WO2020217890A1 - 含クロム溶鉄の製造方法 - Google Patents

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electric furnace
mass
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紀史 浅原
勝彦 加藤
幹男 府高
田中　康弘
尚樹 金子
中川　淳一
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日本製鉄株式会社
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    • Y02P10/20—Recycling

Definitions

  • This disclosure relates to a method for producing chromium-containing molten iron.
  • Patent Document 1 discloses a technique for returning converter slag to an electric furnace and reducing it in the electric furnace. According to this technique, it is stated that metallic chromium can be sufficiently recovered. Further, Patent Document 2 discloses a technique for reducing chromium in an electric furnace without using an F-containing substance such as fluorite. According to this technique, it is described that metallic chromium can be effectively reduced and recovered from chromium oxide.
  • Patent Document 1 Japanese Patent Application Laid-Open No. 2010-242128
  • Patent Document 2 Japanese Patent Application Laid-Open No. 2010-90428
  • Patent Documents 1 and 2 can suppress the amount of slag generated to the outside of the system, but the amount of slag reduction is insufficient from the viewpoint of social demand for environmental harmony. In addition, as the demand for stainless steel products increases, it is also required to be able to efficiently recover chromium.
  • the present disclosure provides a method for producing chromium-containing molten iron capable of efficiently reducing unreduced slag containing chromium oxide generated by oxidative refining to recover chromium and suppressing the amount of slag generated.
  • the purpose is to provide.
  • a charge containing unreduced slag containing oxides has a mass ratio of 0.30 to 0.40 defined by the amount of metallic Si / Cr oxide, and a C concentration of 2.0% by mass or more and a saturation concentration or less.
  • the diameter of the circle passing through the center of each of the three electrodes viewed from the central axis direction of the electric furnace is PCD (m), and the vertical distance from the tip of each of the three electrodes to the static molten metal surface of molten iron.
  • the deflection angle of the arc is ⁇ (deg)
  • the operation is performed under the conditions satisfying the following equations (1) to (4) to produce molten iron containing Cr in which the Cr oxide has been reduced.
  • the furnace center is located at the center of gravity of a triangle whose apex is the center of each of the three electrodes, and the electric furnace is further viewed from the central axis direction.
  • the furnace bottom excluding the band region.
  • ⁇ 4> The method for producing chromium-containing molten iron according to any one of ⁇ 1> to ⁇ 3>, wherein the stirring power density during operation of the electric furnace is set to 0.01 kW / ton or more and 1.0 kW / ton or less. ..
  • the container contains a carbon source, a silicon source, a CaO source, and an Al 2 O 3 source.
  • a carbon source a silicon source
  • a CaO source a CaO source
  • Al 2 O 3 source a carbon source
  • the containers other than the metal raw material, they are auxiliary raw materials.
  • the content of the auxiliary material with a mesh over 25 mm is 5% by mass or more and 30% by mass or less with respect to the entire container, and the content of the auxiliary material with a mesh under 3.15 mm is the charge.
  • the C concentration and Si concentration in the molten iron after the reduction treatment satisfy the condition of the following formula (5), and the relationship between the CaO concentration, the SiO 2 concentration and the Al 2 O 3 concentration in the slag after the reduction treatment is The method for producing chromium-containing molten iron according to any one of ⁇ 1> to ⁇ 4>, wherein the charged material is charged into the electric furnace so as to satisfy the condition of the following formula (6).
  • [C] and [Si] are the C concentration (mass%) and Si concentration (mass%) in the molten iron after the reduction treatment, respectively, and (CaO), (SiO 2 ) and (Al 2 O 3 ) are respectively.
  • T represents the temperature (°C) Molten after the reduction treatment.
  • the maximum temperature reached of the surface temperature of the refractory furnace wall of the electric furnace in one charge is 1000 ° C. or more and 1800 ° C. or less, and the surface temperature of the refractory furnace wall is 1000 ° C. or more and 1800 ° C. or less.
  • the heat flux from the surface of the refractory furnace wall to the inside of the furnace body is set to 150 Mcal / m 2 / hr or less to melt the charged material charged in the electric furnace ⁇ 1> to ⁇ .
  • the method for producing a chromium-containing molten iron according to any one of 6>.
  • chromium-containing molten iron capable of efficiently reducing unreduced slag containing chromium oxide generated by oxidative refining to recover chromium and suppressing the amount of slag generated. it can.
  • the numerical range represented by using “-” means a range including the numerical values before and after “-” as the lower limit value and the upper limit value.
  • the numerical range when “greater than” or “less than” is added to the numerical values before and after “to” means a range in which these numerical values are not included as the lower limit value or the upper limit value.
  • the upper limit value or the lower limit value of the numerical range described stepwise may be replaced with the upper limit value or the lower limit value of the numerical range described stepwise. , May be replaced with the values shown in the examples.
  • “%” means “mass%”.
  • FIG. 1 is a vertical sectional view of an electric furnace for producing chromium-containing molten iron in the present embodiment.
  • the detailed structure of the electric furnace used in the present embodiment will be described.
  • the electric furnace 10 used in the present embodiment is an AC electric furnace having three electrodes as shown in FIG. Details will be described later, but in the present embodiment, unreduced slag containing chromium oxide generated by oxidative refining, for example, chromium-containing molten iron, is decarburized in a converter which is a subsequent step as a charge to the electric furnace. Separately charged converter slag, ferrochrome containing metallic Si and / or ferrosilicon as a metal raw material, and other auxiliary raw materials as needed are charged into the electric furnace 10 to form unreduced slag. Chromium-containing molten iron is produced by reducing the contained Cr oxide with a metal Si derived from ferrochrome and / or ferrosilicon.
  • a plurality of agitating gas blowing plugs 13 are installed in the bottom 12 of the electric furnace 10, and the number of agitating gas blowing plugs 13 is 0.12 or more per 1 m 2 of the molten metal surface area, and further adjacent stirring gas. Assuming that the distance between the centers of the blowing plug 13 is L and the molten metal depth from the furnace bottom 12 to the molten metal surface is H, the L / H is preferably 0.50 or more. This makes it possible to further improve the efficiency of reduction and recovery of chromium oxide.
  • the molten metal surface area is the area of the molten metal surface when the electric furnace 10 is viewed from above. Further, the distance L between the centers of the adjacent stirring gas blowing plugs 13 is a horizontal distance.
  • the molten metal depth H is the average value of the molten metal depths at the two adjacent plug positions. Generally, the molten metal depth H is 50 cm or more, and the maximum value is about 2 m in a large electric furnace.
  • Stirring of the molten metal appropriately promotes contact between the undissolved charge and the molten metal, and promotes heating and melting of the charged material.
  • the electric furnace 10 is a shallow bath, the stirring efficiency is low, and there is a limit to the range in which the molten metal can be well stirred by one stirring gas blowing plug 13.
  • the number of the stirring gas blowing plugs 13 per 1 m 2 of the molten metal surface area is within the above range.
  • the "stirring gas blowing number of plugs per molten metal surface area 1 m 2” in which the number of stirring gas blowing plug 13 divided by the molten metal surface area at operation.
  • the area of the weakly agitated region is reduced and the entire molten metal is well agitated, and as a result, the contact between the charge and the molten metal is promoted, and the heating and melting of the charge are promoted.
  • There is a physical upper limit (installation location) for the number of agitated gas blowing plugs to be installed and it is generally considered that the upper limit is about 0.5 per 1 m 2 of the molten metal surface area.
  • the upper limit of L / H does not need to be set in particular, but there is a physical upper limit of L / H, which is generally about 5.
  • the electric furnace 10 is viewed in a plan view from the central axis direction, and each center of the three electrodes 15a, 15b, and 15c is set as an apex.
  • the furnace center 11 is arranged at the center of the triangle, and the electric furnace 10 is viewed in a plan view, and the virtual line extending from the furnace center 11 through the centers of the electrodes 15a, 15b, and 15c to the refractory furnace wall 14 is used as the center line.
  • the stirring gas blowing plug 13 Assuming a band region 16 having a width of the diameter of the electrode, it is preferable to arrange the stirring gas blowing plug 13 in the furnace bottom region excluding the band region 16.
  • an electromagnetic force is generated between conductors in which current flows in parallel.
  • an outward electromagnetic force acts on the arc with respect to the electrode circle.
  • the arc is tilted toward the furnace wall rather than vertically.
  • the arc directed to the furnace wall blows an arc jet stream of high-temperature gas onto the furnace wall along a virtual line extending from the center of the furnace through the center of the electrodes to the furnace wall.
  • This arcjet flow flowing at high speed on the surface layer of the molten metal bath surface gives a shearing force to the molten metal bath surface, and the molten metal flow along the arcjet flow is generated.
  • the stirring gas blowing plug has a region that does not hinder the flow of molten metal due to the arcjet flow, that is, a band region whose center line is a virtual line extending from the center of the furnace to the furnace wall through the center of the electrode and the width of the diameter of the electrode. It is preferably arranged in the bottom area to be excluded. In this case, at least one of the plurality of agitating gas blowing plugs may be arranged in the fire bottom region excluding the band region, but all the agitating gas blowing plugs may be arranged in the fire bottom region excluding the band region. More preferred.
  • the wear of refractories in the electric furnace can be suppressed, the non-operating time of the electric furnace can be shortened, the time can be devoted to the dissolution and reduction of unreduced slag, and the reduction and recovery of chromium oxide can be further improved. Become.
  • the three electrodes 15a, 15b, and 15c are arranged in the central portion of the furnace body 17 so as to form an equilateral triangle with each center as the apex.
  • a refractory furnace wall 14 is provided on the inner surface of the furnace body 17.
  • the electric furnace 10 according to the present embodiment is a refractory furnace at a position facing the electrodes 15a, 15b, 15c in the radial direction with the furnace body 17, which receives a large amount of radiant heat of the arc generated between the metal raw material and the electrodes.
  • a temperature measuring unit 30 for measuring the temperature of the surface of the wall 14 is provided.
  • the temperature measuring unit 30 is composed of three thermocouples 31, 33, and 35, respectively.
  • the thermocouples 31, 33, and 35 are provided so as to penetrate the furnace body 17 and the perm refractory 14a and the ware refractory 14b constructed on the inner surface thereof so that the tip portion is located inside the ware refractory 14b. ..
  • the tips of the thermocouples 31, 33, and 35 are arranged so that the distances L1, L2, and L3 from the surface of the perm refractory 14a in the radial direction of the furnace body 17 are different. As a result, the temperature distribution on the inner wall surface of the furnace at the position measured by the temperature measuring unit 30 can be estimated.
  • the temperature measurement value measured by the temperature measurement unit 30 is output to the control device 40 that controls the operation of the electric furnace 10.
  • the temperature measuring unit 30 in the present embodiment is composed of three thermocouples 31, 33, and 35, but the present invention is not limited to this example, and the temperature measuring unit 30 may be composed of a plurality of thermocouples.
  • the temperature measurement values measured by the thermocouples 31, 33 and 35 are output to the control device 40.
  • the control device 40 calculates the temperature gradient in the refractory thickness direction based on these temperature measurement values, and estimates the surface temperature of the refractory furnace wall 14. By obtaining the temperature gradient in the refractory thickness direction in this way, the surface temperature of the refractory furnace wall 14 can be estimated more accurately based on the temperature gradient.
  • the acquisition of the surface temperature of the refractory furnace wall 14 is not limited to such a method, and for example, a method of directly measuring the surface temperature or another appropriate surface temperature estimation method may be used.
  • the electric furnace 10 in the present embodiment can also measure the heat flux from the surface of the refractory furnace wall 14 to the inside of the furnace body.
  • the heat flux can be obtained by, for example, the temperature measuring unit 30 shown in FIG. 3, similar to the measurement of the surface temperature of the refractory furnace wall.
  • the temperature measurement values measured by the plurality of thermocouples 31, 33, 35 installed so that the tip portion is located at different positions in the refractory furnace wall 14 in the refractory thickness direction are output to the control device 40.
