JPH01316437A - 中、低炭素フェロマンガンの製造方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 （産業上の利用分野） この発明は、マンガン鉱石を主成分とする原料から、中
、低炭素フェロマンガンをより安価に一貫製造する方法
に関する。

鉄製品の合金成分として有用であるマンガン（Ｍｎ）は
、高炉溶銑を主原料とする転炉精錬の終了時点で、また
スクラップを主原料とする電気炉製鋼法の場合には溶鋼
作業後に、何れもＦｅ　−Ｍｎ合金の形で添加されるの
が一般的である。

このＦｅ　−Ｍｎ合金は、その炭素含有量によって高炭
素フェロマンガン（ＨＣＦｅＭｎ）、中炭素フェロマン
ガン（ＭＣＦｅＭｎ）、低炭素フェロマンガン（ＬＣＦ
ｅＭｎ）に分類され、日本工業規格（ＪＩＳ）で定めら
れている成分値を転記すれば表１の通りである。

ところでＨＣＦｅＭｎはＣ含有率が高く、融点が低いの
で製造は比較的容易でかつ経済的であるが、ＭＣＦｅＭ
ｎやＬＣＦｅＭｎは、通常、高価なＳｉ−Ｍｎ合金と多
量の電力を使用して製造するのでＨＣＦｅＭｎに比しは
るかに高価な合金鉄である。

（従来の技術） ＭＣＦｅＭｎ製造法としては電気炉による場合のほか溶
融ＨＣＦｅＭｎを酸素（０２）により脱炭する方法も提
案され、例えば特公昭５７−２７１６６号、特開昭５４
−９７５２１号各公報定記載されている方法は、いずれ
も溶融ＨＣＦｅＭｎを転炉状の反応容器に装入し、炉底
の羽口より純０２もしくは、０□と水蒸気の混合ガスを
吹き込み６．５〜７．５ｗｔχ（以下単に％と示す）の
Ｃを１〜１．３％程度まで脱炭する方法であって、炉底
の羽目は２重管構造とし０２を吹き込むことによる羽口
の溶損を防ぐために０２羽口の周囲に冷却用のガスを流
すことを必要としている。

また特開昭６０−５６０５１号公報には、反応容器の炉
底羽口から非酸化性ガスを吹込み攪拌すると同時に、上
吹きランスから純０□ガスを吹込む方法が、同６０−６
７６０８号公報には反応容器の上吹きランスおよび炉底
から０□ガスを供給する方法が開示されている。

例えば、特開昭６０−５６０５１号公報では、不活性ガ
ス底吹き、純０□ガス上吹き法でＭｎの酸化による損失
を抑制するために、熱力学的にＣの酸化が優先的に起こ
る約１８００℃といった高温で、吹錬を行うこと（実施
例では１８１０℃〜１８３０℃）が開示されている。

熱力学的にＭｎ、炭素、酸素の関与する下記の反応式（
］）においては、式（２）の平衡が成立することが知ら
れている。

記 ＭｒｒＯ＋　Ｃ＝　Ｍｎ　＋　Ｃｏ　　　　　　　　　
　−（１）１ｏｇＫ　　＝　−１２８５３／Ｔ　＋　７
．９１　　　　−（２）式（２）から判るように、低温
領域においては炭素の酸化よりもＭｎの酸化が優先し、
高温領域においては逆にＭｎの酸化よりも炭素の酸化が
優先する。従って脱炭を効率的に行うには、できるだけ
高温下で反応を進行させることが有利なことは明らかで
ある、しかしながら高温下ではｈの蒸発が活発になり、
また反応容器の耐火物等の損耗が問題になる。特に１８
００℃以上といった高温に長期間耐えうる耐火物はまだ
なく、このような高温吹錬の工業的な実施は経済的に不
利である。

また従来の電気炉−純酸素脱炭法では、前述の日本工業
規格に中炭素フェロマンガン０号や低炭素フェロマンガ
ン０号として示された、マンガン含有量が８０％以上の
フェロマンガンを経済的に効率良く溶製することが難し
いところに問題が残る。

すなわちマンガン含有率が高い場合はさらに高温操業に
よる脱炭を行う必要があるが、高温になるほどＭｎの蒸
発が盛んになるためマンガン含有率の高い中、低炭素フ
ェロマンガンの脱炭には不向きである。

この発明は、上記した問題点を解消し、マンガン鉱石な
どの含マンガン合金原料からより安価に中、低炭素フェ
ロマンガンを一貫製造する方法を提供しようとするもの
である。

