a current concentration prevention area (see Fig. 6).
  • the center height Hd of the recess is preferably set to 1Z3 to 2/1 of the radius Rd of the recess area in order to secure the current diffusion effect (see FIG. 6).
  • the gas supplied from the gas supply means may be the Ar 100%, N 2 0 for a voltage increase at Ar75% or more.:! Up to 25% may be contained and the remainder may be inevitable impurities.
  • FIG. 8 shows an example of the shape of the outer surface of the anode tip for preventing the convex deformation of the anode tip in the invention of (2).
  • a concave (crown) is formed inside the entire outer surface 33 of the anode tip.
  • the height He of the crown is desirably 100 to 500 ⁇ m so that the outer surface can maintain a horizontal plane due to deformation of the outer surface of the anode tip at the time of plasma heating.
  • the invention (5) is a combination of the inventions (1) and (2), and can further prevent current concentration.
  • a rib is provided on the cooling surface side of the tip of the anode in order to maintain high rigidity.
  • Figure 9 shows a vertical cross section of the anode with the rib 34 installed on the outer periphery of the anode tip on the cooling surface side. At least one rib 34 is provided in the circumferential direction, preferably at least four at equal intervals.
  • the height Hr, the radial length L r, and the width Dr of the rib 34 are respectively set to the radius Ra of the anode tip end in order to maintain high rigidity and prevent the flow of cooling water. It is preferable to set 1 Z 5 to 23, 1/5 to 2 Z 3 of the anode tip radius Ra, and 1 Z 4 to 1/1 of the cooling channel width D c at the anode tip.
  • a rib is installed in the cooling surface, it is necessary to change the shape of the cooling water channel and the partition wall.
  • Cr-Cu, Zr-Cu or Cr-Zr It is desirable to use high-strength materials such as Cu.
  • FIGS. 10 and 11 The invention of 4) and the invention of (11) are shown in FIGS. 10 and 11.
  • a plasma working gas is blown out from the outer surface 26 of the positive electrode tip, and in the vicinity of the outer surface 26 of the positive electrode tip, a gas flow is disturbed or swirled.
  • the second gas supply means 43 is preferably a cylindrical pipe penetrating the outer surface of the anode tip, and the outer diameter of the cylindrical pipe ensures that the gas is supplied without obstructing the flow of cooling water. 1 mn to be able to do it!
  • the material is preferably stainless steel, copper, or copper with anti-corrosion plating to prevent corrosion.
  • the effect of moving the anode spot can be obtained with a single cylindrical tube, but preferably, as shown in FIGS. 10 and 30, one at the center of the anode and one inside the anode. Install 4 to 10 circumferentially at equal intervals inside the installed cooling water channel partition wall 9.
  • a permanent magnet 36 is embedded in the anode, and the permanent magnet 36 is rotated, whereby an external magnetic field 38 (FIG. 28, ), And the anode spot can be moved.
  • the blades 46 for connecting the permanent magnets are provided in the cooling water passage, and the permanent magnets 36 can be rotated by the flow of the cooling water.
  • a copper alloy capable of maintaining high strength is applied to the tip of the anode.
  • the thermal conductivity of the copper alloy needs to be equal to or higher than that of oxygen-free copper which is a conventional material.
  • copper alloys that satisfy such conditions include Cr-Cu, Zr-Cu, and Cr-Zr-Cu.
  • Cr-Zr-Cu commercially available Cr 0.5 ⁇ : 1.5%, ZrO.80 ⁇
  • FIG. 14 shows an example of the present invention (the invention of the above (6)) adopting such a shape.
  • a projection 51 for facilitating the flow of cooling water 10 is provided at the center of the cooling end of the anode tip.
  • the protrusion 51 has a substantially conical shape, and its side surface is streamlined with respect to the flow 10 of the cooling water.
  • the projections 51 can prevent a decrease in the flow rate of the cooling water at the center of the tip of the anode on the side of the cooling water, and can improve the burnout limit heat flux.
  • the radius Rp of the bottom of the projection and the height Hp of the projection are respectively 1Z1 to 2Z1 and 1Z1 to 3 of the inner diameter Rin of the partition wall 9.
  • it is Z 1.
  • Fig. 15 shows an example of the present invention (the invention of (7) above) aimed at preventing current concentration on the center of the outer surface of the anode tip by forming the anode tip into an appropriate shape. .
  • the center portion 17 of the outer surface of the anode tip is depressed.
  • the electric field 32 is perpendicularly incident on the conductor surface, and therefore, by recessing the center of the outer surface of the anode tip, the electric field 32 is more intense than the comparative example shown in FIG.
  • the electric flux density at the center can be reduced, and current concentration can be prevented.
  • the recessed area is a circle centered on the center of the anode tip and having a radius of 1Z5 to 3Z4 of the radius Ra of the anode tip in order to secure a current concentration prevention area. (See Figure 15, Figure 15).
  • the center height Hd of the concave portion is set to 1 to 3/2 /
  • the radius Rd of the concave region is 13 to 3 Z4 of the radius Ra on the outer surface of the anode tip.
  • the gas supplied from the gas supply means may be Ar vol 0 vol% or Ar 75 vol 1% or more, and N 2 0.1 to 25 vol% is contained due to a voltage rise at the remaining, and the remainder is included. It may be an unavoidable impurity.
  • the center of the outer surface of the anode tip is depressed, an increase in the thickness of the tip center due to the provision of the projection 51 can be reduced, and the distance from the cooling surface can be shortened.
  • the effect of lowering the temperature of the outer surface of the anode tip can also be aimed at.
  • FIG. 17 shows an example of the shape of the outer surface of the anode tip for preventing the convex deformation of the anode tip employed in the invention of (8).
  • a dent (crown) is formed inside the entire outer surface 33 of the anode tip.
  • the height He of the crown is determined by deforming the outer surface of the anode tip during plasma heating so that the outer surface can maintain a horizontal plane.
  • a rib is provided on the cooling surface side of the tip of the anode in order to maintain high rigidity.
  • FIG. 18 shows a vertical cross section of the anode in which a rib 34 is provided on the outer peripheral portion on the cooling surface side at the tip of the anode.
  • One or more ribs 34 are provided in the circumferential direction, and preferably four or more are provided at equal intervals.
  • the height Hr, the radial length r, and the width Dr of the rib 34 are respectively 1 Z 5 of the radius Ra of the anode tip in order to maintain high rigidity and prevent the flow of cooling water.
  • ⁇ 2 Z 3 half of anode tip It is preferable that the diameter Ra be 1Z5 to 2Z3 and the cooling water channel width Dc at the tip of the anode be 1/4 to 1/1.
  • FIGS. 19 and 20 show examples of the present invention (the invention of the above (10) and the invention of the above (11)) using a disturbance generating device for preventing the formation of an anode spot.
  • the plasma working gas is blown out from the outer surface 26 of the anode tip, and a disturbance or swirl is caused in the gas flow near the outer surface 26 of the anode tip.
  • the second gas supply means 43 is preferably a cylindrical tube penetrating the outer surface of the anode tip, and the outer diameter of the cylindrical tube can reliably supply gas without preventing the flow of cooling water. It should be 1 mm to 5 mm, and the material is preferably stainless steel, copper, or copper with corrosion protection to prevent corrosion.
  • the effect of moving the anode spot can be obtained with a single cylindrical tube.
  • one is preferably provided at the center of the anode and the other is provided inside the anode. 4 to 10 pipes will be installed at equal intervals in the circumferential direction inside the partition wall 9 of the installed cooling water channel.
  • a permanent magnet 36 is embedded in the anode, and the permanent magnet 36 is rotated, whereby an external magnetic field 38 (FIG. , See) 4.
  • an external magnetic field 38 FIG. 22, See
  • the blades 46 for connecting the permanent magnets are provided in the cooling water passage, and the permanent magnets 96 can be rotated by the flow of the cooling water.