  • the control device 40 calculates the temperature gradient in the refractory thickness direction based on these temperature measurement values, and estimates the heat flux from the surface of the refractory furnace wall 14 to the inside of the furnace body 10.
  • the temperature gradient is calculated at a predetermined sampling time (for example, an arbitrary time of 300 seconds or less) to estimate the heat flux.
  • the heat flux may be calculated by performing an inverse problem analysis in heat transfer from the time course of the temperature measurement values at two points using any two temperature measurement values of the thermocouples 31, 33, and 35.
  • the heat flux is not limited to this method, and other appropriate surface temperature estimation methods and heat flux estimation methods may be used.
  • the heat flux is acquired based on the temperature measurement values of each of the three temperature measurement units 30. Then, the maximum heat flux in each charge is determined from the obtained heat flux.
  • a separately charged converter slag generated by decarburization treatment (oxidation refining) in a converter which is a subsequent process is used as an electric furnace as an unreduced slag containing Cr oxide after oxidation refining, which will be described later.
  • the out-of-system discharge of converter slag becomes zero, and slag to be discharged to the outside of the system is generated only in the electric furnace, so that the total amount of slag generated in the entire melting process can be reduced.
  • the decarburization treatment in the converter in the subsequent process can be performed under known conditions.
  • the amount of metallic Si refers to the amount of metallic silicon contained in ferrosilicon and ferrochrome.
  • ferrosilicon may be used as the metal Si source, from the viewpoint of reducing the ratio of the amount of metal Si / the amount of Cr oxide to 0.40 or less, only ferrochrome containing metal Si or ferrochrome containing metal Si is used. It is preferable to use ferrosilicon together.
  • the mass ratio defined by the amount of metallic Si / the amount of Cr oxide is less than 0.30, the amount of metallic silicon is insufficient under the condition assuming the heating rate described later, and the chromium oxide in the slag produced in the electric furnace is relatively high. The amount of chromium increases, and chromium cannot be reduced efficiently. Further, when the mass ratio defined by the amount of metallic Si / the amount of Cr oxide exceeds 0.40, the amount of silicon in the chromium-containing molten iron to be produced increases, and it is produced in the oxidation refining step in the converter, which is a subsequent step. The amount of converter slag increases.
  • both the amount of refluxed slag and the amount of refluxed chromium oxide are increased. ..
  • the amount of metallic silicon used increases according to the increased amount of slag and the amount of chromium oxide, resulting in an increase in the amount of slag generated in the electric furnace, and as the number of operations increases. The inconvenience of increasing the amount of slag in the electric furnace occurs.
  • ⁇ C concentration 2.0% by mass or more>
  • the C concentration is set to 2.0% by mass or more for the purpose of improving the efficiency of reduction and recovery of chromium oxide.
  • the upper limit of the C concentration is not particularly limited, but is substantially equal to or less than the saturation concentration according to the Cr concentration.
  • the saturation concentration of carbon differs depending on the Cr concentration. For example, when the Cr concentration is 0% by mass, the saturation concentration of carbon is about 4.4% by mass, and in a normal chromium-containing steel having a Cr concentration of about 10%, it is about 5.5% by mass.
  • the activity of silicon is a factor that affects the reduction reaction, but by setting the C concentration to 2.0% by mass or more, the activity of silicon is maintained at a high level.
  • the reduction reaction can be suitably carried out.
  • Carbon is contained in carbonaceous materials such as coke and coal, or ferrochrome, and the C concentration can be adjusted to 2.0% by mass or more by adjusting the charge amount thereof.
  • an AC electric furnace has three electrodes, and each electrode is arranged on one circumference.
  • the diameter of a circle passing through each center of the three electrodes viewed in a plane from the central axis direction is defined as PCD (m).
  • 5A and 5B each show a cross section of an electric furnace, and FIG. 5A shows a cross section of AA of FIG. 5B. As shown in FIG.
  • the diameter of the furnace body 17 (representing the furnace shell here) in the electric furnace is D f (m)
  • the static molten metal surface of the molten iron 100 is formed from the tips of the electrodes 15a, 15b, and 15c. the vertical distance to, and the average electrode height H e (m).
  • the position of the static molten metal surface of the molten iron 100 can be geometrically calculated from, for example, the amount of metal charged and the volume of the inner surface of the refractory furnace wall. It can also be measured by a method using a microwave or an iron bar.
  • the position of the electrode tip can be calculated, for example, from the value obtained by measuring the distance from the electrode grip portion to the electrode tip before the start of charging and the position of the electrode grip portion during operation. If each electrode height H e are different by three electrodes, using the average value.
  • the arcs 20a, 20b, 20c generated between the electrodes 15a, 15b, 15c and the molten metal surface in the three-phase AC electric furnace have a deflection angle with respect to the vertical downward direction. , It is known to deflect the electric furnace horizontally outward. Due to this deflection, the thrust of the arc has a horizontal component as well as a vertical component.
  • arc 20a, 20b in relation to the spread diameter D arc and furnace diameter D f of the entire 20c, the following (3) satisfies the formula, and the molten slag shown in mean electrode height H e and 5 In relation to the thickness H s (m), it is necessary to satisfy the following equation (4). 0.22 ⁇ Dark / D f ⁇ 0.30 ... (3) 0.35 ⁇ H e / H s ⁇ 1.50 ⁇ (4)
  • the molten slag thickness H s is the vertical distance from the static molten metal surface of the molten slag 50 to the stationary molten metal surface of the molten iron 100, as shown in FIG. 5A.
  • the static molten metal surface of the molten slag 50 can be geometrically calculated from, for example, the amount of auxiliary raw materials charged and the volume of the inner surface of the refractory furnace wall in the furnace, and can be calculated geometrically from microwaves and iron bars. It can also be measured by a method using.
  • the mass ratio of the amount of metallic Si / the amount of Cr oxide and the C concentration in the container charged into the electric furnace within a predetermined range, and further setting the positional relationship of the three electrodes as a predetermined condition. It is possible to efficiently recover chromium and reduce the amount of slag discharged to the outside of the system. Further, preferably, as described later, if the unreduced slag can be rapidly dissolved by controlling the particle size of the auxiliary raw material to be charged and the slag component after the treatment, the chromium can be recovered more efficiently by the reduction of chromium oxide. be able to.
  • auxiliary raw material refers to charges other than metal raw materials (ferrochrome, ferrosilicon, scrap, etc.), and in addition to converter slag (unreduced slag), oxides (fresh lime, silica stone, magnesia, alumina, decommissioning material) , Metal oxides), charcoal oxides (limestone, slagite), hydroxides (metal or semi-metal hydroxides). These can be charged into an electric furnace as needed.
  • the mass ratio of the auxiliary material having a mesh size of over 25 mm (hereinafter, may be referred to as “lumpy auxiliary material”) that is difficult to heat and dissolve with respect to the entire charge, and the sieve that is easily heated and dissolved.
  • the mass ratio of the auxiliary material with a mesh of 3.15 mm under (hereinafter, sometimes referred to as "fine powder auxiliary material") to the entire charge, the chromium can be recovered more efficiently. it can.
  • the above-mentioned 25 mm over mesh and 3.15 mm under mesh are left on the sieve of JIS Z8801-2: 2000 with a nominal opening of 25 mm and a sieve with a nominal opening of 3.15 mm, respectively. Refers to the one under the sieve.
  • ⁇ Mass ratio of auxiliary material over 25 mm mesh to the entire container 5 to 30% by mass>
  • the mass ratio of the auxiliary raw material having a sieve mesh over 25 mm to the entire charge is preferably 5 to 30% by mass.
  • the mass ratio of the auxiliary material having a sieve mesh of 25 mm or more with respect to the charged material is specified in order to specify the composition of the auxiliary material that is difficult to heat and dissolve. In addition, a part or all of the lumpy auxiliary raw material which is difficult to dissolve becomes unreduced slag.
  • the chromium oxide in the slag is dissolved, and the reduction reaction of the chromium oxide with molten iron changes from a solid-liquid reaction to a liquid-liquid reaction. change.
  • the chromium reduction capacity coefficient which is an index of the reduction reaction of chromium oxide, is significantly improved from about 0.01 (1 / min) to 0.05 (1/min) or more, and the reduction reaction is efficient. You can proceed to.
  • the chromium reduction capacity coefficient is a value representing a change in the concentration of chromium oxide per unit time, and is an index of the ease of progress of the reduction reaction.
  • the mass ratio of the auxiliary raw material having a sieve mesh over 25 mm to the entire charge is less than 5% by mass, it is difficult to obtain the effect. Further, if the mass ratio of the auxiliary raw material having a mesh over 25 mm to the entire charged material exceeds 30% by mass, it takes a lot of time for heating and melting, and the efficiency of the reduction reaction tends to decrease.
  • the mass ratio of the auxiliary raw material having a sieve mesh of 3.15 mm under to the entire charge is preferably 3.0% by mass or more.
  • the auxiliary material having a sieve mesh of 3.15 mm under is easily dissolved after heating to promote the dissolution of the massive auxiliary material. If the mass ratio of the fine powder auxiliary material to the entire charge is 3.0% by mass or more, it will be present around the massive auxiliary material after the fine powder auxiliary material is dissolved, and the stirring action by the arc jet flow of the electric furnace It can also contribute to the promotion of heating and melting of the bulk auxiliary material.
  • the mass ratio of the auxiliary raw material under the sieve mesh of 3.15 mm to the entire charge is less than 3.0% by mass, the effect cannot be sufficiently obtained. Further, although the upper limit is not particularly specified, even if the fine powder auxiliary material is added in an amount of more than 25% by mass with respect to the entire container, the effect is saturated.
  • the fine powder auxiliary material may or may not contain unreduced slag.
  • the metal raw material (scrap, ferroalloy, granular iron, solid or melt) is preferably contained in an amount of 45% by mass or more based on the total charge in consideration of the electrical conductivity in the electric furnace.
  • the charged material is composed of the above-mentioned auxiliary raw material and the metal raw material
  • the fine powder auxiliary raw material is 3% by mass or more and the massive auxiliary raw material is 5% by mass or more. Therefore, the metal raw material is the entire charged material. It is preferably 92% by mass or less.
  • the heat dissolution of the bulk auxiliary material can be promoted by containing the fine powder auxiliary material in a certain ratio. Further, after the reduction treatment, when the ultimate temperature, C concentration, and Si concentration satisfying the formula (5) described later, and by satisfying the formula (6) described later, favorable viscosity conditions for the slag can be secured. , Chromium reduction can be more preferably realized.
  • [C] and [Si] represent the C concentration and the Si concentration (mass%) in the molten iron, respectively, and T represents the molten iron temperature (° C.) immediately after the reduction treatment.
  • the C concentration and the Si concentration can be adjusted by controlling the addition amounts of the carbon source and the silicon source in the container.
  • the carbon source carbon materials such as coke and coal and carbon contained in ferrochrome can be used.
  • the silicon source ferrosilicon, metallic silicon, silicon contained in ferrochrome, or the like can be used.
  • the chromium oxide can be reduced more efficiently.
  • the slag composition proper region i.e., (6) the range of expression
  • the CaO source CaO content contained in quicklime, limestone, dolomite and the like can be used.
  • Al 2 O 3 source aluminum ash, high alumina brick, Al 2 O 3 minutes contained in secondary refining slag or the like can be used. 0.04 ⁇ (CaO) / ⁇ (SiO 2 ) ⁇ (Al 2 O 3 ) ⁇ ⁇ 0.20 ⁇ ⁇ ⁇ (6)
  • (CaO), (SiO 2 ), and (Al 2 O 3 ) represent the CaO concentration, the SiO 2 concentration, and the Al 2 O 3 concentration (mass%) in the slag after the reduction treatment, respectively.
  • the viscosity has a large effect on the solubility of the slag, and the viscosity decreases as the slag dissolves. It is important to try. It is generally known that the viscosity of this slag increases when Al 2 O 3 is added to basic slag and decreases when Al 2 O 3 is added to acidic slag (eg, No. 1). 3rd Edition Steel Handbook Vol. I, p.43).