（発明が解決しようとする課題） この発明は、マンガン鉱石および／またはマンガン焼結
鉱、スラグ調整剤およびコークスをたて型製錬炉に装入
し還元精製により高炭素フェロマンガンを溶製した後、
このフェロマンガンを反応容器内に装入し酸素含有気体
を吹きつけて脱炭精錬するに際し、還元製錬におけるマ
ンガン鉱石のＭｎ／Ｆｅを４．５以上に調整しマンガン
含有量が７３〜８１ｗｔχでシリコン含有量が０．５ｗ
ｔ％以下の高炭素フェロマンガンを溶製し、ついで出湯
した高炭素フェロマンガンを反応容器内に１３００℃以
上で装入し、溶湯浴面上に上吹きランスから酸素含有気
体を吹きつけるとともに、反応容器の底部から不活性ガ
スを吹き込む脱炭精錬において、溶湯の温度が１６００
℃に達するまでは、酸素含有気体の供給速度を、メタル
トン当りの昇温速度が６．０℃／Ｎ＋ａ３０ｚ以上とな
る範囲に調整するとともに、この吹錬期間は（ＭｎＯ）
／　Ｌ　（ＭｎＯ）＋（ＣａＯ）＋（ＳｉＯｔ）　）が
０．８以上のスラグ組成に維持し、フェロマンガン溶湯
の温度が１６００℃をこえたときは、酸素含有気体の供
給速度をメタルトン当り２．０Ｎｍ’／ｗｉｎ以下にか
つ酸素含有気体の吹きつけによる溶湯浴面のくぼみ深さ
を２００−以下とし、さらにスラグ量の増加に従ってく
ぼみ深さを２００閣以下に維持しつつ上吹きランスを降
下させかつ底吹きガス量を増加することを特徴とする中
、低炭素フェロマンガンの製造方法（第１発明）、 第１発明にさらに脱炭精錬後のスラグ中にけい石をスラ
グトン当り２０ｋｇ以上投入して攪拌する工程を付加し
た製造方法（第２発明）、 第１発明における脱炭精錬期間中に乾式集塵装置にて集
塵を行ってＭｎ有率の高いダストを回収する製造方法（
第３発明）および 第１発明にさらに脱炭精錬期間中までの冷却期間に溶湯
中へ普通鋼スクラップを主体とする増量源を投入しｈ濃
度を調整する工程を付加した製造方法（第４発明）、 である。

さてこの発明方法についてその実施に好適な設備を示す
第１図に従って、以下具体的に示す。

同図（ａ）中１はたて型製錬炉であり、まずたて型製錬
炉においてマンガン源としてマンガン鉱石２をコークス
３とともに装入する。

この発明では使用するマンガン鉱石２のＭｎ／Ｆｅの比
を４．５以上、望ましくは７．５以上８．５以下に調整
する。実際にはマンガン含有率の高い高品位のマンガン
鉱石と通常のマンガン鉱石または鉄鉱石を混合させて使
用することが好ましい。さらにコークス３の量は、メタ
ルトン当り１４８０ｋｇ以上とする。これは続く脱炭工
程と組み合せた全工程の最適化を検討した結果、たて型
製錬炉で溶製する高炭素フェロマンガンのマンガン含有
量を７３〜８１％、望ましくは７７〜８０％に設定する
ことが後に続く脱炭工程において従来法でｌ’Ｉｎ酸化
を防止するために行っている１８００℃を超える高温操
業を行わずに通常の製鋼技術と同じ＜　１７００℃程度
の温度で操業を行うために必要であるからである。なぜ
ならばたて型製錬炉において予めマンガン濃度を高めに
設定すれば比較的低温操業を行い若干のＭｎ歩留り低下
があっても、中・低炭素フェロマンガンを本発明法によ
り溶製可能であるからで、この際にＪＩＳ　１号品を溶
製するには高炭素フェロマンガンのマンガン濃度を脱炭
炉におけるＭｎ歩留りと脱炭骨を勘案すると７３％以上
、ＪＩＳ　０号品を溶製するには７７％以上とすること
が必要である。マンガン濃度の上限はマンガン濃度の高
いマンガン鉱石が高価であり、要求される中・低炭素フ
ェロマンガンの上限が８０％であることから過度にＭｎ
濃度を上げると経済的に不利であることやＭｎ濃度の高
いフェロマンガンの脱炭は熱力学的により困難であるこ
とから８１％以下とすることが必要である。

たて型製錬炉のフェロマンガンのＭｎ濃度を７３〜８１
％とするには、このマンガン含有量のフェロマンガンを
安定にしかも経済的に溶製するにはマンガン鉱石のＭｎ
／Ｆｅを４．５以上、望ましくは７，５以上８．５以下
におよび炉内に装入するコークス量をメタルトン当り１
４８０ｋｇ以上、望ましくは１６００ｋｇ以上に調整し
て炉内の熱余裕を上昇させ、Ｆｅよりも還元所要熱量が
大きいＭｎの還元を図ることが必要である。またシリコ
ン含有量は０．５％以下とする。

というのは低炭素フェロマンガンを溶製する際には溶湯
温度が高いために炭素濃度の低下に従い一度酸化された
シリコンが再び還元されることによりＭｎ濃度の低下を
もたらすからである（第２図参照）。

しかしながら単にたて型製錬炉におけるフェロマンガン
のマンガン濃度を高めても、１７００℃程度の温度で中
・低炭素フェロマンガンの溶製ができるわけではないの
は勿論で、以下に述べる脱炭工程での種々の改善との組
み合せにより経済的に中・低炭素フェロマンガンの溶製
が可能となったのである。