  • a copper alloy capable of maintaining high strength is applied to the tip of the anode.
  • the thermal conductivity of the copper alloy needs to be equal to or higher than that of oxygen-free copper which is a conventional material.
  • copper alloys that satisfy such conditions include Cr-Cu, Zr-Cu, and Cr-Zr-Cu.
  • Cr-Zr-Cu there are commercially available copper alloys of Cr0.5 ⁇ : L5%, ZrO.08 ⁇ 0.30%, and the balance copper.
  • FIG. 12, FIG. 13, FIG. 26 and FIG. 27 are cross-sectional views each showing an embodiment of the present invention.
  • FIG. 12 is a vertical sectional view
  • FIG. 17 is a horizontal sectional view.
  • the electric field incident on the central part 17 of the outer surface of the anode tip is dispersed and the current density is lower than in the conventional type without the recess 40 (see Fig. 25).
  • the recess on the outer surface of the anode tip The boundary 41 with the outside needs to be smooth so as not to form a large convex portion.
  • the Cr-Zr-Cu alloy shown by the straight line 50 in the figure has a small creep deformation
  • the oxygen-free copper shown by the straight line 49 in the figure has a small creep deformation.
  • the Cr—Zr_Cu alloy is less susceptible to creep deformation than oxygen-free copper, and can suppress convex deformation at the anode tip.
  • outlets 42a to 42h for blowing the working gas to the outer surface of the anode tip are provided on the circumference at the outer surface of the anode tip, and one outlet 42i (not shown) is further provided.
  • the inner pipes 43a to 43h connected to the outlets 42a to 42h and the working gas are provided inside the partition wall 9, and the inner pipes 43i connected to the outlets 42i (not shown) are further provided.
  • the inner tubes 42a to 42h are provided obliquely below the anode to cause swirling of the working gas.
  • the working gas blown out from the blowout ports 42a to 42i turns near the outer surface of the anode tip, and can move the anode spot.
  • FIGS. 13 and 27 Compared with the conventional transfer-type plasma heating anode shown in FIG. 2, the life of the transfer-type plasma heating anode of the present invention was increased by 1.5 to 2 times.
  • the anode shown in FIGS. 13 and 27 has the same features as (1) and (4) of the anode shown in FIGS. 12 and 26, and further has the following feature as a fifth feature.
  • FIG. 13 is a vertical sectional view
  • FIG. 27 is a horizontal sectional view.
  • Two permanent magnets 36 are provided in the partition wall 9 inside the anode.
  • the two permanent magnets 36 a and 36 b are installed at symmetric positions with the anode as the axis of symmetry, and are connected by the connecting rod 44.
  • the connecting rod 44 is connected to a rotating shaft 45 installed vertically 5 ⁇ vertically above the center of the anode tip on the cooling side, and the permanent magnets 36 a 36 b are arranged in a circumferential direction around the rotating shaft 45. It can rotate. Further, by installing the wings 46 fixed to the connecting rods 44 in the cooling water passage 47, the permanent magnets 36 a and 36 b can be rotated in the circumferential direction by the flow of the cooling water 48.
  • the magnetic field 38 (see FIG. 28) formed by the permanent magnets 36a and 36b fluctuates periodically with time as the permanent magnets 36a and 36b rotate. Since the moving particles interact with the magnetic field, the movement of ions and electrons in the plasma is also affected by the time-varying magnetic field 38. Therefore, even if an anodic spot is formed on the outer surface of the anode tip, the charged particles are disturbed by the time-varying magnetic field and can move the anodic spot.
  • FIG. 21, FIG. 22, FIG. 26, and FIG. 27 are cross-sectional views each showing an embodiment of the present invention.
  • FIGS. 21 and 26 are as follows (1) and (6).
  • FIG. 21 is a vertical sectional view
  • FIG. 26 is a horizontal sectional view.
  • the thickness of the anode tip is Da 3 mm.
  • the broken line 52 indicates the burn-out limit heat flux on the heat transfer surface on the tip cooling side of the conventional anode (see FIG. 2)
  • the solid line 53 in the figure indicates the tip cooling side of the present invention.
  • the burnout critical heat flux on the heat transfer surface is shown. As shown in FIG.
  • the burnout limit heat flux is improved as compared with the conventional anode, and the burnout limit heat flux is kept constant at a high level in the radial direction of the anode tip.
  • the electric field incident on the central part 17 of the outer surface of the anode tip is dispersed and the current density is lower than in the conventional type without the recess 40 (see Fig. 25).
  • the boundary 41 between the concave portion on the outer surface of the anode tip and the outer side thereof needs to be smooth so as not to form a large convex portion.
  • outlets 42a to 42h for blowing the working gas to the outer surface of the anode tip are provided on the circumference of the outer surface of the anode tip, and one outlet 42i is provided at the center of the outer surface of the anode tip.
  • the inner pipes 43a to 43h are connected to the outlets 42a to 42h, and the inner pipes 43a to 43h for passing the working gas are provided inside the partition wall 9, and the inner pipe 43i connected to the outlet 42i (not shown) is connected to the anode.
  • the inner tubes 42a to 42h are provided obliquely below the anode to cause swirling of the working gas. The working gas blown out from the outlets 42a to 42i turns near the outer surface of the anode tip, and can move the anode spot.
  • the life of the transfer-type plasma heating anode of the present invention is increased by 1.5 times to 2 times.
  • FIGS. 22 and 27 has the same features as (1) to (4) of the anode shown in FIGS. 21 and 26, and further has the following feature as a fifth feature.
  • FIG. 22 is a vertical sectional view
  • FIG. 27 is a horizontal sectional view.
  • Two permanent magnets 36 are provided in the partition wall 9 inside the anode.
  • the two permanent magnets 36 a and 36 b are installed at symmetrical positions with the anode as the axis of symmetry, and are connected by connecting rods 44.
  • the connecting rod 44 is connected to a rotating shaft 45 installed vertically 5 mm above the center of the cooling end of the anode tip, and the permanent magnets 36a and 36b are arranged in a circumferential direction around the rotating shaft 45. It is rotatable. Further, by installing the wings 46 fixed to the connecting rods 44 in the cooling water passage 47, the permanent magnets 36a and 36b can be rotated in the circumferential direction by the flow of the cooling water 48. .
  • the magnetic field 38 (see FIG. 29) formed by the permanent magnets 36a and 36b periodically changes with time as the permanent magnets 36a and 36b rotate. fluctuate. Since the moving particles interact with the magnetic field, the movement of ions and electrons in the plasma is also affected by the time-varying magnetic field 38. Therefore, even if an anode spot is formed on the outer surface of the anode tip, the charged particles are disturbed by the time-varying magnetic field and can move through the anode spot.
  • the life of the transfer-type plasma heating anode of the present invention is increased by 1.5 to 2 times.
  • the damage rate of the tip of the anode can be delayed and the life of the apparatus can be extended, so that the present invention has industrial applicability. Is large.