  • the viscosity of the slag can decrease as the amount increases. That is, M. S. I.
  • the by 0.04 or more, the Cr 2 O 3 concentration in the pre-reduction treatment was high concentration of more than 30% by weight slag, to a low concentration of less than 10% by weight after the reduction treatment, more efficiently It is preferable because it can be reduced.
  • M. S. I. When the value exceeds 0.20, the melting point of the slag is remarkably increased, the dissolution of the slag is inhibited, and the reduction rate of chromium is greatly reduced. Therefore, in order to secure the reduction rate of chromium, M.I. S. I. Is preferably 0.20 or less.
  • the slag can be dissolved substantially without using fluorine, and the chromium oxide can be obtained. It is possible to reduce more efficiently.
  • fluorine is substantially not used means that the elution of fluorine from the slag after the reduction treatment is not significantly observed, and the slag composition after the reduction treatment is 0.5 in terms of CaF 2. It refers to the case where it is mass% or less, but more preferably 0.3 mass% or less.
  • the Al 2 O 3 concentration in the slag after the reduction treatment is 5.0% by mass or more.
  • the Al 2 O 3 concentration exceeds 30.0% by mass, the effect of promoting the reduction of chromium oxide cannot be expected due to the dissolution of slag, and the cost of the alumina source is high. Therefore, 30.0% by mass. The following is preferable.
  • the stirring power density can be controlled by the stirring gas (bottom blowing gas) from the stirring gas blowing plug.
  • the stirring power density By setting the stirring power density to 0.01 kW / ton or more, it is possible to obtain a stirring effect for efficient reduction of chromium oxide.
  • the stirring power density exceeds 1.0 kW / ton, the stirring gas may blow through the molten metal and not contribute to stirring.
  • the surface of the molten metal fluctuates sharply, and although the operation is possible, the refractory may be noticeably damaged. Therefore, the stirring power density is preferably 1.0 kW / ton or less.
  • the stirring power density ⁇ for each stirring gas blowing plug is expressed by the following equation (7). Therefore, the total stirring power density for each stirring gas blowing plug is the stirring power density of the electric furnace.
  • ⁇ (0.371 ⁇ Q ⁇ T l / W) ⁇ [ln ⁇ 1 + (9.8 ⁇ ⁇ l ⁇ h) / P a ⁇ + ⁇ (1-T n / T l )] ⁇ ⁇ ⁇ (7)
  • ⁇ stirring power density (kW / ton)
  • Q stirring gas flow rate (Nm 3 / sec)
  • T l molten iron temperature (K)
  • W molten iron mass (ton)
  • T n stirring gas temperature (K)
  • ⁇ l density of molten iron (kg / m 3)
  • h depth bath in stirring gas blowing plug (m)
  • P a pressure of the atmosphere (Pa)
  • efficient stirring makes it possible to dissolve unreduced slag more quickly.
  • the maximum temperature reached by the surface temperature of the refractory furnace wall in one charge is 1000 ° C. or higher and 1800 ° C. or lower.
  • the surface temperature of the refractory furnace wall can be measured by the method described above. When the maximum temperature reached exceeds 1800 ° C., the surface temperature of the refractory furnace wall becomes close to the melting point of the refractory, and the strength is remarkably lowered. When the strength of the refractory furnace wall is reduced, the melting damage of the refractory furnace wall becomes remarkable due to the scattering of molten metal or slag.
  • the surface temperature of the refractory furnace wall is preferably 1800 ° C. or lower.
  • the maximum temperature reached is preferably 1000 ° C. or higher.
  • the heat flux from the surface of the refractory furnace wall to the inside of the furnace body is preferably 150 Mcal / m 2 / hr or less.
  • the heat flux from the surface of the refractory furnace wall to the inside of the furnace body can be measured by the method described above.
  • the surface temperature of the refractory furnace wall is in the range of 1000 ° C. or higher and 1800 ° C. or lower, if the temperature suddenly rises due to contact with molten metal or slag, a difference in thermal expansion occurs locally, similar to spalling. Thermal stress is generated. Therefore, if the surface temperature of the refractory furnace wall rises sharply when the surface temperature of the refractory furnace wall is in the range of 1000 ° C. or higher and 1800 ° C. or lower, the refractory furnace wall is cracked and the wear is remarkable. It becomes.
  • the surface temperature of the refractory furnace wall is in the range of 1000 ° C. or higher and 1800 ° C. or lower and the heat flux is 150 Mcal / m 2 / hr or less
  • the wear of the refractory furnace wall due to the above-mentioned thermal expansion difference can be suppressed.
  • the temperature gradient is gentle, so that the local thermal expansion difference is small and the generation of thermal stress is also small. Therefore, cracks are less likely to occur in the refractory furnace wall.
  • the wear of the refractory furnace wall is suppressed and the power is as high as possible.
  • the electric furnace can be operated with high electric power within the possible range, the operating time can be shortened.
  • wear of the refractory furnace wall can be further suppressed, heat dissipation loss from the furnace wall and the like can be reduced, and manufacturing costs can be reduced.
  • the conditions in the examples are one condition example adopted for confirming the feasibility and effect of the present disclosure, and the present disclosure is based on this one condition example. It is not limited.
  • the present disclosure may adopt various conditions as long as the gist of the present disclosure is not deviated and the object of the present disclosure is achieved.
  • Metal raw material 55 tons in total (55% by mass of total charge)
  • scrap cast iron (solidified blast furnace hot metal), and alloy iron (ferrochrome), which are metal raw materials containing a carbon source and a silicon source, were used.
  • Auxiliary material 45 tons in total (45% by mass of the total charge) Breakdown of unreduced slag containing Cr 2 O 3 generated by decarburization of another charge in the converter 33-39 wt% (converter slag): total 43 tons (43% by weight of the electric RoSo container ),
  • the bulk auxiliary material having a mesh size of 25 mm over was 5 to 35 tons
  • the fine powder auxiliary material having a sieve mesh of 3.15 mm under was 0.1 to 25 tons.
  • the balance of the auxiliary raw material was an Al 2 O 3 source (aluminum ash) and a Ca O source (quick lime) having an intermediate particle size (over mesh 3.15 mm and under mesh 25 mm).
  • the mass ratio defined by the amount of metallic Si / the amount of Cr oxide was set to 0.20 to 0.50.
  • the molten iron temperature after the reduction treatment was set to 1400 to 1700 ° C.
  • the slag composition “(CaO) / ⁇ (SiO 2 ) ⁇ (Al 2 O 3 ) ⁇ ” (described as C / SA in the table) after the reduction treatment was set to 0.01 to 0.25.
  • the Al 2 O 3 concentration in the slag after the reduction treatment was set to 4.5 to 30% by mass.
  • the stirring power density was set to 0.00 to 1.5 kW / ton.
  • the stirring power density is the total value of the stirring power density for each stirring gas blowing plug of the above-mentioned formula (7). Further, "0.00 kW / ton" means a condition in which the stirring gas (bottom blown gas) is not blown.
  • the evaluation results were evaluated as AA for less than 0.05, A for 0.05 or more and less than 0.2, B for 0.2 or more and 0.5 or less, and C for those exceeding 0.5.
  • the total amount of slag generated after the reduction treatment in the electric furnace and the amount of slag generated after refining in the converter in the subsequent process was used as an evaluation index of the amount of slag generated.
  • Such evaluation is based on Comparative Example 1 (100%), A when the total slag amount is less than 85% of the standard, B when 85% or more and 95% or less of the standard, and Comparative Example 1. When it was equivalent to (less than ⁇ 5%) or worsened, it was evaluated as C.
  • Table 1-1 and Table 1-2 show the operating conditions and evaluation results. The underlined values in Table 1-1 are values that do not satisfy the operating conditions of the present disclosure.
  • Comparative Example 5 since the amount of metallic silicon was relatively small, the reduction reaction was insufficient, the amount of chromium oxide in the slag produced in the electric furnace was relatively large, and the amount of slag generated was also increased accordingly. I have. In Comparative Example 6, since the amount of metallic silicon was relatively large, the reduction reaction was efficiently and sufficiently performed, but the Si concentration in the molten iron became high, and the amount of slag generated after refining in the converter in the subsequent process. Has increased.
  • Example 2 The operation was repeated under the same conditions as the charges described in Example 1 and Comparative Example 1 in Table 1, and the electric furnace was operated for one month.
  • the electric furnace was operated under the above operating conditions, and the wear state and productivity of the refractory furnace wall were evaluated.
  • the maximum temperature of the refractory furnace wall surface was 1200 to 2000 ° C.
  • the maximum heat flux of the refractory furnace wall surface was 20 to 150 Mcal / m 2 / hr.
  • the results of verifying the effectiveness of the operating method of the electric furnace disclosed in the present disclosure are shown below.
  • the evaluation criteria for the wear of the refractory furnace wall, the productivity of one charge, and the productivity of one month are as follows.
  • Examples 31 to 33 compare Table 1-1 and Table 1-2 with Example 1 and Comparative Examples 11 to 13 compare Table 1-1 and Table 1-2. It is the same as Example 1.
  • Example 1 there was a charge in which the maximum temperature reached exceeded 1800 ° C., and in Example 31, there was a charge in which the maximum heat flux exceeded 150 Mcal / m 2 / hr. Therefore, the productivity per charge was better than that of Example 33, but the rate of wear of the refractory furnace wall was high, and the refractory repair time per month increased.
  • Example 33 the maximum temperature reached for each charge was 1000 ° C. or higher and 1800 ° C. or lower, and the maximum heat flux was 150 Mcal / m 2 / hr or lower.

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Abstract

３本の電極を備えた交流式電気炉に、金属Ｓｉを含むフェロクロム及びフェロシリコンの少なくとも一方の金属原料と酸化精錬で発生したＣｒ酸化物を含む未還元スラグとを含む装入物を、金属Ｓｉ量／Ｃｒ酸化物量で定義される質量比が０．３０～０．４０、かつＣ濃度が２．０質量％以上飽和濃度以下となる配合として装入し、電気炉の中心軸方向から平面視した３本の電極の各中心を通る円の直径ＰＣＤ（ｍ）、各電極の先端から湯面までの鉛直距離である平均電極高さＨｅ（ｍ）、炉内直径Ｄｆ（ｍ）、溶融スラグ厚さＨｓ（ｍ）、湯面におけるアークの広がり直径Ｄａｒｃ（ｍ）、アークの偏向角θ（ｄｅｇ）が、下記関係を満たす条件で操業してＣｒを含む溶鉄を製造する、　Ｄａｒｃ＝ＰＣＤ＋２Ｈｅ・ｔａｎθ　θ＝５２．５－７５・（ＰＣＤ／Ｄｆ）　０．２２≦Ｄａｒｃ／Ｄｆ≦０．３０　０．３５≦Ｈｅ／Ｈｓ≦１．５０

Description

含クロム溶鉄の製造方法
　本開示は、含クロム溶鉄の製造方法に関する。
　従来、電気炉等を用いてクロム（Ｃｒ）を多く含有する溶鉄を製造し、ステンレス鋼を溶製する技術が知られている。このような含クロム溶鉄の製造において、溶鉄に酸素を吹き込んで脱炭処理を行う際、Ｃは酸化されて一酸化炭素として除去される一方、ＣｒはＣｒ酸化物（酸化クロム）としてスラグに取り込まれる。
　効率良くステンレス鋼を溶製するため、酸化クロムの発生量を削減したり、スラグ発生量を削減したりすることが求められている。
　特許文献１には、転炉スラグを電気炉に還流して電気炉で還元する技術が開示されている。この技術によれば、金属クロムを十分に回収することができると記載されている。
　また、特許文献２には、蛍石等のＦ含有物を用いずに電気炉でクロムを還元する技術が開示されている。この技術によれば、酸化クロムから金属クロムを有効に還元回収することできると記載されている。
　　特許文献１：特開２０１０－２４２１２８号公報
　　特許文献２：特開２０１０－９０４２８号公報
　特許文献１及び２に記載の技術では、いずれも系外へ排出するスラグ発生量を抑えることができるが、環境調和の社会的要請という観点から、スラグの削減量としては不十分である。また、ステンレス鋼製品の需要の拡大に伴い、効率良くクロムを回収できるようにすることも求められている。
　本開示は前述の問題点に鑑み、酸化精錬で発生したクロム酸化物を含む未還元スラグを効率良く還元してクロムを回収するとともにスラグの発生量を抑えることができる含クロム溶鉄の製造方法を提供することを目的とする。
　本開示は以下の通りである。
＜１＞　３本の電極を備え、各電極と湯面との間にアークを発生させる交流式電気炉に、金属Ｓｉを含むフェロクロム及びフェロシリコンの少なくとも一方の金属原料と酸化精錬で発生したＣｒ酸化物を含む未還元スラグとを含む装入物を、金属Ｓｉ量／Ｃｒ酸化物量で定義される質量比が０．３０～０．４０、かつＣ濃度が２．０質量％以上飽和濃度以下となる配合として装入し、
　前記電気炉の中心軸方向から平面視した前記３本の電極の各中心を通る円の直径をＰＣＤ（ｍ）、前記３本の各電極の先端から溶鉄の静止湯面までの鉛直距離である平均電極高さをＨｅ（ｍ）、炉内直径をＤｆ（ｍ）、溶融スラグ厚みをＨｓ（ｍ）、前記溶鉄の静止湯面における前記アークの広がり直径をＤａｒｃ（ｍ）、前記アークの偏向角をθ（ｄｅｇ）とした場合に、下記（１）式～（４）式の関係を満たす条件で操業して前記Ｃｒ酸化物が還元処理されたＣｒを含む溶鉄を製造する、
　含クロム溶鉄の製造方法。
　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＞　前記電気炉の炉底に、湯面面積１ｍ２当たり０．１２個以上の撹拌ガス吹き込みプラグが配置されており、隣接する前記撹拌ガス吹き込みプラグの中心間距離をＬ、前記炉底から湯面までの溶湯深さをＨとすると、Ｌ／Ｈが０．５０以上となるようにする＜１＞に記載の含クロム溶鉄の製造方法。
＜３＞　前記電気炉を前記中心軸方向から平面視して、前記３本の電極の各中心を頂点とする三角形の重心に炉中心が位置し、さらに、前記電気炉を前記中心軸方向から平面視して、前記炉中心から前記３本の各電極の中心を通り炉壁まで延びる仮想線を中心線とし該電極の直径を幅とするバンド領域を想定し、前記バンド領域を除く炉底領域に前記撹拌ガス吹き込みプラグが位置する＜１＞又は＜２＞に記載の含クロム溶鉄の製造方法。
＜４＞　前記電気炉の操業時の撹拌動力密度を、０．０１ｋＷ／トン以上１．０ｋＷ／トン以下にする＜１＞～＜３＞のいずれか１つに記載の含クロム溶鉄の製造方法。
＜５＞　前記装入物には、炭素源、珪素源、ＣａＯ源及びＡｌ２Ｏ３源が含まれており、
　前記装入物のうち前記金属原料以外は副原料であり、
　篩目２５ｍｍオーバーの前記副原料の含有量が、前記装入物全体に対して５質量％以上３０質量％以下、かつ、篩目３．１５ｍｍアンダーの前記副原料の含有量が、前記装入物全体に対して３．０質量％以上であり、
　前記還元処理後の溶鉄中のＣ濃度及びＳｉ濃度が下記（５）式の条件を満たし、かつ、前記還元処理後のスラグ中のＣａＯ濃度とＳｉＯ２濃度とＡｌ２Ｏ３濃度との関係が下記（６）式の条件を満たすように前記電気炉に前記装入物を装入する＜１＞～＜４＞のいずれか１つに記載の含クロム溶鉄の製造方法。
　［Ｃ］≧－２９．４＋０．０１５×（Ｔ＋２７３）－０．００３×（Ｔ＋２７３）×ｌｏｇ［Ｓｉ］　・・・（５）
　０．０４≦（ＣａＯ）／｛（ＳｉＯ２）×（Ａｌ２Ｏ３）｝≦０．２０　・・・（６）
　ここで、［Ｃ］と［Ｓｉ］はそれぞれ還元処理後の溶鉄中のＣ濃度（質量％）とＳｉ濃度（質量％）、（ＣａＯ）と（ＳｉＯ２）と（Ａｌ２Ｏ３）はそれぞれ還元処理後のスラグ中のＣａＯ濃度（質量％）とＳｉＯ２濃度（質量％）とＡｌ２Ｏ３濃度（質量％）、Ｔは還元処理後の溶鉄の温度（℃）を表す。
＜６＞　還元処理後の前記スラグ中のフッ素濃度がＣａＦ２換算で０．５質量％以下、かつＡｌ２Ｏ３濃度が５質量％以上３０．０質量％以下となるようにする＜５＞に記載の含クロム溶鉄の製造方法。
＜７＞　１チャージにおける前記電気炉の耐火物炉壁の表面温度の最高到達温度を１０００℃以上１８００℃以下とし、かつ、前記耐火物炉壁の前記表面温度が１０００℃以上１８００℃以下の範囲では、前記耐火物炉壁表面から炉本体内部への熱流束が１５０Ｍｃａｌ／ｍ２／ｈｒ以下となるようにして、前記電気炉に装入された前記装入物を溶解する＜１＞～＜６＞のいずれか１つに記載の含クロム溶鉄の製造方法。
　本開示によれば、酸化精錬で発生したクロム酸化物を含む未還元スラグを効率良く還元してクロムを回収するとともにスラグの発生量を抑えることができる含クロム溶鉄の製造方法を提供することができる。
含クロム溶鉄を製造するためのアーク式電気炉の一例を示す縦断面図である。 攪拌ガス吹き込みプラグから炉内に吹き込まれる撹拌ガスの流れの一例を説明するための模式図である。 アーク式電気炉の一例において炉中心軸から見た概略を説明するための図である。 電気炉の炉内温度を測定する熱電対の設置状態の一例を示す部分斜視図である。 炉殻内径、電極高さ、スラグ厚、アークの偏向角、及びアークの広がり直径を説明するための鉛直方向の概略断面（図５ＢにおけるＡ－Ａ線断面）図である。 炉殻内径、電極高さ、スラグ厚、アークの偏向角、及びアークの広がり直径を説明するための水平方向の概略図である。
　以下、本開示の実施形態について、図面を参照しながら説明する。
　なお、本明細書中において、「～」を用いて表される数値範囲は、「～」の前後に記載される数値を下限値及び上限値として含む範囲を意味する。また、「～」の前後に記載される数値に「超」または「未満」が付されている場合の数値範囲は、これら数値を下限値または上限値として含まない範囲を意味する。
　本明細書中に段階的に記載されている数値範囲において、ある段階的な数値範囲の上限値又は下限値は、他の段階的な記載の数値範囲の上限値又は下限値に置き換えてもよく、実施例に示されている値に置き換えてもよい。
　また、成分の含有量について、「％」は「質量％」を意味する。
　図１は、本実施形態における、含クロム溶鉄を製造するための電気炉の縦断面図である。以下、本実施形態で用いる電気炉の詳細な構造について説明する。
　本実施形態で用いる電気炉１０は、図１に示すように３本の電極を有する交流式電気炉である。詳細は後述するが、本実施形態では、電気炉への装入物として、酸化精錬で発生したクロム酸化物を含む未還元スラグ、例えば、含クロム溶鉄を後工程である転炉で脱炭処理することによって生じた別チャージの転炉スラグ、金属原料として、金属Ｓｉを含むフェロクロム及び／又はフェロシリコン、さらに必要に応じてその他の副原料などが電気炉１０に装入され、未還元スラグに含まれていたＣｒ酸化物がフェロクロム及び／又はフェロシリコンに由来する金属Ｓｉで還元されることで含クロム溶鉄が製造される。
　電気炉１０の炉底１２には、複数の攪拌ガス吹込みプラグ１３が設置されており、撹拌ガス吹き込みプラグ１３の個数は湯面面積１ｍ２当たり０．１２個以上とし、さらに隣接する撹拌ガス吹き込みプラグ１３の中心間距離をＬ、炉底１２から湯面までの溶湯深さをＨとすると、Ｌ／Ｈが０．５０以上とすることが好ましい。これにより、酸化クロムの還元回収の更なる効率化が可能となる。
　ここで、湯面面積は、電気炉１０を上方から平面視した溶湯湯面の面積である。また、隣接する撹拌ガス吹き込みプラグ１３の中心間距離Ｌは水平距離である。なお、炉底１２が平面でない場合、溶湯深さＨは、隣接する２つのプラグ位置における溶湯深さの平均値とする。一般に、溶湯深さＨは５０ｃｍ以上、最大値は大型電気炉で２ｍ程度である。
　溶湯の撹拌により未溶解の装入物と溶湯の接触が相応に促進され、装入物の加熱及び溶解が促進される。しかし、電気炉１０がシャローバスであるため撹拌効率が低いことに加えて、１個の撹拌ガス吹き込みプラグ１３で溶湯を良好に撹拌できる範囲にも限界がある。溶湯の撹拌を促進するためには、撹拌ガス吹き込みプラグ１３の１個当たりの撹拌ガス流量を増やすことも考えられるが、撹拌ガスの流量がある限界値を超えると、溶湯を吹き抜ける撹拌ガスが顕著となり、吹き込んだ撹拌ガスの一部が撹拌に利用され難くなる。
　そこで、本実施形態では、湯面面積１ｍ２当たりの撹拌ガス吹き込みプラグ１３の個数を前述の範囲とすることが好ましい。なお、「湯面面積１ｍ２当たりの撹拌ガス吹き込みプラグの個数」とは、撹拌ガス吹き込みプラグ１３の個数を操業時の湯面面積で割ったものである。これにより、弱撹拌領域の面積が減少して溶湯全体が良好に撹拌され、その結果、装入物と溶湯の接触が促進され、装入物の加熱及び溶解が促進される。なお、撹拌ガス吹き込みプラグの設置個数には物理的な上限値（設置場所）が存在し、一般には湯面面積１ｍ２当たり０．５個程度が上限と考えられる。