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Description

明 細 書 移行型プラズマ加熱用陽極 技術分野
本発明は、 移行型プラズマ加熱用陽極の改良に係り 、 特に、 タ ン ディ ッシュ内の溶鋼の加熱用と して適用するのが好適な移行型ブラ ズマ加熱用陽極に関する。 背景技術
タ ンディ ッシュ内の溶鋼を加熱するために用いる直流電流ツイ ン トーチ型プラズマ加熱装置の概要は、 図 1 に示す様になつている。 タンディ ッシュカバ一 2 には、 それぞれ陽極 3 と陰極 4である 2本 のプラズマ トーチが挿入されており 、 それぞれの トーチ 3 、 4 と溶 鋼 5 との間にプラズマアーク 6 を発生させ、 溶鋼を過熱する。 この とき電子の流れ 7は、 陰極 4から溶鋼 5 を通り 陽極 3 に向かう。 上記陽極プラズマ トーチの 1例を図 2 に示す。 同図は上記陽極 ト ーチの先端部断面を示す。 陽極 3 の材質と して、 例えば無酸素銅が 用いられる。 上記陽極 トーチは、 外側を覆う ステ ンレス又は銅製の 外筒ノズル 8 と、 内側の銅製の陽極 3からなる。 陽極 3の先端部は 平らな円盤状となっている。 上記陽極 3及び外筒ノ ズル 8 は、 いず れも冷却構造となっており 、 冷却水の入側水路と出側水路は、 それ ぞれ円筒形の仕切壁 9 、 11で仕切られている （図中、 10及び 12は冷 却水の流れを示す） 。 また、 外筒ノ ズル 8 と陽極 3の間には隙間 13 があ り 、 その隙間 13からプラズマガスを吹き出す構造となっている 上記直流電流陽極プラズマ トーチにおける問題点の 1 つに、 陽極 先端が損傷し寿命が短いという こ とがある。 陽極はプラズマ加熱稼 働時においては、 電子の受け手となるために、 電子が陽極先端外表 面に衝突し、 先端外表面にかかる熱負荷が大きい。
また、 陽極先端にかかる熱負荷は数十 MWZm2 と非常に大き く 、 陽極先端における冷却側の熱伝達の形態は、 強制対流核沸騰熱伝 達である と考えられる。 強制対流核沸騰熱伝達の場合、 その熱伝達 率は 1 05 [W/m2 K] のオーダ一であり、 強制対流伝熱の場合 における熱伝達率に比べ 1 0倍程度大きいが、 陽極先端の外表面に かかる熱負荷が大き く な りすぎる と、 冷却側の伝熱面における温度 が上昇し、 伝熱形態が膜沸騰伝熱へと移行するバーンァゥ 卜が生じ る。 そして、 伝熱形態が膜沸騰伝熱へと移行する際に、 伝熱面にお ける熱伝熱率が急激に低下し、 更に、 伝熱面の温度が上昇してしま い、 最終的に、 陽極先端における温度が融点を超え、 陽極先端が溶 損してしま う危険性がある。
図 2に示す従来の陽極冷却水路構造の場合において、 バーンァゥ トを引き起こす熱負荷値、 即ち、 バーンアウ ト限界熱流束を図 31に 示す。 図 31に示すグラフは、 前記陽極 3の先端冷却側が最大半径 R coo 1 = 2 2 m mである陽極の先端冷却側における半径を横軸にと り 、 バーンァゥ ト限界熱流束を縦軸にとったものである。 なお、 バー ンアウ ト限界熱流束の見積り には、 Zenkevichの式 （Zenkevich et al , J. Nuclear Energy, Part B， 1— 2， 137， 1959) を用レヽ、 ノ ーン ァゥ ト限界熱流束 WB 0 [W/m2 ] は （ 1 ) 式で表される。
Figure imgf000004_0001
こ こで、 （ 1 ) 式中の L、 σ 、 G、 V 、 i 及び i c。。）は冷却水の 物理量であ り 、 それぞれ、 蒸発熱 [ j Zkg] 、 表面張力 [NZm] 、 重量速度 [ kgZ m 2 s ] 、 動粘性係数 [ m 2 Z s ]、 ェンタルピー
[ J / kg] 、 及び、 主流のェンタルピー [ J Z kg] を表す。 図 31の グラフよ り、 中心付近のバーンァゥ ト限界熱流束が低いこ とがわか る。 これは、 陽極 3 を流れる冷却水の流速による影響が大きいこ と によるもので、 陽極中心部の上側から流れ込む冷却水が、 陽極先端 に衝突し、 その流速が低下して、 バーンアウ ト限界熱流束も低下す る。 陽極先端外表面にかかる熱負荷がバーンァゥ ト限界熱流束を超 える と、 陽極先端の冷却側においてバーンァゥ トが生じ伝熱面温度 が上昇し、 陽極先端が溶損に至る と考えられる。 それ故、 バーンァ ゥ ト限界熱流束が低い陽極先端の中心部は溶損しやすい。
また、 移行型プラズマ加熱の場合、 陽極先端外表面の中心部に熱 が集中しやすいという性質がある。 更に、 陽極表面に一旦電流の集 中ケ所 （アノー ドスポッ ト） が形成される と、 そのアノー ドスポッ 卜に更に電流が集中する性質がある。 つま り、 陽極先端外表面にお いて、 溶解によって損傷が始まる と、 更に損傷が促進し、 最終的に 冷却水側まで達し、 陽極が寿命に至る。
図 3 はプラズマに係る ピンチ効果を説明したものである。 外筒ノ ズル 8 と陽極 3 との隙間 13から吹き出る "ブラズマ 15に比べて十分 温度の低いガス " の流れ 14によ り 、 プラズマ 15は中心方向に集中す る （サーマルピンチ効果） 。 プラズマ中の電流密度は、 一般に、 温 度に対する増加関数であ り、 プラズマ中心部 16の電流密度は、 全体 の平均に比べて大きいので、 陽極先端外表面中心部 17に入射する電 流密度は大き く なる。 従って、 陽極先端外表面の中心部 17において は、 先端外表面の外周部 18に比べ、 損傷の度合いが大きい。 また、 プラズマ中を陽極に向かって運動する電子 21は、 プラズマ中を流れ る電流 19が作り 出す回転磁場 20との相互作用によ り 、 中心方向に向 かう力 22を受ける （磁気的ピンチ効果） 。 また、 図 4に示す様に、 内部を流れる冷却水の水圧、 熱応力ゃク リーブによ り陽極先端は、 外側に凸型に変形する。 この凸型変形は 、 陽極先端外表面の中心部 17に突起 23を形成すること となり、 電場 32は前記突起部 23へ集中する。 プラズマ中を運動する電子 21は電場 32の方向に加速されるので、 電流 19は突起部 23に集中する。 それ故 、 更に、 陽極先端外表面の中心部 17へ電流が集中するのを招く こと になる。 つま り、 陽極先端外表面の中心部 17は、 更に損傷を受けや すくなる。 陽極先端外表面の中心部 17において損傷が進行すると、 最終的に、 陽極の冷却水路 25が破れ、 操業不能状態に陥る。 このよ うに、 陽極先端外表面の中心部 17へ電流が集中することによ り、 陽 極の耐用時間は著しく短縮されてしまう。
図 5における （ a ) 〜 （ d ) は、 アノー ドスポッ トへの電流の集 中について説明するものである。 陽極先端外表面 26の清浄性が良好 な初期状態 （図 5 ( a ) ) において、 電子 21は陽極先端外表面 26に 対してほぼ垂直に入射する。 しかし、 前述した様に （図 4、 参照） 、 陽極先端外表面の中心部 17には電流が集中しやすく、 陽極先端外 表面 26が高温になることで融解 · 蒸発した銅が、 外表面の中心近傍 に、 銅蒸気の蒸気雲 27を形成する （図 5 ( b ) ) 。