　さらに、隣接する撹拌ガス吹き込みプラグの間隔及び溶湯深さが溶湯の撹拌に及ぼす影響について説明する。
　炉底に設置された撹拌ガス吹き込みプラグから溶湯に吹き込まれる撹拌ガスによる湯面の広がりは、図２に示すように、湯面の広がり半径が０．２１×溶湯深さＨであることが知られている。なお、鉛直線に対する撹拌ガスの広がり角度は１２度であることが一般的である。
　隣接する２本の撹拌ガス吹き込みプラグ１３から炉内に吹き込まれる撹拌ガスによる湯面の広がりが干渉しないようにするためには、図２に示すように、隣接する撹拌ガス吹き込みプラグの中心間距離Ｌを０．４２Ｈ（＝０．２１Ｈ×２）超とすることが考えられる。さらに隣接する撹拌ガス吹き込みプラグの中心間距離Ｌを広げて０．５０Ｈとすると、２つの湯面の広がりの間に隙間が生じて下降流が発生する。従って、隣接する撹拌ガス吹き込みプラグの中心間距離Ｌを０．５０Ｈ以上、即ちＬ／Ｈを０．５０以上とすることが好ましい。Ｌ／Ｈの上限値は特に設ける必要はないが、Ｌ／Ｈには物理的な上限値が存在し、一般には５程度である。
　また、本実施形態での電気炉の操業方法では、図３に示すように、電気炉１０を中心軸方向から平面視して、３本の電極１５ａ，１５ｂ，１５ｃの各中心を頂点とする三角形の重心に炉中心１１が配置され、さらに、電気炉１０を平面視して、炉中心１１から電極１５ａ，１５ｂ，１５ｃの中心を通り、耐火物炉壁１４まで延びる仮想線を中心線とし該電極の直径を幅とするバンド領域１６を想定し、バンド領域１６を除く炉底領域に撹拌ガス吹き込みプラグ１３を配置することを好適とする。
　一般に、平行に電流が流れる導体間には電磁力が発生する。３相電極では、電極サークルに対し外向きの電磁力がアークに作用する。このため、アークは鉛直ではなく炉壁に向かって傾いている。炉壁を指向するアークは、炉中心から電極の中心を通り炉壁まで延びる仮想線に沿って、高温ガスからなるアークジェット流を炉壁に吹き付ける。溶湯浴面の表層部を高速で流れるこのアークジェット流は、溶湯浴面にせん断力を与え、アークジェット流に沿った溶湯流動が発生する。
　従って、撹拌ガス吹き込みプラグは、アークジェット流による溶湯流動を阻害しない領域、即ち、炉中心から電極の中心を通り炉壁まで延びる仮想線を中心線とし該電極の直径を幅とするバンド領域を除く炉底領域に配置されていることが好ましい。この場合、複数の撹拌ガス吹き込みプラグの少なくとも１つがバンド領域を除く炉底領域に配置されていればよいが、すべての撹拌ガス吹き込みプラグがバンド領域を除く炉底領域に配置されていることがより好ましい。
　更に、電気炉の耐火物の損耗を抑制できれば、電気炉の非稼働時間を短縮でき、未還元スラグの溶解還元に時間を充てることができ、酸化クロムの還元回収の更なる効率化が可能となる。
　電気炉１０を中心軸方向から平面視すると、図３に示すように、炉本体１７の中央部に、３本の電極１５ａ，１５ｂ，１５ｃが各中心を頂点とした正三角形となるように配置され、炉本体１７の内面には、耐火物炉壁１４が設けられている。また、本実施形態に係る電気炉１０は、金属原料と電極との間で生じるアークの輻射熱を大きく受ける、炉本体１７と径方向に電極１５ａ，１５ｂ，１５ｃと対向する位置に、耐火物炉壁１４の表面の温度を測定する温度測定部３０が設けられている。
　温度測定部３０は、例えば図４に示すように、それぞれ３つの熱電対３１、３３、３５により構成されている。熱電対３１、３３、３５は、炉本体１７と、その内面に施工されたパーマ耐火物１４ａ及びウェア耐火物１４ｂとを貫通して、先端部がウェア耐火物１４ｂ内に位置するように設けられる。各熱電対３１、３３、３５の先端部は、炉本体１７の径方向におけるパーマ耐火物１４ａの表面からの距離Ｌ１、Ｌ２、Ｌ３が異なるように配置されている。これにより、温度測定部３０により測定する位置における炉内壁面の温度分布を推定することができる。温度測定部３０により測定された温度測定値は、電気炉１０の操業を制御する制御装置４０へ出力される。なお、本実施形態における温度測定部３０は、３つの熱電対３１、３３、３５により構成したが、かかる例に限定されず、複数の熱電対により構成されていればよい。
　熱電対３１、３３、３５により測定された温度測定値は、制御装置４０へ出力される。制御装置４０は、これらの温度測定値に基づいて耐火物厚さ方向の温度勾配を演算し、耐火物炉壁１４の表面温度を推定する。このように耐火物厚さ方向の温度勾配を得ることで、当該温度勾配に基づき耐火物炉壁１４の表面温度をより正確に推定できる。なお、耐火物炉壁１４の表面温度の取得は、かかる方法に限定されず、例えば、表面温度を直接測定する方法、その他の適切な表面温度推定方法を用いてもよい。
　また、本実施形態における電気炉１０は、耐火物炉壁１４表面から炉本体内部への熱流束も測定することができる。熱流束は、上記耐火物炉壁の表面温度の測定と同様、例えば図３に示した温度測定部３０により取得可能である。先端部が耐火物炉壁１４の耐火物厚さ方向の異なる位置となるように設置された複数の熱電対３１、３３、３５により測定された温度測定値は、制御装置４０へ出力される。制御装置４０は、これらの温度測定値に基づいて耐火物厚さ方向の温度勾配を演算し、耐火物炉壁１４表面から炉本体１０内部への熱流束を推定する。例えば、所定のサンプリング時間（例えば、３００秒以下の任意の時間）で温度勾配を演算し、熱流束を推定する。あるいは、熱電対３１、３３、３５のうちいずれか２つの温度測定値を用いて、２点の温度測定値の経時変化から伝熱における逆問題解析を行い、熱流束を算出してもよい。なお、当該熱流束は、かかる方法に限定されず、その他の適切な表面温度推定方法及び熱流束推定方法を用いてもよい。
　熱流束は、３つの温度測定部３０それぞれの温度測定値に基づいて取得される。そして、得られた熱流束から、各チャージにおける最大熱流束が決定される。
　次に、本実施形態における電気炉１０での操業条件について説明する。本実施形態では、例えば、後工程である転炉での脱炭処理（酸化精錬）によって生じた別チャージの転炉スラグを、酸化精錬後のＣｒ酸化物を含む後述する未還元スラグとして電気炉へ装入する。したがって、転炉スラグの系外排出がゼロになり、電気炉のみで系外に排出するスラグが発生するため、溶製工程全体の合計のスラグ発生量を削減することができる。なお、後工程における転炉での脱炭処理は公知の条件にて行うことができる。
＜金属Ｓｉ量／Ｃｒ酸化物量の質量比：０．３０～０．４０＞
　まず、金属Ｓｉを含むフェロクロム及びフェロシリコンの一方とＣｒ酸化物及び未還元スラグとを含む装入物を電気炉に装入し、これらを溶解する際に、転炉の未還元スラグを金属シリコンで還元する前提で、金属Ｓｉ量／Ｃｒ酸化物量で定義される質量比が０．３０～０．４０となるように配合する。なお、電気炉で装入物を溶解する際に、金属Ｓｉを含むフェロクロム及び／又はフェロシリコン、必要に応じてその他の副原料も装入されるが、副原料については後述する。また、金属Ｓｉを含むフェロクロム及びフェロシリコンを用いる場合、金属Ｓｉ量は、フェロシリコン及びフェロクロム中に含まれる金属シリコンの量を指す。なお、金属Ｓｉ源としてフェロシリコンのみを用いてもよいが、金属Ｓｉ量／Ｃｒ酸化物量の比を０．４０以下にする観点から、金属Ｓｉを含むフェロクロムのみ、又は、金属Ｓｉを含むフェロクロムとフェロシリコンを併用することが好ましい。
　金属Ｓｉ量／Ｃｒ酸化物量で定義される質量比が０．３０未満では、後述する加熱速度を前提として条件では金属シリコン量が不足し、電気炉で生成するスラグ中の酸化クロムが相対的に多くなってしまい、効率良くクロムの還元を行うことができない。また、金属Ｓｉ量／Ｃｒ酸化物量で定義される質量比が０．４０を超えると、製造する含クロム溶鉄中のシリコン量が増加し、後工程である転炉での酸化精錬工程で生成する転炉スラグ量が増加する。本実施形態では、スラグの系外排出量を抑制するために、例えば転炉スラグの全量を電気炉へ還流する場合、還流するスラグ量の増加と還流する酸化クロム量の増加との双方を招く。このため、電気炉での処理において、増加したスラグ量及び酸化クロム量に応じた金属シリコンの使用量が増加し、結果的に電気炉でのスラグ発生量の増大を招き、操業回数の増加とともに電気炉でのスラグ量が増加するという不都合が生じる。
＜Ｃ濃度：２．０質量％以上＞
　酸化クロムの還元回収の高効率化を目的として、Ｃ濃度は２．０質量％以上とする。Ｃ濃度の上限については特に限定しないが、実質的にはＣｒ濃度に応じた飽和濃度以下となる。なお、炭素の飽和濃度は、Ｃｒ濃度によって異なる。例えば、Ｃｒ濃度が０質量％のときは炭素の飽和濃度は４．４質量％程度であり、Ｃｒ濃度が１０％程度の通常の含クロム鋼では５．５質量％程度である。金属シリコンによるスラグ中の酸化クロムの還元反応において、シリコンの活量は還元反応に影響する因子となるが、Ｃ濃度を２．０質量％以上とすることで、シリコンの活量を高位に維持でき、還元反応を好適に進めることができる。炭素は、コークス及び石炭といった炭材、もしくはフェロクロム中に含まれており、これらの装入量を調整することによってＣ濃度を２．０質量％以上にすることができる。
＜電極の位置関係＞
　次に、操業中の炉内の電極の位置関係について説明する。一般的に、交流式電気炉は３本の電極を有し、各電極は１つの円周上に配置される。ここで、図３に示すように、中心軸方向から平面視した３本の電極の各中心を通る円の直径をＰＣＤ（ｍ）とする。また、図５Ａ及び図５Ｂはそれぞれ電気炉の断面を示しており、図５Ａは図５ＢのＡ－Ａ断面を示している。図５Ａに示すように、電気炉内の炉本体１７（ここでは炉殻を表す）の炉内直径をＤｆ（ｍ）とし、各電極１５ａ，１５ｂ，１５ｃの先端から溶鉄１００の静止湯面までの鉛直距離を、平均電極高さＨｅ（ｍ）とする。なお、溶鉄１００の静止湯面の位置は、例えば装入金属量と耐火物炉壁内面の容積から幾何学的に算出することが可能である。また、マイクロ波や鉄棒を用いる方法などで計測することもできる。電極先端の位置は、例えば当該チャージ開始前に電極把持部から電極先端までの距離を測定した値と操業中の電極把持部の位置とから算出することができる。３本の電極で各々の電極高さＨｅが異なる場合、その加算平均値を用いる。
　図５Ａ及び図５Ｂに示すように、３相交流式電気炉で各電極１５ａ，１５ｂ，１５ｃと湯面との間に発生するアーク２０ａ，２０ｂ，２０ｃは、鉛直下向きに対して偏向角をなし、電気炉の水平方向外側に偏向することが知られている。この偏向により、アークの推力は鉛直成分だけでなく水平成分をもつことになる。このとき、各アーク２０ａ，２０ｂ，２０ｃの偏向角θ（ｄｅｇ）に対して、溶鉄の静止湯面におけるアーク２０ａ，２０ｂ，２０ｃの広がり直径Ｄａｒｃ（ｍ）は、以下の（１）式で表される。
　Ｄａｒｃ＝ＰＣＤ＋２Ｈｅ・ｔａｎθ　　　・・・（１）
　なお、各アーク２０ａ，２０ｂ，２０ｃの偏向角θは電極間の距離や通電条件によって決まるが、経験的にはＰＣＤとＤｆとを用いて以下の（２）式のように表すことができる。
　θ＝５２．５－７５・（ＰＣＤ／Ｄｆ）　　　・・・（２）
　本開示では、アーク２０ａ，２０ｂ，２０ｃ全体の広がり直径Ｄａｒｃと炉内直径Ｄｆとの関係で、以下の（３）式を満たし、かつ平均電極高さＨｅと図５に示す溶融スラグ厚Ｈｓ（ｍ）との関係で、以下の（４）式を満たす必要がある。
　０．２２≦Ｄａｒｃ／Ｄｆ≦０．３０　　　・・・（３）
　０．３５≦Ｈｅ／Ｈｓ≦１．５０　　　・・・（４）
　（３）式の条件に関しては、Ｄａｒｃ／Ｄｆが０．２２未満である場合は、アークの推力によって撹拌することができる領域が炉壁から離れてしまうため、炉壁近傍での攪拌が弱まり、炉内攪拌が不十分となる。よって、攪拌不足により、炉壁近傍において装入物の溶解性が悪化するため、酸化クロムの溶解及び還元に多くの時間を要する。この場合、電気炉内に不可避的に侵入する空気中の酸素によって金属シリコンが酸化ロスされる。その結果、金属シリコンが不足し、酸化クロムの還元が不十分となる。あるいは、酸化ロス分の金属シリコンを追加装入することとなり、電気炉内でのシリコン消費量が増加し、電気炉でのスラグ発生量の増加につながる。
　一方、Ｄａｒｃ／Ｄｆが０．３０超である場合は、アークの広がりが大きくなり過ぎ、アーク推力が広く分散してしまう。その結果、アーク推力の水平成分による電極から炉壁方向への撹拌流が弱まり、炉内撹拌が不十分となる。撹拌不足により、装入した未還元スラグの溶解、溶解後のスラグの還元反応のいずれも不十分となる。この結果、酸化クロムの還元が不十分となる。更に、還元反応で消費されなかった金属シリコンが含クロム溶鉄中に多く残存することとなり、後工程での脱炭工程における転炉スラグの発生量が増加（ＳｉＯ２が増加）してしまう。
　Ｄａｒｃ／Ｄｆが（３）式の条件を満たすように、平面視した３本の電極１５ａ，１５ｂ，１５ｃの各中心を通る円の直径ＰＣＤと電極高さＨｅとを調整することで、アークの推力によるスラグの撹拌効果が十分に得られ、装入物の溶解およびスラグの撹拌を促進でき、クロム酸化物の還元を効率的に進めることができる。なお、３本の電極１５ａ，１５ｂ，１５ｃの位置は、操業開始時に各式を満たすように設定してもよいし、操業中に各式を満たすように調整してもよい。
　また、本発明者らは、アークの推力をスラグの撹拌に活用するには、電極高さと溶融スラグ厚みとの関係も重要であることも見出した。ここで、溶融スラグ厚みＨｓとは、図５Ａに示すように溶融スラグ５０の静止湯面から溶鉄１００の静止湯面までの鉛直距離のことである。溶融スラグ５０の静止湯面は、例えば装入した副原料の量と炉内における耐火物炉壁の内面の容積とから幾何学的に算出することが可能であるし、また、マイクロ波や鉄棒を用いる方法などで計測することもできる。
　（４）式の条件に関しては、Ｈｅ／Ｈｓが１．５０超である場合は、アークの推力がスラグの表面にしか伝わらず、溶鉄近傍のスラグの撹拌が不十分となる。その結果、酸化クロムの還元が不十分となる。更に、還元反応で消費されなかった金属シリコンが含クロム溶鉄中に多く残存することとなり、後工程での脱炭工程における転炉スラグの発生量が増加（ＳｉＯ２の増加）してしまう。
　一方、Ｈｅ／Ｈｓが０．３５未満である場合は、アークの推力が主に溶鉄の撹拌に利用されてしまい、スラグを撹拌する力が不十分となる。その結果、酸化クロムの還元が不十分となる。更に、還元反応で消費されなかった金属シリコンが含クロム溶鉄中に多く残存することとなり、後工程での脱炭工程における転炉スラグの発生量が増加（ＳｉＯ２の増加）してしまう。
　Ｈｅ／Ｈｓが（４）式の条件を満たすように操業することで、アークの推力によるスラグの撹拌効果が十分に得られ、装入物の溶解およびスラグの撹拌を促進でき、クロム酸化物の還元を効率的に進めることができる。
　以上のように、電気炉への装入物での金属Ｓｉ量／Ｃｒ酸化物量の質量比、およびＣ濃度を所定の範囲とし、さらに３本の電極の位置関係を所定の条件とすることにより、効率良くクロムを回収できるとともに、系外へ排出するスラグ量を抑えることができる。更に、好ましくは、後述するように、装入する副原料の粒度および処理後のスラグ成分を制御することで、未還元スラグを迅速に溶解できれば、酸化クロムの還元によってさらに効率良くクロムを回収することができる。
＜電気炉へのその他の装入物（副原料）＞
　上記した副原料は、金属原料（フェロクロム、フェロシリコン、スクラップ等）以外の装入物を指し、転炉スラグ（未還元スラグ）のほか、酸化物（生石灰、珪石、マグネシア、アルミナ、廃炉材、金属酸化物）、炭酸化物（石灰石、ドロマイト）、水酸化物（金属又は半金属の水酸化物）、が含まれる。これらは必要に応じて電気炉に装入することができる。
　この副原料において、加熱及び溶解しにくい篩目２５ｍｍオーバーの副原料（以下、「塊状副原料」と称する場合がある。）の装入物全体に対する質量比と、容易に加熱及び溶解しやすい篩目３．１５ｍｍアンダーの副原料（以下、「微粉副原料」と称する場合がある。）の装入物全体に対する質量比とを所定の条件とすることにより、さらに効率良くクロムを回収することができる。なお、上記した篩目２５ｍｍオーバーと篩目３．１５ｍｍアンダーはそれぞれ、ＪＩＳ　Ｚ８８０１－２：２０００の公称目開き２５ｍｍの板ふるいの篩上に残留するものと、公称目開き３．１５ｍｍの板ふるいの篩下のもの、を指す。
＜篩目２５ｍｍオーバーの副原料の装入物全体に対する質量比：５～３０質量％＞
　篩目２５ｍｍオーバーの副原料の装入物全体に対する質量比は５～３０質量％とすることが好ましい。装入物に対する篩目２５ｍｍオーバーの副原料の質量比を規定したのは、加熱及び溶解しにくい副原料の構成を規定するためである。なお、溶解しにくい塊状副原料の一部又は全部が、未還元スラグとなる。
　塊状副原料に一部又は全部含まれる未還元スラグでは、スラグ中のクロム酸化物が溶解され、クロム酸化物の溶鉄による還元反応が、固体～液体間の反応から、液体～液体間の反応に変わる。これにより、クロム酸化物の還元反応の指標であるクロム還元容量係数が、０．０１（１／分）程度から０．０５（１／分）以上へと大幅に向上し、還元反応を効率的に進めることができる。なお、クロム還元容量係数とは、単位時間あたりのクロム酸化物の濃度変化を表す値であり、還元反応の進み易さの指標である。篩目２５ｍｍオーバーの副原料の装入物全体に対する質量比が５質量％未満だと、その効果が得られにくい。また、篩目２５ｍｍオーバーの副原料の装入物全体に対する質量比が３０質量％を超えると、加熱及び溶解に多くの時間がかかり、還元反応の効率が低下しやすくなる。
＜篩目３．１５ｍｍアンダーの副原料の装入物全体に対する質量比：３．０質量％以上＞
　一方、篩目３．１５ｍｍアンダーの副原料の装入物全体に対する質量比は３．０質量％以上とすることが好ましい。篩目３．１５ｍｍアンダーの副原料は、加熱後容易に溶解し、塊状副原料の溶解を促進する。装入物全体に対する微粉副原料の質量比が３．０質量％以上であれば、この微粉副原料が溶解した後に塊状副原料の周囲に存在することとなり、電気炉のアークジェット流による撹拌作用も含めて、塊状副原料の加熱や溶解の促進に寄与できる。篩目３．１５ｍｍアンダーの副原料の装入物全体に対する質量比が３．０質量％未満ではその効果が十分に得られない。また、上限については特に規定はしないが、微粉副原料を装入物全体に対して２５質量％を超えて添加しても、その効果は飽和する。なお、微粉副原料には、未還元スラグが含まれてもよいが、含まれなくてもよい。
＜金属原料の質量比＞
　金属原料（スクラップ、合金鉄、粒鉄、の固形物あるいは溶融物）は、電気炉内の通電性を考えると、装入物全体に対して４５質量％以上含むことが好ましい。ここで、装入物とは、上記した副原料と金属原料とからなることから、微粉副原料が３質量％以上で塊状副原料が５質量％以上であるため、金属原料は装入物全体に対して９２質量％以下となることが好ましい。
　以上のように、塊状副原料が多く存在していても、微粉副原料を一定の割合で含有させることで塊状副原料の加熱溶解を促進させることができる。さらに還元処理後において、後述する（５）式を充足する到達温度、Ｃ濃度、Ｓｉ濃度であり、かつ後述する（６）式を満足することによって、スラグに好ましい粘度条件が確保できた場合に、クロムの還元がより好適に実現できる。
＜還元処理後の溶鉄中のＣ濃度とＳｉ濃度＞
　クロムの回収率をより向上させるために、還元処理後の溶鉄中のＣ濃度およびＳｉ濃度は、以下の（５）式の条件を満たしていることが好ましい。
　［Ｃ］≧－２９．４＋０．０１５×（Ｔ＋２７３）－０．００３×（Ｔ＋２７３）×ｌｏｇ［Ｓｉ］　　　・・・（５）
　ここで、［Ｃ］、［Ｓｉ］はそれぞれ溶鉄中のＣ濃度、Ｓｉ濃度（質量％）を表し、Ｔは還元処理直後の溶鉄温度（℃）を表す。なお、装入物中の炭素源および珪素源の添加量を制御することにより、Ｃ濃度およびＳｉ濃度を調整することが可能である。炭素源としては、コークス及び石炭といった炭材やフェロクロムに含まれる炭素分などが使用できる。珪素源としては、フェロシリコン、金属シリコン、又はフェロクロムに含まれる珪素分などが使用できる。
＜還元処理後のスラグ中のＣａＯ濃度、ＳｉＯ２濃度、Ａｌ２Ｏ３濃度＞
　さらに、還元処理後のスラグ中のＣａＯ濃度、ＳｉＯ２濃度、及びＡｌ２Ｏ３濃度が、以下の（６）式を満たすと、クロム酸化物をより効率良く還元することが可能となる。装入物としてＣａＯ源およびＡｌ２Ｏ３源を電気炉に添加することで、スラグ組成を適正な領域（即ち、（６）式の範囲）に制御することができる。ここでＣａＯ源としては、生石灰、石灰石、ドロマイトなどに含まれるＣａＯ分などが使用できる。また、Ａｌ２Ｏ３源は、アルミ灰及び高アルミナ質れんが、二次精錬スラグなどに含まれるＡｌ２Ｏ３分などが使用できる。
　０．０４≦（ＣａＯ）／｛（ＳｉＯ２）×（Ａｌ２Ｏ３）｝≦０．２０　　・・・（６）
　ここで、（ＣａＯ）、（ＳｉＯ２）、（Ａｌ２Ｏ３）は、それぞれ還元処理後のスラグ中のＣａＯ濃度、ＳｉＯ２濃度、Ａｌ２Ｏ３濃度（質量％）を表す。
　撹拌力の弱い電気炉内で、高濃度のクロム酸化物を含む未還元スラグからクロム分を効率よく回収するためには、スラグの溶解性と共に粘度の影響が大きく、スラグの溶解と共に粘度の低下を図ることが肝要である。このスラグの粘度は、塩基性スラグにＡｌ２Ｏ３を添加した場合は増加し、酸性スラグにＡｌ２Ｏ３を添加した場合は低下することが、一般的に知られている（例えば、第３版　鉄鋼便覧　第Ｉ巻、ｐ．４３参照）。
　本発明者らは、クロム酸化物を含有するスラグの種々の還元実験を行うことにより、スラグからのクロム分の効率的な回収条件として、単純な塩基度指標である「（ＣａＯ）／｛（ＳｉＯ２）＋（Ａｌ２Ｏ３）｝」ではなく、Ｍａｎｎｅｓｓｍａｎｎ　Ｉｎｄｅｘ（以下、Ｍ．Ｓ．Ｉ．）として知られている「（ＣａＯ）／｛（ＳｉＯ２）×（Ａｌ２Ｏ３）｝」によって、その適正領域が規定できる。