電子 21が蒸気雲 27へ衝突するこ とによ り、 蒸発した銅原子 28の中 の電子が励起され、 電離する。 この時、 銅原子よ り電離した電子 29 は質量が小さ く移動度が大きいので、 すぐに陽極先端外表面に入射 する。 しかし、 銅イオン 30は移動度が小さ く蒸気雲 27中に停滞する ので、 蒸気雲 27は正に帯電する （図 5 ( c ) ) 。
この蒸気雲 27の正電荷ポテンシャルによ り、 プラズマアーク中の 電子 21は、 蒸気雪 27へ向かう加速度を受ける （図 5 ( d ) ) 。
結果と して、 アノー ドスポッ ト 31が生じると、 プラズマアーク中 の電子は、 陽極先端外表面 26の近傍において、 陽極先端外表面の中 心部に加速度的に集中する。 このよ う な機構によ り 、 陽極先端の損 傷が加速度的に進行する。 発明の開示
本発明は、 プラズマ加熱用陽極において、 冷却の影響を受けるバ 一ンァゥ ト限界熱流束を向上させ、 上記陽極先端の損傷速度を遅延 させ、 陽極の寿命を延長させるための、 陽極先端形状及び材質に関 するものである。
上記の課題を解決するため、 本発明の要旨とする と ころは、
( 1 ) 直流電流を容器内の溶融金属に通電し、 Arプラズマを発生 させながら溶融金属を加熱する移行型プラズマ加熱用陽極であって 、 内部水冷構造を有する導電性金属からなる陽極と、 前記陽極の外 側に一定の間隔を設け内部水冷構造を有する金属製保護体と、 前記 陽極と前記保護体の間隙に Arを含有する気体を供給する気体供給手 段を有し、 前記陽極先端外表面の中心部が内側に凹んでいるこ とを 特徴とする移行型プラズマ加熱用陽極。
( 2 ) 直流電流を容器内の溶融金属に通電し、 Arプラズマを発生 させながら溶融金属を加熱する移行型プラズマ加熱用陽極であって 、 内部水冷構造を有する導電性金属からなる陽極と、 前記陽極の外 側に一定の間隔を設け内部水冷構造を有する金属製保護体と、 前記 陽極と前記保護体の間隙に Arを含有する気体を供給する気体供給手 段を有し、 前記陽極先端外表面の全体が内側に凹んでいるこ とを特 徴とする移行型プラズマ加熱用陽極。
( 3 ) 直流電流を容器内の溶融金属に通電し、 Arプラズマを発生 させながら溶融金属を加熱する移行型プラズマ加熱用陽極であって 、 内部水冷構造を有する導電性金属からなる陽極と、 前記陽極の外 側に一定の間隔を設け内部水冷構造を有する金属製保護体と、 前記 陽極と前記保護体の間隙に Arを含有する気体を供給する気体供給手 段を有し、 前記陽極先端冷却面にリ ブを有するこ とを特徴とする移 行型プラズマ加熱用陽極。
( 4 ) 直流電流を容器内の溶融金属に通電し、 Arプラズマを発生 させながら溶融金属を加熱する移行型プラズマ加熱用陽極であって 、 内部水冷構造を有する導電性金属からなる陽極と、 前記陽極の外 側に一定の間隔を設け内部水冷構造を有する金属製保護体と、 前記 陽極と前記保護体の間隙に Arを含有する気体を供給する第 1の気体 供給手段を有し、 前記陽極内部に第 2の気体供給手段を有し、 前記 第 2の気体供給手段は陽極先端外表面よ り気体を吹き出す機能を有 するこ とを特徴とする移行型プラズマ加熱用陽極。
( 5 ) 陽極先端外表面の中心部及び全体が内側に凹んでいるこ と を特徴とする （ 1 ) に記載の移行型プラズマ加熱用陽極。
( 6 ) 直流電流を容器内の溶融金属に通電し、 Arプラズマを発生 させながら溶融金属を加熱する移行型プラズマ加熱用陽極であって 、 内部水冷構造を有する導電性金属からなる陽極と、 前記陽極の外 側に一定の間隔を設け内部水冷構造を有する金属製保護体と、 前記 陽極と前記保護体の間隙に Arを含有する気体を供給する気体供給手 段を有し、 前記陽極先端冷却側の中央に突起を有するこ とを特徴と する移行型プラズマ加熱用陽極。
( 7 ) 陽極先端外表面の中心部が内側に凹んでいるこ と を特徴と する （ 6 ) に記載の移行型プラズマ加熱用陽極。
( 8 ) 陽極先端外表面の全体が内側に凹んでいるこ とを特徴とす る （ 6 ) 及び （ 7 ) のいずれか 1項に記載の移行型プラズマ加熱用 陽極
( 9 ) 陽極先端冷却側にリ ブを有するこ とを特徴とする （ 1 ) 、 ( 2 ) 、 （ 5 ) 及び （ 6 ) 〜 （ 8 ) のいずれか 1項に記載の移行型 プラズマ加熱用陽極。
(10) 陽極内部に第 2の気体供給手段を有し、 前記第 2の気体供 給手段は陽極先端外表面よ り気体を吹き出す機能を有する こ とを特 徴とする （ 1 ) 〜 （ 3 ) 、 （ 5 ) 及び （ 6 ) 〜 （ 9 ) のいずれか 1 項に記載の移行型プラズマ加熱用陽極。
(11) 陽極先端外表面の全体及び Z又は中心部が凹んでおり、 か つ、 前記陽極内部に円周方向に回転自在な 1又は 2以上の永久磁石 を有するこ とを特徴とする （ 1 ) 〜 （10) のいずれか 1項に記載の 移行型プラズマ加熱用陽極。
(12) 少なく と も、 陽極先端材質を Cr又は Zrを含む銅合金とする こ とを特徴とする （ 1 ) 〜 （11) のいずれか 1 項に記載の移行型プ ラズマ加熱用陽極。
である。 図面の簡単な説明
図 1 は、 タンディ ッシュ とプラズマ トーチの概略を示す図である 図 2 は、 タンディ ッシュ内の溶鋼を加熱する従来の移行型プラズ マ加熱用陽極の概略を示す図である。
図 3 は、 プラズマにおける ピンチ効果を説明する図である。
図 4は、 陽極先端における凸型変形によ り 、 電流が、 陽極先端外 表面の中心部に集中するのを説明する図である。
図 5 は、 アノー ドスポッ 卜への電流の集中を説明する図である。 図 6 は、 本発明に係る移行型プラズマ加熱用陽極の 1例の垂直断 面を示す図である。
図 7 は、 図 6 で示す移行型プラズマ加熱用陽極の 1例において、 陽極の先端から出る電場の概略を示す図である。 図 8 は、 本発明に係る移行型プラズマ加熱用陽極の他の 1例の垂 直断面を示す図である。
図 9は、 本発明に係る移行型プラズマ加熱用陽極の他の 1例の垂 直断面を示す図である。
図 10は、 本発明に係る移行型プラズマ加熱用陽極の他の 1例の垂 直断面を示す図である。
図 11は、 本発明に係る移行型プラズマ加熱用陽極の他の 1例の垂 直断面を示す図である。
図 12は、 本発明に係る移行型プラズマ加熱用陽極の他の 1例の垂 直断面を示す図である。
図 13は、 本発明に係る移行型プラズマ加熱用陽極の他の 1例の垂 直断面を示す図である。
図 14は、 本発明に係る移行型プラズマ加熱用陽極の他の 1例の垂 直断面を示す図である。
図 15は、 本発明に係る移行型プラズマ加熱用陽極の他の 1例の垂 直断面を示す図である。
図 16は、 図 15で示す移行型プラズマ加熱用陽極の 1例において、 陽極の先端から出る電場の概略を示す図である。
図 17は、 本発明に係る移行型プラズマ加熱用陽極の他の 1例の垂 直断面を示す図である。
図 18は、 本発明に係る移行型プラズマ加熱用陽極の他の 1例の垂 直断面を示す図である。
図 19は、 本発明に係る移行型プラズマ加熱用陽極の他の 1例の垂 直断面を示す図である。
図 20は、 本発明に係る移行型プラズマ加熱用陽極の他の 1例の垂 直断面を示す図である。
図 21は、 本発明に係る移行型プラズマ加熱用陽極の他の 1例の垂 直断面を示す図である。
図 22は、 本発明に係る移行型プラズマ加熱用陽極の他の 1例の垂 直断面を示す図である。
図 23は、 陽極先端におけるク リ ープ変形量を材質で比較する図で ある。
図 24は、 図 23で示す結果を説明する図である。
図 25は、 図 2で示す従来の移行型プラズマ加熱用陽極において、 陽極先端から出る電場の概略を示す図である。
図 26は、 図 12及び図 21で示す移行型プラズマ加熱用陽極の水平断 面を示す図である。
図 27は、 図 13及び図 22で示す移行型プラズマ加熱用陽極の水平断 面を示す図である。
図 28は、 図 13で示す移行型プラズマ加熱用陽極における磁場の概 略を示す図である。
図 29は、 図 20で示す移行型プラズマ加熱用陽極における磁場の概 略を示す図である。
図 30は、 図 10、 図 12、 図 19及び図 21で示す移行型プラズマ加熱用 陽極の水平断面を示す図である。
図 31は、 従来の陽極先端冷却側の伝熱面におけるバーンァゥ ト限 界熱流束の分布を示す図である。
図 32は、 従来の陽極と本発明の陽極先端冷却側の伝熱面における バーンァゥ ト限界熱流束の分布を示す図である。 発明を実施するための最良の形態
前述した様に、 陽極先端の中心部において損傷を引き起こすもの は、 （ a ) 陽極先端の冷却側の伝熱面におけるバーンアウ トの発生 、 ( b ) プラズマに係る ピンチ効果による電流集中、 及び/又は、 ( c ) 電流集中を加速する陽極先端の凸変形やアノー ドスポッ トの 形成、 である。 本発明では、 この様なバーンァゥ 卜の発生、 電流集 中、 及び/又は、 凸変形やアノー ドスポッ トの形成を防止するため に、 （A ) 陽極先端の形状を変更し、 （B ) 陽極先端に高強度合金 を適用し、 及び 又は、 （C ) アノー ドスポッ ト形成防止のための 外乱発生装置を設置する。
プラズマに係るピンチ効果から生じる陽極先端外表面の中心部へ の電流集中を防止するためには、 陽極の有効面積を大きくするこ と が考えられる。 しかし、 設備の取り合い上の問題や、 陽極を大きく する と トーチの質量が増加し、 このことで生じる トーチ保持設備の 限界の問題等で、 陽極の有効面積を十分大きく できない場合がある 。 そのため、 陽極部を適切な形状とすることによ り、 陽極先端外表 面の中心部への電流集中を防止する必要がある。 そのよ うな形状を 採用する本発明例 （前記 （ 1 ) の発明） を図 6に示す。 図 6におい て、 陽極先端外表面の中心部 17を凹ませる。 図 7に示すよ うに、 電 場 32は導体表面に対して垂直に入射するので、 陽極先端外表面の中 心部を凹ませるこ とによ り、 図 25に示す比較例に比べ、 陽極先端外 表面中心部の電束密度を低下させるこ とができて、 電流集中を防ぐ ことができる。
凹部の領域は、 電流集中防止領域を確保するため、 陽極先端中心 から陽極先端半径 Raの 1 Z 5〜 3 / 4を半径とする円であるこ とが 望ましい （図 6、 参照） 。 また、 凹部の中心高さ Hdは、 電流拡散効 果を確保するため、 凹部領域の半径 Rdの 1 Z 3〜 2 / 1 とすること が望ましい （図 6、 参照） 。 また、 本発明において、 気体供給手段 から供給する気体は、 Ar 100 %でも良いし、 Ar75 %以上で電圧上昇 のため N 2 0.：！〜 25 %を含有せしめ、 残部不可避的不純物と しても 良い。 前記 （ 2 ) の発明において、 陽極先端の凸型変形を防止するため の陽極先端外表面の形状の 1例を図 8 に示す。 図 8 において、 陽極 先端にかかる水圧と熱応力によ り生じる凸変形をキャンセルするた めに、 陽極先端外表面の全体 33において、 内側に凹み （ク ラウン） を形成する。 ク ラウンの高さ Heは、 プラズマ加熱時における陽極先 端外表面の変形によ り 、 該外表面が水平面を保持できるよ う に、 1 00〜500 μ mとするこ とが望ま しい。
前記 （ 5 ) の発明は、 前記 （ 1 ) と （ 2 ) の発明を組み合わせた ものであり 、 更に電流集中を防ぐこ とができる。
陽極先端の凸変形を防止するために、 陽極先端が高温状態に至つ た場合でも、 陽極先端の剛性を高く保つ必要がある。 前記 （ 3 ) 又 は （ 9 ) の発明においては、 高剛性を保持するために、 陽極先端の 冷却面側にリ ブを設置する。 図 9 に、 陽極先端の冷却面側の外周部 にリ ブ 34を設置した陽極の垂直断面を示す。 リ ブ 34は、 円周方向に 1枚以上、 好ま しく は、 等間隔に 4枚以上設置する。
リ ブ 34の高さ Hr、 半径方向の長さ L r、 及び、 幅 D rは、 それぞれ、 高剛性を保ちかつ冷却水の流れを防げないよ う にするため、 陽極先 端の半径 Raの 1 Z 5〜 2 3、 陽極先端の半径 Raの 1 / 5〜 2 Z 3 、 及び、 陽極先端の冷却水路幅 D cの 1 Z 4〜 1 / 1 とするのが好ま しい。 しかし、 冷却面内にリ ブを設置する場合、 冷却水路や仕切壁 の形状を変更する必要があるので、 高剛性を保持するためには、 C r - Cu , Zr— Cu又は C r— Zr— Cu等の高強度材を適用するこ とが望ま し レヽ
以上の手段を採用するこ とによ り 、 陽極先端外表面の中心部への 電流集中を防止できるが、 前述したよ う に、 アノー ドスポッ トが形 成される と、 そのアノー ドスポッ トに更に電流集中が生じるので、 陽極先端外表面の中心部以外にァノー ドスポッ トが形成された場合 、 そのアノー ドスポッ トに電流集中が生じる虞がある。 そこで、 ァ ノー ドスポッ ト形成防止用外乱発生装置を用いる本発明例 （前記 （
4 ) の発明と、 前記 （11) の発明） を、 図 10と図 11に示す。
前記 （ 4 ) の発明は、 図 10に示すよ う に、 プラズマ作動ガスを陽 極先端外表面 26から吹き出し、 陽極先端外表面 26の近傍において、 ガスの流れに擾乱や旋回を引き起こすための第 2の気体供給手段 43 を備えるこ とで、 アノー ドスポッ トを移動させるこ とができるもの である。 第 2 の気体供給手段 43は、 陽極先端外表面を貫通する円筒 管とするこ とが好ま しく 、 前記円筒管の外径は、 冷却水の流れを防 げるこ となく確実に気体を供給できるよ う に 1 mn！〜 5 mmと し、 材質 は、 腐食防止のため、 ステンレス、 銅又は腐食防止メ ツキを施した 銅が好ま しい。 また、 上記アノー ドスポッ トを移動させる効果は円 筒管 1本でも得るこ とができるが、 好ま しく は、 図 10及び図 30に示 すよ うに、 陽極中心部に 1本と、 陽極内部に設置された冷却水路仕 切壁 9の内部に円周方向に等間隔に 4〜： 10本設置する。
前記 （11) の発明においては、 図 11に示すよ う に、 陽極の内部に 永久磁石 36を埋め込み、 その永久磁石 36を回転させるこ とで、 時間 的に変動する外部磁場 38 (図 28、 参照） を形成し、 アノー ドスポッ トを移動させるこ とができる。 図 13に示すよ う に、 永久磁石を繋ぐ 羽 46を冷却水路内に設け、 冷却水の流れによ り永久磁石 36を回転さ せるこ とができる。
高剛性を保持するために、 前記 （12) の発明では、 高強度を保て る銅合金を陽極先端に適用する。 但し、 陽極先端外表面の温度を低 く保っために、 前記銅合金の熱伝導率は、 従来材質である無酸素銅 と同程度、 若しく は、 それ以上である必要がある。 この様な条件を 満たす銅合金の例と して、 Cr— Cu、 Zr— Cuと Cr一 Zr— Cuがある。 例 えば、 Cr— Zr— Cuでは、 市販されている Cr0.5〜： 1.5 %、 ZrO.80〜 0.30%、 残部銅の銅合金がある。