　上記したスラグのＭ．Ｓ．Ｉ．が増加するに伴い、スラグの粘度は低下できる。即ち、Ｍ．Ｓ．Ｉ．を０．０４以上とすることで、還元処理前は３０質量％超の高濃度であったスラグ中のＣｒ２Ｏ３濃度を、還元処理後に１０質量％未満の低濃度まで、より効率的に還元できるため、好ましい。一方、Ｍ．Ｓ．Ｉ．が０．２０超となった場合には、スラグの融点が著しく増加してスラグの溶解が阻害され、クロムの還元速度が大きく低下する。従って、クロムの還元速度を確保するためには、Ｍ．Ｓ．Ｉ．を０．２０以下とすることが好ましい。
＜還元処理後のスラグ中のＡｌ２Ｏ３濃度及びＣａＦ２換算のフッ素濃度＞
　また、より好ましくは、スラグ性状の点から、還元処理後のスラグ中のＡｌ２Ｏ３濃度を適正範囲とすることで、実質的にフッ素を使用せずにスラグを溶解し、クロム酸化物をより効率良く還元することが可能である。ここで、実質的にフッ素を使用しないとは、還元処理後のスラグからフッ素の溶出が顕著には認められないことを指すもので、還元処理後のスラグ組成において、ＣａＦ２換算で０．５質量％以下となる場合を指すが、０．３質量％以下であれば更に好ましい。
　スラグの融点を下げ、クロム酸化物の還元速度を向上させるためには、還元処理後のスラグ中のＡｌ２Ｏ３濃度を５．０質量％以上とすることが好ましい。一方、Ａｌ２Ｏ３濃度が３０．０質量％を超えると、スラグの溶解によってクロム酸化物の還元促進効果は期待できず、アルミナ源のコストが多くかかってしまうことから、３０．０質量％以下とすることが好ましい。
　以上のように、副原料の粒度および処理後のスラグ成分を制御することにより、迅速に未還元スラグを溶解させることが可能となる。その結果、電気炉内に不可避的に侵入する空気中の酸素によって生じる金属シリコンの酸化ロスを抑制でき、酸化クロムの還元回収の更なる効率化が可能となる。
　次に、電気炉での操業中における攪拌条件について説明する。更に、好ましくは、底吹きによる攪拌を効率的に行うことによって未還元スラグをより迅速に溶解できれば、酸化クロムの還元回収の更なる効率化が可能となる。
＜撹拌動力密度＞
　スラグ中のクロム酸化物を効率的に還元する際に、電気炉での操業時の撹拌動力密度に適正域が存在する。攪拌動力密度は撹拌ガス吹き込みプラグからの攪拌ガス（底吹きガス）によって制御することができる。この撹拌動力密度を０．０１ｋＷ／トン以上とすることにより、クロム酸化物の効率的な還元のための撹拌効果を得ることが可能となる。一方、撹拌動力密度が１．０ｋＷ／トンを超えると、攪拌ガスが溶湯を吹抜けて撹拌に寄与しない場合がある。また、溶湯面の変動が激しくなり、操業は可能であるが耐火物の溶損が目立つ場合等がある。このため、攪拌動力密度は１．０ｋＷ／トン以下とすることが好ましい。
　なお、電気炉で攪拌ガスによって溶湯の撹拌を行うに際し、撹拌ガス吹き込みプラグごとの撹拌動力密度εは以下の（７）式で表される。従って、撹拌ガス吹き込みプラグごとの撹拌動力密度の合計が、電気炉の撹拌動力密度となる。
　ε＝（０．３７１×Ｑ×Ｔｌ／Ｗ）×［ｌｎ｛１＋（９．８×ρｌ×ｈ）／Ｐａ｝＋η（１－Ｔｎ／Ｔｌ）］　　　・・・（７）
　ここで、ε：撹拌動力密度（ｋＷ／トン）、Ｑ：攪拌ガス流量（Ｎｍ３／秒）、Ｔｌ：溶鉄の温度（Ｋ）、Ｗ：溶鉄の質量（トン）、Ｔｎ：攪拌ガス温度（Ｋ）、ρｌ：溶鉄の密度（ｋｇ／ｍ３）、ｈ：撹拌ガス吹き込みプラグにおける浴深（ｍ）、Ｐａ：雰囲気の圧力（Ｐａ）、η：温度膨張項の寄与度（＝０．０６）である。
　以上のように、攪拌を効率的に行うことで、未還元スラグをより迅速に溶解させることが可能となる。その結果、電気炉内に不可避的に侵入する空気中の酸素によって生じる金属シリコンの酸化ロスを抑制でき、酸化クロムの還元回収の更なる効率化が可能となる。
　さらに、耐火物の損傷を抑えるという観点から、電気炉での操業中は以下の条件を満たすことが好ましい。
＜１チャージにおける耐火物炉壁の表面温度の最高到達温度＞
　まず、１チャージにおける耐火物炉壁の表面温度の最高到達温度を１０００℃以上１８００℃以下とすることが好ましい。耐火物炉壁の表面温度は、前述した方法によって測定することができる。最高到達温度が１８００℃を超えると耐火物炉壁の表面温度が耐火物の融点に近くなり、強度が顕著に下がる。耐火物炉壁の強度が低下すると、溶湯あるいはスラグの飛散により、耐火物炉壁の溶損が顕著となる。したがって、耐火物炉壁の表面温度は１８００℃以下にすることが好ましい。一方、最高到達温度を１０００℃未満とすると高い生産性を得られない。これより、最高到達温度は１０００℃以上とすることが好ましい。
＜耐火物炉壁表面から内部への熱流束＞
　また、耐火物炉壁の表面温度が１０００℃以上１８００℃以下の範囲では、耐火物炉壁表面から炉本体内部への熱流束を１５０Ｍｃａｌ／ｍ２／ｈｒ以下とすることが好ましい。耐火物炉壁表面から炉本体内部への熱流束は、前述した方法によって測定することができる。
　耐火物炉壁の表面温度が１０００℃以上１８００℃以下の範囲は、耐火物は、溶湯あるいはスラグの接触による溶損は顕著に発生しない範囲ではあるものの、耐火物炉壁自体の強度は低下する。このため、耐火物炉壁の表面温度が１０００℃以上１８００℃以下の範囲にあるときに、溶湯あるいはスラグの接触により急激に高温になると、局所的に熱膨張差が発生し、スポーリングと同様な熱応力が発生する。したがって、耐火物炉壁の表面温度が１０００℃以上１８００℃以下の範囲にあるときに耐火物炉壁の表面温度の急激な上昇が発生すると、耐火物炉壁の割れを誘発し、損耗が顕著となる。
　耐火物炉壁の表面温度が１０００℃以上１８００℃以下の範囲において、熱流束が１５０Ｍｃａｌ／ｍ２／ｈｒ以下では、上述した熱膨張差による耐火物炉壁の損耗を抑制できる。熱流束が１５０Ｍｃａｌ／ｍ２／ｈｒ以下の低位域では、温度勾配が緩やかであるため、局所的な熱膨張差が小さく、熱応力の発生も小さくなる。したがって、耐火物炉壁に割れが発生しにくくなる。一方、熱流束が１５０Ｍｃａｌ／ｍ２／ｈｒ超となると、耐火物炉壁の割れの発生が顕著となる傾向があり、耐火物炉壁の補修が頻繁に必要となる耐火物損耗速度となる。したがって、耐火物炉壁の表面温度が１０００℃以上１８００℃以下の範囲において、熱流束が１５０Ｍｃａｌ／ｍ２／ｈｒ以下となるように電気炉を操業することで、耐火物炉壁の寿命を向上することができる。
　以上のように、耐火物炉壁の表面温度及び熱流束について上記の操業条件を満たすように電気炉を操業することで、耐火物炉壁の損耗を抑制しながら、可能な範囲において高電力で電気炉を操業することができる。また、可能な範囲内において高電力で電気炉を操業できるため、操業時間を短縮することができる。その結果、耐火物炉壁の損耗をより抑制でき、炉壁等からの放熱ロスなどを低減し、製造コストを削減することが可能となる。その結果、電気炉内に不可避的に侵入する空気中の酸素によって生じる金属シリコンの酸化ロスを抑制でき、酸化クロムの還元回収の更なる効率化が可能となる。
　次に、本開示の実施例について説明するが、実施例での条件は、本開示の実施可能性及び効果を確認するために採用した一条件例であり、本開示は、この一条件例に限定されるものではない。本開示は、本開示の要旨を逸脱せず、本開示の目的を達成する限りにおいて、種々の条件を採用し得るものである。
（第１の実施例）
　本実験では、アーク式電気炉に金属原料を装入して溶鉄を溶製する際に、クロム酸化物を含むスラグを添加し、スラグ中のクロム酸化物を還元して、クロムを溶鉄中に還元回収した。なお、Ａｌ２Ｏ３源を添加するに際しては、アルミナ灰を通電開始前に添加し、ＣａＯ源として生石灰を添加するに際しては、溶解中に上方ホッパーより添加した。また、溶湯の撹拌を行う場合は、攪拌ガスとして底吹きＡｒガスを吹き込み、撹拌動力密度を（７）式に基づいて算出した。この実験条件を以下に示す。
１）電気炉
　ここでは、図１～図４に示すような構成の１００トンの溶湯が溶製できるアーク式電気炉（アーク式溶解炉）を用いて実験を行った。炉底に配置した撹拌ガス吹き込みプラグの数は、３個、４個、又は６個で実験を行い、実施例１２では、すべての撹拌ガス吹き込みプラグをバンド領域以外の位置に設置して実験を行った。また、電極は２４インチ径のものを３本用い、中心軸から平面視した場合の各電極の中心を通る円の直径（ＰＣＤ）は１．０ｍ、１．２ｍ、１．８ｍの３パターンを用い、炉内直径Ｄｆは６．１ｍとした。溶鉄の静止湯面から電極先端までの距離（電極高さＨｅ）は、３本の平均で０．１１～０．４６ｍとした。
２）電気炉装入物の配合
　金属原料：合計５５トン（装入物全体の５５質量％）
　実験には、炭素源と珪素源を含む金属原料である、スクラップ、鋳銑（高炉溶銑を凝固させたもの）、及び、合金鉄（フェロクロム）を用いた。
　副原料：合計４５トン（装入物全体の４５質量％）
　内訳は、転炉での別チャージの脱炭処理で生成されたＣｒ２Ｏ３を３３～３９質量％含む未還元スラグ（転炉スラグ）：総量４３トン（電気炉装入物の４３質量％）であり、上記未還元スラグのうち、篩目２５ｍｍオーバーの塊状副原料を５～３５トンとし、篩目３．１５ｍｍアンダーの微粉副原料を、０．１～２５トンとした。
　副原料の残部は、中間粒度（篩目３．１５ｍｍオーバー、かつ、篩目２５ｍｍアンダー）のＡｌ２Ｏ３源（アルミ灰）とＣａＯ源（生石灰）とした。
　金属Ｓｉ量／Ｃｒ酸化物量で定義される質量比は０．２０～０．５０に設定した。
３）通電条件
　アーク電極３本、４０ＭＷ、合計通電時間は６０分で一定とした。
　なお、アークの広がり直径Ｄａｒｃ（ｍ）及びアークの偏向角θ（ｄｅｇ）は、いずれの例においても式（１）及び式（２）によって計算した。
４）操業条件
　加熱溶解では、還元処理後の溶鉄温度を１４００～１７００℃に設定した。
　還元処理後のスラグ組成「（ＣａＯ）／｛（ＳｉＯ２）×（Ａｌ２Ｏ３）｝」（表中はＣ／Ｓ・Ａと記載）は、０．０１～０．２５に設定した。
　還元処理後のスラグ中のＡｌ２Ｏ３濃度は、４．５～３０質量％に設定した。
　撹拌動力密度は、０．００～１．５ｋＷ／トンに設定した。なお、撹拌動力密度は、前述の（７）式の撹拌ガス吹き込みプラグごとの撹拌動力密度の合計値である。また、「０．００ｋＷ／トン」とは、攪拌ガス（底吹きガス）を吹き込まない条件を意味する。
＜評価基準＞
　以上の条件にて実験を行い、クロム還元性及びスラグ発生量の２つの項目で評価した。
　クロム還元性の良否判定の指標としては、「還元処理後のＣｒ２Ｏ３／Ｃｒ（質量％比）」を用いた。これは、還元処理後の溶鉄中のＣｒ濃度に対する、還元処理後のスラグ中のＣｒ２Ｏ３濃度を算出した値であり、この値が小さいほど、効率的に還元処理ができていることを意味している。ここでは、０．５以下であれば、クロムを効率良く回収できたものとみなした。評価結果は、０．０５未満をＡＡ、０．０５以上０．２未満をＡ、０．２以上０．５以下をＢ、０．５を超えたものをＣと評価した。