冷却伝熱面におけるバーンァゥ トを防止するために、 陽極の有効 面積を大きくすることが考えられる。 しかし、 設備の取り合い上の 問題や、 陽極を大きくする と トーチの質量が増加し、 このことで生 じる トーチ保持設備の限界の問題等で、 陽極の有効面積を十分大き くできない場合がある。 そのため、 陽極先端部を適当な形状とする ことでバーンァゥ 卜の発生を防止する必要がある。 そのよ うな形状 を採用する本発明例 （前記 （ 6 ) の発明） を図 14に示す。
図 14に示すよ うに、 陽極先端の冷却側の中央に、 冷却水の流れ 10 を円滑にするための突起 51を設置する。 突起 51はほぼ円錐形を成し ており、 その側面は冷却水の流れ 10に対する流線型と している。 こ の突起 51によ り、 陽極先端の冷却水側の中心部における冷却水の流 速の低下を防ぐことができ、 バーンアウ ト限界熱流束の向上を図る ことができる。 冷却水の流速の低下防止を効果的に狙うため、 突起 底面の半径 Rp及び突起の高さ Hpは、 それぞれ、 仕切壁 9の内径 R in の 1 Z 1 〜 2 Z 1及び 1 Z 1 〜 3 Z 1 であることが好ましい。
陽極先端部を適切な形状とするこ とによ り、 陽極先端外表面の中 心部への電流集中を防止することを狙った本発明例 （前記 （ 7 ) の 発明） を図 15に示す。
図 15に示すよ うに、 前記 （ 7 ) の発明においては、 陽極先端外表 面の中心部 17を凹ませる。 図 16に示すよ うに、 電場 32は導体表面に 対して垂直に入射するので、 陽極先端外表面中心部を凹ませるこ と によ り、 図 25に示す比較例に比べ、 陽極先端外表面の中心部におけ る電束密度を低下させることができて、 電流集中を防ぐこ とができ る。
凹部の領域は、 電流集中防止領域を確保するため、 陽極先端の中 心を中心と し、 陽極先端の半径 Raの 1 Z 5〜 3 Z 4を半径とする円 であることが望ましい （図 15、 参照） 。 また、 凹部の中心高さ Hdは 、 電流拡散効果を確保するため、 凹部領域の半径 Rdの 1ノ 3〜 2 /
1 とすることが望ましい （図 15、 参照） 。 さ らに、 凹部領域の半径 Rdは陽極先端外表の半径 Raの 1 3〜 3 Z 4であることが好ましい 。 また、 本発明において、 気体供給手段から供給する気体は、 Ar l O 0vo l %でも良いし、 Ar75 vo 1 %以上で電圧上昇のため N 2 0. 1 〜25 vo l %を含有せしめ、 残部不可避的不純物と しても良い。 また、 陽 極先端外表面の中心部を凹ませることによ り、 突起 51を設置したこ とによる先端中心部の厚みの増加を低減できて、 冷却面からの距離 を縮めることにもなるので、 陽極先端外表面の温度を低下させる効 果も狙う こ とができる。
前記 （ 8 ) の発明で採用する、 陽極先端の凸型変形を防止するた めの陽極先端外表面の形状の 1例を図 17に示す。 図 17において、 陽 極先端にかかる水圧と熱応力によ り生じる凸変形をキャンセルする ために、 陽極先端外表面の全体 33において、 内側に凹み （クラウン ) を形成する。 クラウンの高さ Heは、 プラズマ加熱時における陽極 先端外表面の変形によ り、 該外表面が水平面を保持できるよ うに、
100- 500 μ mとするこ とが望ましい。
陽極先端における凸変形を防止するために、 陽極先端が高温状態 に至った場合でも、 陽極先端の剛性を高く保つ必要がある。 前記 （ 9 ) の発明においては、 高剛性を保持するために、 陽極先端の冷却 面側にリ ブを設置する。
図 18は、 陽極先端の冷却面側の外周部にリ ブ 34を設置した陽極の 垂直断面を示す。 リ ブ 34は円周方向に 1枚以上、 好ましく は、 等間 隔に 4枚以上設置する。 リ ブ 34の高さ Hr、 半径方向の長さし r、 及び 、 幅 Drは、 それぞれ、 高剛性を保ちかつ冷却水の流れを防げないよ うにするため、 陽極先端の半径 Raの 1 Z 5〜 2 Z 3、 陽極先端の半 径 Raの 1 Z 5〜 2 Z 3、 及び、 陽極先端の冷却水路幅 D cの 1 / 4〜 1 / 1 とするのが好ま しい。 しかし、 冷却面内にリ ブを設置する場 合、 冷却水路や仕切壁の形状を変更する必要があるので、 高剛性を 保持するためには、 C r— Cu、 Zr— Cu又は C r— Zr— Cu等の高強度材を 適用するこ とが望ま しい。
以上の手段を採用するこ とによ り、 陽極先端外表面の中心部への 電流集中を防止できるが、 前述したよ う に、 アノー ドスポッ トが形 成される とそのアノー ドスポッ トに更に電流集中が生じるので、 陽 極先端外表面の中心部以外にアノー ドスポッ トが形成された場合、 そのアノー ドスポッ トに電流集中を生じる虞がある。 そこで、 ァノ 一ドスポッ ト形成防止用外乱発生装置を用いる本発明例 （前記 （10 ) の発明と前記 （1 1 ) の発明） を、 図 19と図 20に示す。
前記 （10) の発明は、 図 19に示すよ う に、 プラズマ作動ガスを陽 極先端外表面 26から吹き出し、 陽極先端外表面 26の近傍において、 ガスの流れに擾乱や旋回を引き起こすための第 2の気体供給手段 43 を備えるこ とで、 アノー ドスポッ トを移動させるこ とができる。 第 2の気体供給手段 43は、 陽極先端外表面を貫通する円筒管とするこ とが好ま しく 、 前記円筒管の外径は、 冷却水の流れを防げるこ とな く確実に気体を供給できるよ う に 1 mm〜 5 mmと し、 材質は、 腐食防 止のため、 ステンレス、 銅又は腐食防止メ ツキを施した銅が好ま し い。 また、 上記アノー ドスポッ トを移動させる効果は円筒管 1本で も得るこ とができるが、 好ま しく は、 図 19及び図 30に示すよ う に、 陽極中心部に 1本と、 陽極内部に設置された冷却水路の仕切壁 9の 内部に円周方向に等間隔に 4〜 10本設置する。
前記 （1 1 ) の発明においては、 図 20に示すよ う に、 陽極の内部に 永久磁石 36を埋め込み、 その永久磁石 36を回転させるこ とで、 時間 的に変動する外部磁場 38 (図 29、 参照） を形成し、 アノー ドスポッ トを移動させることができ 5。 図 22に示すよ うに、 永久磁石を繋ぐ 羽 46を冷却水路内に設け、 冷却水の流れによ り永久磁石 96を回転さ せることができる。
高剛性を保持するために、 前記 （12) の発明では、 高強度を保て る銅合金を陽極先端に適用する。 但し、 陽極先端外表面の温度を低 く保っために、 前記銅合金の熱伝導率は、 従来材質である無酸素銅 と同程度、 若しく は、 それ以上である必要がある。 この様な条件を 満たす銅合金の例と して、 Cr— Cu、 Zr— Cuと Cr一 Zr— Cuがある。 例 えば、 Cr— Zr— Cuでは、 市販されている Cr0.5〜： L5 %、 ZrO.08〜 0.30%、 残部銅の銅合金がある。
以下に、 本発明の実施例について説明する。
(実施例 1 )
図 12、 図 13、 図 26及び図 27は、 それぞれ本発明の一実施例を示す 断面図である。
図 12及び図 26で示す陽極の特徴は、 以下の （ 1 ) 〜 （ 5 ) の通り である。 なお、 図 12は垂直断面図、 図 17は水平断面図である。
( 1 ) 陽極先端外表面の半径 Ra = 25mra、 陽極先端の厚み Da = 3 mm である。
( 2 ) 陽極先端外表面全体の凹み （クラウン） は、 曲率 Rc = 1041 mmの球面であり、 陽極先端の中心における高さ Heは、 He = 300 μ m である。 このクラウンによ り、 プラズマ加熱操業時における陽極先 端外表面は熱応力変形によ りほぼ平面となる。
( 3 ) 陽極先端外表面の中心部 17において、 半径 rd=10mmの範囲 で、 曲率 Rd= 15mmの球面状の凹部 40を形成する。 陽極先端の中心に おける凹部 40の高さ Hdは、 Hd= 4 mmである。 凹部 40がない従来型 （ 図 25、 参照） に比べ、 陽極先端外表面の中心部 17に入射する電場は 分散し、 電流密度は低下する。 但し、 陽極先端外表面の凹部とその 外側との境界 41は、 大きな凸部を形成しないよ う に滑らかにする必 要がある。 その境界 41の曲率 Rbは、 Rb = 30mm以上が望ま しく 、 本実 施例の場合、 Rb = 50mmと した。
( 4 ) 陽極先端外表面は 500°C以上の高温に曝されるので、 従来 の無酸素銅を用いた陽極では、 ク リ ープ変形をする虞がある。 特に 、 陽極先端外表面において損傷が進行し、 先端厚みが減少する と、 ク リ ープ変形量は大き く なり、 陽極先端は凸型に変形して しま う。 そこで、 陽極の材質に、 C r 0. 08、 Zr O. 15 %を含む銅合金を適用した 。 図 23は、 半径 25mmの銅 （又は銅合金） の円盤につき、 その板厚に 対する、 中心部のク リ ープ変形の変形量 （図 24で示す h e [ mm] ) を 示したものである。 図中、 ◊印の直線 49で示す無酸素銅に対して、 図中、 〇印の直線 50で示す Cr— Zr— Cu合金はク リ ープ変形が小さ く 、 特に、 陽極先端厚み 1. 5 mmにおいては 3桁小さい。 つま り 、 Cr— Zr _ Cu合金は、 無酸素銅に比べ、 ク リ ープ変形し難く 、 陽極先端の 凸型変形を抑えるこ とができるものである。
( 5 a ) 陽極先端外表面に作動ガスを吹き出す 8個の吹き出し口 42 a 〜42 h を、 陽極先端外表面において円周上に設け、 更に、 1 個 の吹き出し口 42 i (図示しない） を陽極先端外表面の中心部に設け る。 そして、 吹き出し口 42 a〜 42 hに繋が り 、 作動ガスを通す内管 43 a 〜43 h を仕切壁 9の内部に設け、 更に、 吹き出し口 42 i (図示 しない） に繋がる内管 43 i を陽極中心軸上に設ける。 作動ガスの旋 回を引き起こすために、 内管 42 a 〜42 hは、 陽極下方において斜め に設けられている。 吹き出し口 42 a 〜 42 i から吹き出す作動ガスが 、 陽極先端外表面の近傍において旋回し、 アノー ドスポッ トを移動 させるこ とができる。
図 2 に示す従来の移行型プラズマ加熱用陽極に比べ、 本発明の移 行型プラズマ加熱用陽極の寿命は、 1. 5〜 2倍に増加した。 図 13及び図 27で示す陽極は、 図 12及び図 26で示す陽極の （ 1 ) ( 4 ) と同じ特徴を有し、 更に、 5つめの特徴と して以下の特徴を 有する。 なお、 図 13は垂直断面図、 図 27は水平断面図である。
( 5 b ) 陽極内部の仕切壁 9の中に、 永久磁石 36を 2個設ける。 この 2個の永久磁石 36 a 36 b は、 陽極を対称軸にして対称な位置 に設置され、 連結棒 44によって繋がれている。 この連結棒 44は、 陽 極先端の冷却側の中心から垂直上方 5 ππηに設置された回転軸 45と連 結しており 、 永久磁石 36 a 36 bは、 回転軸 45を中心に円周方向に 回転可能である。 また、 連結棒 44に固定された羽 46を冷却水路 47内 に設置するこ とで、 冷却水の流れ 48によ り 、 永久磁石 36a 36b を 円周方向に回転する こ とができる。 陽極先端外表面の近傍において 、 永久磁石 36a 36b によって形成される磁場 38 (図 28、 参照） は 、 永久磁石 36 a 36bが回転するこ とで、 時間に対して周期的に変 動する。 磁場と運動する荷電粒子は相互作用をするので、 時間的に 変動する磁場 38によ り 、 プラズマ中のイオンや電子の運動も変動の 影響を受ける。 そのため、 陽極先端外表面においてアノー ドスポッ 卜が形成されても、 時間的に変動する磁場によ り荷電粒子は外乱を 受け、 アノー ドスポッ トを移動するこ とができる。
図 2 に示す従来の移行型プラズマ加熱用陽極に比べ、 本発明の移 行型プラズマ加熱用陽極の寿命は、 1.5 2倍に増加した。
(実施例 2 )
図 21、 図 22、 図 26及び図 27は、 それぞれ本発明の一実施例を示す 断面図である。
図 21及び図 26で示す陽極の特徴は、 以下の （ 1 ) （ 6 ) の通 り である。 なお、 図 21は垂直断面図、 図 26は水平断面図を示す。
( 1 ) 陽極先端外表面の半径 Ra==25mm、 陽極先端の冷却側の半径 Rcool = 22mm、 陽極先端の厚み Da 3 mmである。 ( 2 ) 陽極先端の冷却側の中心部に形成した円錐状の突起 51は、 底面半径 Rp = 15min、 高さ Hp = 20mmであり、 側面は冷却水の流れに沿 う ような流線型を成している。
図 32は、 陽極先端の冷却側の半径 Rc o o l = 22mmの前記陽極先端に おいて、 冷却側の半径を横軸にと り、 バーンアウ ト限界熱流束を縦 軸にと り、 該熱流束の変化を示したものである。 図中、 破線 52は従 来型の陽極 （図 2、 参照） の先端冷却側の伝熱面におけるバーンァ ゥ ト限界熱流束を示し、 図中、 実線 53は、 本発明例の先端冷却側の 伝熱面におけるバーンアウ ト限界熱流束を示す。 図 32よ り、 本発明 例の陽極においては、 従来型の陽極に比べバーンァゥ ト限界熱流束 が向上し、 陽極先端の半径方向において、 バーンアウ ト限界熱流束 が高いレベルで一定に保たれていることがわかる。 即ち、 本発明例 の陽極においては、 バーンァゥ 卜の危険性が低下していることがわ かる。 なお、 突起 51を設置することで先端中心部の肉厚が増加し先 端外表面の中心部の温度が上昇することが考えられるが、 本発明例 においては、 突起 51における冷却伝熱面積が大きいので問題ない。
( 3 ) 陽極先端外表面全体の凹み （クラウン） は、 曲率 Rc = 1041 mmの球面であり、 先端中心における高さ Heは H e = 300 μ mである。 このクラウンによ り、 プラズマ加熱操業時に陽極先端外表面が熱応 力で変形して、 該外表面はぼぼ平面となる。
( 4 ) 陽極先端外表面の中心部 17において、 半径 r d = 10mmの範囲 で、 曲率 Rd = 15mmの球面状の凹部 40を形成する。 陽極先端の中心に おける凹部 40の高さ Hdは Hd = 4 mmである。 凹部 40がない従来型 （図 25、 参照） に比べ、 陽極先端外表面の中心部 17に入射する電場は分 散し、 電流密度は低下する。 但し、 陽極先端外表面の凹部とその外 側との境界 41は、 大きな凸部を形成しないよ うに滑らかにする必要 がある。 その境界 41の曲率 Rbは、 Rb = 30mm以上が望ましく、 本実施 例の場合、 Rb = 50mmと した，