　電気炉での還元処理後のスラグ発生量と、後工程の転炉での精錬後のスラグ発生量との合計スラグ量を、スラグ発生量の評価指標とした。かかる評価は、比較例１を基準（１００％）として、合計スラグ量が基準より８５％未満に少なくなった場合にはＡ、基準より８５％以上９５％以下の場合にはＢ、比較例１と同等（±５％未満）あるいは悪化した場合にはＣと評価した。
　表１－１及び表１－２に操業条件及び評価結果を示す。表１－１における下線は、本開示の操業条件を満たさない値である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
 
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
 
　表１－１、表１－２からわかるとおり、実施例１～２３では、金属Ｓｉ量／Ｃｒ酸化物量で定義される質量比、Ｃ濃度、Ｄａｒｃ／Ｄｆ、Ｈｅ／Ｈｓのすべての条件を満たしており、クロム還元性、スラグ発生量ともに比較例１よりも優れていた。
　一方で、比較例１では、Ｄａｒｃ／Ｄｆが大きすぎたため、アークの広がりが大きくなり過ぎ、アーク推力が広く分散したことによってアーク推力の水平成分による電極から炉壁方向への撹拌流が弱まり、炉内撹拌が不十分となった。その結果、酸化クロムの還元が不十分となってクロムの回収率が低下し、更に、還元反応で消費されなかった金属シリコンが含クロム溶鉄中に多く残存し、後工程の転炉での精錬後のスラグ発生量が増加してしまった。
　比較例２では、Ｄａｒｃ／Ｄｆが小さすぎたため、炉壁近傍での攪拌が弱まり、酸化クロムの溶解・還元に多くの時間を要し、電気炉内に不可避的に侵入する空気中の酸素によって金属シリコンが酸化ロスされた。その結果、金属シリコンが不足し、酸化クロムの還元反応が不十分となり、電気炉で生成するスラグ中の酸化クロムが相対的に多くなってしまい、その分スラグ発生量も多くなってしまった。
　比較例３では、Ｈｅ／Ｈｓが大きすぎたため、アークの推力がスラグの表面にしか伝わらず、溶鉄近傍のスラグの撹拌が不十分となってしまった。その結果、酸化クロムの還元が不十分となってクロムの回収率が低下し、更に、還元反応で消費されなかった金属シリコンが含クロム溶鉄中に多く残存し、後工程の転炉での精錬後のスラグ発生量が増加してしまった。
　比較例４では、Ｈｅ／Ｈｓが小さすぎたため、アークの推力が主に溶鉄の撹拌に利用されてしまい、スラグを撹拌する力が不十分となってしまった。その結果、酸化クロムの還元が不十分となってクロムの回収率が低下し、更に、還元反応で消費されなかった金属シリコンが含クロム溶鉄中に多く残存し、後工程の転炉での精錬後のスラグ発生量が増加してしまった。
　比較例５では、相対的に金属シリコンの量が少なかったため、還元反応が不十分となり、電気炉で生成するスラグ中の酸化クロムが相対的に多くなってしまい、その分スラグ発生量も多くなってしまった。
　比較例６では、相対的に金属シリコンの量が多かったため、還元反応は効率良く十分に行われたが、溶鉄中のＳｉ濃度が高くなり、後工程の転炉での精錬後のスラグ発生量が増加してしまった。
　比較例７では、炭素濃度が低すぎたため、シリコンの活量を高位に維持することができず、還元反応が不十分となり、電気炉で生成するスラグ中の酸化クロムが相対的に多くなってしまい、その分スラグ発生量も多くなってしまった。
（第２の実施例）
　表１の実施例１及び比較例１に記載のチャージと同様の条件にて操業を繰り返し行い、１か月間、電気炉を操業させた。以下の表２に示す実施例及び比較例について、上記の操業条件で電気炉を操業し、耐火物炉壁の損耗状態及び生産性を評価した。なお、表２に示した実施例及び比較例では、耐火物炉壁表面の最高温度は１２００～２０００℃、耐火物炉壁表面の最大熱流束は２０～１５０Ｍｃａｌ／ｍ２／ｈｒであった。
　以下、本開示の電気炉の操業方法の有効性について検証した結果を示す。耐火物炉壁の損耗、１チャージの生産性、及び１か月の生産性に対する評価基準は以下のとおりである。
［耐火物炉壁損耗の評価基準］
　１００～２００ｃｈ操業後の最大損耗量から算出した１チャージあたりの損耗量から算出される損耗速度により評価
　　Ａ：損耗速度１．５ｍｍ／ｃｈ未満
　　Ｂ：損耗速度１．５ｍｍ／ｃｈ以上
［１チャージの生産性に対する評価基準］
　１チャージあたりの金属原料の溶解時間により評価
　ＡＡ：通電開始から通電終わりまでの時間が７５分未満
　　Ａ：通電開始から通電終わりまでの時間が７５分以上９０分未満
　　Ｂ：通電開始から通電終わりまでの時間が９０分以上
［１か月の生産性に対する評価基準］
　　Ａ：比較例１を基準とし、増産代が５％以上改善
　　Ｂ：比較例１を基準とし、増産代が５％未満
［１か月のスラグ量に対する評価基準］
　比較例１を基準（１００％）として、合計スラグ量が基準より８５％未満に少なくなった場合にはＡＡ、基準より８５％以上９５％以下の場合にはＡ、比較例１と同等（±５％未満）あるいは悪化した場合にはＢと評価した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
 
　表２に記載されていない操業条件については、実施例３１～３３は表１－１、表１－２の実施例１と、比較例１１～１３は表１－１、表１－２の比較例１と同様である。
　実施例１では、最高到達温度が１８００℃を超えたチャージがあり、実施例３１では、最大熱流束が１５０Ｍｃａｌ／ｍ２／ｈｒを超えたチャージがあった。このため、実施例３３に比べて１チャージ毎の生産性は良好であったが、耐火物炉壁の損耗速度が大きく、１ヶ月あたりの耐火物補修時間が増大した。
　実施例３３では、各チャージの最高到達温度は１０００℃以上１８００℃以下に収まっており、最大熱流束は１５０Ｍｃａｌ／ｍ２／ｈｒ以下に収まっていた。このように電気炉を操業した結果、耐火物炉壁の損耗、１チャージの生産性、および１ヶ月の生産性はいずれも良好であり、その結果、１ヶ月でのスラグ発生量を実施例１よりも低減できた。
　一方、比較例１１～１３では、いずれもスラグの攪拌が不十分であったため、スラグ量としては比較例１と同等または悪化した。
　１０　電気炉
　１１　炉中心
　１２　炉底
　１３　撹拌ガス吹き込みプラグ
　１４　耐火物炉壁
　１５、１５ａ、１５ｂ、１５ｃ　電極
　１７　炉本体
　３０　温度測定部
　３１、３３、３５　熱電対
　４０　制御装置
　５０　溶融スラグ
　１００　溶鉄
　２０１９年４月２２日に出願された日本特許出願２０１９－０８１１７９号の開示はその全体が参照により本明細書に取り込まれる。本明細書に記載された全ての文献、特許出願、および技術規格は、個々の文献、特許出願、および技術規格が具体的かつ個々に記された場合と同程度に、本明細書中に参照により取り込まれる。

Claims (7)

  1. 　３本の電極を備え、各電極と湯面との間にアークを発生させる交流式電気炉に、金属Ｓｉを含むフェロクロム及びフェロシリコンの少なくとも一方の金属原料と酸化精錬で発生したＣｒ酸化物を含む未還元スラグとを含む装入物を、金属Ｓｉ量／Ｃｒ酸化物量で定義される質量比が０．３０～０．４０、かつＣ濃度が２．０質量％以上飽和濃度以下となる配合として装入し、
    　前記電気炉の中心軸方向から平面視した前記３本の電極の各中心を通る円の直径をＰＣＤ（ｍ）、前記３本の各電極の先端から溶鉄の静止湯面までの鉛直距離である平均電極高さをＨｅ（ｍ）、炉内直径をＤｆ（ｍ）、溶融スラグ厚みをＨｓ（ｍ）、前記溶鉄の静止湯面における前記アークの広がり直径をＤａｒｃ（ｍ）、前記アークの偏向角をθ（ｄｅｇ）とした場合に、下記（１）式～（４）式の関係を満たす条件で操業して前記Ｃｒ酸化物が還元処理されたＣｒを含む溶鉄を製造する、
    　含クロム溶鉄の製造方法。
    　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. 　前記電気炉の炉底に、湯面面積１ｍ２当たり０．１２個以上の撹拌ガス吹き込みプラグが配置されており、隣接する前記撹拌ガス吹き込みプラグの中心間距離をＬ、前記炉底から湯面までの溶湯深さをＨとすると、Ｌ／Ｈが０．５０以上となるようにする請求項１に記載の含クロム溶鉄の製造方法。
  3. 　前記電気炉を前記中心軸方向から平面視して、前記３本の電極の各中心を頂点とする三角形の重心に炉中心が位置し、さらに、前記電気炉を前記中心軸方向から平面視して、前記炉中心から前記３本の各電極の中心を通り炉壁まで延びる仮想線を中心線とし該電極の直径を幅とするバンド領域を想定し、前記バンド領域を除く炉底領域に前記撹拌ガス吹き込みプラグが位置する請求項１又は請求項２に記載の含クロム溶鉄の製造方法。
  4. 　前記電気炉の操業時の撹拌動力密度を、０．０１ｋＷ／トン以上１．０ｋＷ／トン以下にする請求項１～請求項３のいずれか１項に記載の含クロム溶鉄の製造方法。
  5. 　前記装入物には、炭素源、珪素源、ＣａＯ源及びＡｌ２Ｏ３源が含まれており、
    　前記装入物のうち前記金属原料以外は副原料であり、
    　篩目２５ｍｍオーバーの前記副原料の含有量が、前記装入物全体に対して５質量％以上３０質量％以下、かつ、篩目３．１５ｍｍアンダーの前記副原料の含有量が、前記装入物全体に対して３．０質量％以上であり、
    　前記還元処理後の溶鉄中のＣ濃度及びＳｉ濃度が下記（５）式の条件を満たし、かつ、前記還元処理後のスラグ中のＣａＯ濃度とＳｉＯ２濃度とＡｌ２Ｏ３濃度との関係が下記（６）式の条件を満たすように前記電気炉に前記装入物を装入する請求項１～請求項４のいずれか１項に記載の含クロム溶鉄の製造方法。
    　［Ｃ］≧－２９．４＋０．０１５×（Ｔ＋２７３）－０．００３×（Ｔ＋２７３）×ｌｏｇ［Ｓｉ］　・・・（５）
    　０．０４≦（ＣａＯ）／｛（ＳｉＯ２）×（Ａｌ２Ｏ３）｝≦０．２０　・・・（６）
    　ここで、［Ｃ］と［Ｓｉ］はそれぞれ還元処理後の溶鉄中のＣ濃度（質量％）とＳｉ濃度（質量％）、（ＣａＯ）と（ＳｉＯ２）と（Ａｌ２Ｏ３）はそれぞれ還元処理後のスラグ中のＣａＯ濃度（質量％）とＳｉＯ２濃度（質量％）とＡｌ２Ｏ３濃度（質量％）、Ｔは還元処理後の溶鉄の温度（℃）を表す。
  6. 　還元処理後の前記スラグ中のフッ素濃度がＣａＦ２換算で０．５質量％以下、かつＡｌ２Ｏ３濃度が５質量％以上３０．０質量％以下となるようにする請求項５に記載の含クロム溶鉄の製造方法。
  7. 　１チャージにおける前記電気炉の耐火物炉壁の表面温度の最高到達温度を１０００℃以上１８００℃以下とし、かつ、前記耐火物炉壁の前記表面温度が１０００℃以上１８００℃以下の範囲では、前記耐火物炉壁表面から炉本体内部への熱流束が１５０Ｍｃａｌ／ｍ２／ｈｒ以下となるようにして、前記電気炉に装入された前記装入物を溶解する請求項１～請求項６のいずれか１項に記載の含クロム溶鉄の製造方法。
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