( 5 ) 陽極先端外表面は 500°C以上の高温に曝されるので、 従来 の無酸素銅を用いた陽極では、 ク リ ープ変形をする虞がある。 特に 、 陽極先端外表面において損傷が進行し、 先端厚みが減少する と、 ク リ ープ変形量は大き く なり 、 陽極先端は凸型に変形してしま う。 そこで、 実施例 1 の場合と同様に、 陽極の材質に、 Cr0.08%、 ZrO. 15%を含む銅合金を適用した （図 23、 参照） 。
( 6 a ) 陽極先端外表面に作動ガスを吹き出す 8個の吹き出し口 42a 〜42hを、 陽極先端外表面において円周上に設け、 更に、 1個 の吹き出し口 42 i を陽極先端外表面中心部に設ける。 そして、 吹き 出し口 42a〜 42 hに繋がり、 作動ガスを通す内管 43 a〜 43 h を仕切 壁 9の内部に設け、 更に、 吹き出し口 42 i (図示しない） に繋がる 内管 43 i を陽極中心軸上に設ける。 作動ガスの旋回を引き起こすた めに、 内管 42a 〜42hは、 陽極下方において斜めに設けられている 。 吹き出し口 42 a 〜42 i から吹き出す作動ガスが、 陽極先端外表面 の近傍において旋回し、 アノー ドスポッ トを移動させるこ とができ る。
図 2に示す従来の移行型プラズマ加熱用陽極に比べ、 本発明の移 行型プラズマ加熱用陽極の寿命は、 1.5培〜 2倍に増加した。
図 22及び図 27で示す陽極は、 図 21及び図 26で示す陽極の （ 1 ) 〜 ( 4 ) と同じ特徴を有し、 更に、 5つめの特徴と して以下の特徴を 有する。 なお、 図 22は垂直断面図、 図 27は水平断面図である。
( 6 b ) 陽極内部の仕切壁 9の中に、 永久磁石 36を 2個設ける。 この 2個の永久磁石 36 a 、 36 b は、 陽極を対称軸と して対称な位置 に設置され、 連結棒 44によって繋がれている。 この連結棒 44は、 陽 極先端の冷却側の中心から垂直上方 5 mmに設置された回転軸 45と連 結しており 、 永久磁石 36a 、 36b は、 回転軸 45を中心に円周方向に 回転可能である。 また、 連結棒 44に固定された羽 46を冷却水路 47内 に設置するこ とで、 冷却水の流れ 48によ り 、 永久磁石 36 a 、 36 b を 円周方向に回転するこ とができる。 陽極先端外表面の近傍において 、 永久磁石 36 a 、 36 b によって形成される磁場 38 (図 29、 参照） は 、 永久磁石 36 a 、 36 bが回転するこ とで、 時間に対して周期的に変 動する。 磁場と運動する荷電粒子は相互作用をするので、 時間的に 変動する磁場 38によ り、 プラズマ中のイオンや電子の運動も変動の 影響を受ける。 そのため、 陽極先端外表面においてアノー ドスポッ 卜が形成されても、 時間的に変動する磁場によ り荷電粒子は外乱を 受け、 ァノー ドスポッ トを移動する こ とができる。
図 2に示す従来の移行型プラズマ加熱用陽極に比べ、 本発明の移 行型プラズマ加熱用陽極の寿命は、 1. 5〜 2倍に増加した。 産業上の利用可能性
本発明によ り 、 直流電流ツイ ン トーチ型プラズマ加熱装置におい て、 陽極先端の損傷速度を遅延させ、 該装置の寿命を延長させるこ とができるので、 本発明は、 産業上の利用可能性が大きいものであ る。

Claims

請 求 の 範 囲
1 . 直流電流を容器内の溶融金属に通電し、 Arプラズマを発生さ せながら溶融金属を加熱する移行型プラズマ加熱用陽極であって、 内部水冷構造を有する導電性金属からなる陽極と、 前記陽極の外側 に一定の間隔を設け内部水冷構造を有する金属製保護体と、 前記陽 極と前記保護体の間隙に Arを含有する気体を供給する気体供給手段 を有し、 前記陽極先端外表面の中心部が内側に凹んでいるこ と を特 徴とする移行型プラズマ加熱用陽極。
2 . 直流電流を容器内の溶融金属に通電し、 Arプラズマを発生さ せながら溶融金属を加熱する移行型プラズマ加熱用陽極であって、 内部水冷構造を有する導電性金属からなる陽極と、 前記陽極の外側 に一定の間隔を設け内部水冷構造を有する金属製保護体と、 前記陽 極と前記保護体の間隙に Arを含有する気体を供給する気体供給手段 を有し、 前記陽極先端外表面の全体が内側に凹んでいるこ とを特徴 とする移行型プラズマ加熱用陽極。
3 . 直流電流を容器内の溶融金属に通電し、 Arプラズマを発生さ せながら溶融金属を加熱する移行型プラズマ加熱用陽極であって、 内部水冷構造を有する導電性金属からなる陽極と、 前記陽極の外側 に一定の間隔を設け内部水冷構造を有する金属製保護体と、 前記陽 極と前記保護体の間隙に Arを含有する気体を供給する気体供給手段 を有し、 前記陽極先端冷却面に リ ブを有するこ とを特徴とする移行 型プラズマ加熱用陽極。
4 . 直流電流を容器内の溶融金属に通電し、 Arプラズマを発生さ せながら溶融金属を加熱する移行型プラズマ加熱用陽極であって、 内部水冷構造を有する導電性金属からなる陽極と、 前記陽極の外側 に一定の間隔を設け内部水冷構造を有する金属製保護体と、 前記陽 極と前記保護体の間隙に Arを含有する気体を供給する第 1 の気体供 給手段を有し、 前記陽極内部に第 2の気体供給手段を有し、 前記第 2の気体供給手段は陽極先端外表面よ り気体を吹き出す機能を有す ることを特徴とする移行型プラズマ加熱用陽極。
5 . 陽極先端外表面の中心部及び全体が内側に凹んでいることを 特徴とする請求の範囲 1 に記載の移行型プラズマ加熱用陽極。
6 . 直流電流を容器内の溶融金属に通電し、 Arプラズマを発生さ せながら溶融金属を加熱する移行型プラズマ加熱用陽極であって、 内部水冷構造を有する導電性金属からなる陽極と、 前記陽極の外側 に一定の間隔を設け内部水冷構造を有する金属製保護体と、 前記陽 極と前記保護体の間隙に Arを含有する気体を供給する気体供給手段 を有し、 前記陽極先端冷却側の中央に突起を有することを特徴とす る移行型プラズマ加熱用陽極。
7 . 陽極先端外表面の中心部が内側に凹んでいることを特徴とす る請求の範囲 6に記載の移行型プラズマ加熱用陽極。
8 . 陽極先端外表面の全体が内側に凹んでいることを特徴とする 請求の範囲 6及び 7のいずれか 1項に記載の移行型プラズマ加熱用 陽極。
9 . 陽極先端冷却側にリ ブを有するこ とを特徴とする請求の範囲 1， 2 , 5及び 6〜 8のいずれか 1項に記載の移行型プラズマ加熱 用陽極。
10. 陽極内部に第 2 の気体供給手段を有し、 前記第 2の気体供給 手段は陽極先端外表面よ り気体を吹き出す機能を有するこ とを特徴 とする請求の範囲 1〜 3， 5及び 6〜 9のいずれか 1項に記載の移 行型プラズマ加熱用陽極。
11 . 陽極先端外表面の全体及び/又は中心部が凹んでおり、 かつ 、 前記陽極内部に円周方向に回転自在な 1又は 2以上の永久磁石を 有するこ とを特徴とする請: の範囲 1 〜 10のいずれか 1 項に記載の 移行型プラズマ加熱用陽極。
12. 少なく と も、 陽極先端材質を C r又は Zrを含む銅合金とするこ とを特徴とする請求の範囲 1 〜： 11のいずれか 1 項に記載の移行型プ ラズマ加熱用陽極。
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