さらにマンガン鉱石、コークスおよびスラグの塩基度を
調節するための副原料４を炉頂より供給するとともに、
酸素含有気体を羽口５より供給しマンガン鉱石中のＭｎ
Ｏ□、　ＭｎｚＯ３のＣＯによる還元を経て最終的には
ＭｎＯがコークス中Ｃにより直接還元される。高炭素フ
ェロマンガン６を通常１４８０℃以上で取鍋７内へ出湯
し、その後取鍋７から脱炭工程に用いる反応容器８へ１
３００℃以上の温度で装入する（同図（ｂ）参照）。

この装入以前から精錬中にわたって羽口９を経て非酸化
性ガスを適当量流し、溶湯を攪拌し、次にランス１０を
上方より下降させ、酸素含有気体を吹きつけて脱炭を行
う（同図（Ｃ）参照）。

ここで、上方より吹きつける酸素含有気体は、０□と、
窒素、希ガスなどの酸素分圧を下げる非酸化性ガスとの
混合ガスを用いるを可とするが、０２のみとしてもよい
。

また）ｌｃＦｅＭｎの装入後から行う脱炭において１）
上吹きランスからの酸素含有気体の供給速度（Ｎａｐ’
／ｍａｉｎ）を該フェロマンガンの温度が１６００℃に
達するまでメタルトン当りの昇温速度が６．０”Ｃ／　
Ｎｏ＋３０□となるように調整すること、２）　ＨＣＦ
ｅＭｎの装入後から該フェロマンガンの温度が１６００
℃に達するまでの間に反応容器内のスラグ中の（ＭｎＯ
）の濃度を（ＭｎＯ）／　（（ＭｎＯ）　＋　（ＣａＯ
）　＋　（Ｓｉｎｇ）　）が０．８以上となるように調
整すること を満しなから脱炭操業を行うことが肝要である。

すなわち、フェロマンガンのＭｎの酸素吹付けによる脱
炭操業では、フェロマンガン中のＭｎの酸化を極力防止
しながら脱炭酸素効率を向上させることおよび、それと
同時にフェロマンガン中のＭｎの蒸発を防止することが
肝要となる。そして脱炭を促進し、マンガンの酸化を防
止するには、高温にすることが必要であるが、その一方
でＭｎの蒸発が活発になる懸念がある。ところが発明者
らの研究によれば、フェロマンガンの脱炭精錬を行う際
には１６００℃以下の低温においても酸素によって生じ
た火点によりＭｎの蒸発が活発に生じることが明らかと
なり、むしろ低温においては早期に高温とし脱炭を活発
にさせるために上吹きランスからの酸素含有気体の供給
量を増加させて昇温速度をメタルトン当り６．０℃／Ｎ
ｍ’Ｏ，以上に上昇させることが中・低炭素フェロマン
ガンを経済的に溶製するには有利であることがわかった
。

なお酸素含有気体の供給速度を極端に増加させることは
Ｍｎの酸化、蒸発の防止の面では不利で、通常はメタル
トン当り２．５Ｎｍｆｆ／ｒａｉｎ以下程度に抑えるこ
とが望ましい。

同時に低温でのＭｎ蒸発を防止するためには早期にＭｎ
Ｏ濃度の高いスラグで溶湯面をおおうことが有利であり
、その際にスラグの組成を調整することが必要となる。

すなわち、ＭｎＯ濃度を高く保つことにより、融点の高
いスラグを早期に形成し、フェロマンガン溶湯を覆うよ
うにする。　ＭｎＯ濃度の低いスラグになると融点が低
下し上記した昇温時における酸素含有気体の供給速度が
大きい操業を行った際に脱炭が促進されるに従いスラグ
のスロッピングが生じ操業が不能になる。

そこで酸素含有気体の供給速度を大きくした操業におい
てスラグ組成を種々に変化したときの影響について調べ
た。その結果を表２に示すように、（ＭｎＯ）／　（（
ＭｎＯ）＋　　（ＳｉＯｇ）＋（ＣａＯ）　）を０．８
以上に維持すればスロッピングの発生を防止できる。

表２ その後フェロマンガン溶湯の温度が１６００℃をこえる
と脱炭酸素効率は向上し、Ｍｎの酸化は少なくなるが、
耐火物の溶損を抑制するという見地での温度制御とＭｎ
過剰酸化の防止という点でその後酸素含有気体の供給速
度はメタルトン当り２．　０Ｎｍｆｆ／ｌ１ｉｎ以下に
抑制することが必要となる。

さらに酸化含有気体を上吹き（以下上吹きガスという）
するに当り、ランスの種類、上吹きガスの供給速度、ラ
ンス先端と溶湯浴面間の距離などから下記（３）、（４
）および（５）式により計算される浴面の凹み深さＬが
２００　ｒｍ以下となる範囲で操業を行う。

記 Ｌ　＝　Ｌ　ｈ　ｅｘｐ　（−０，７８ｈ／　Ｌ　ｈ　
）　　　　　　　・”（３）Ｌｈ　　＝６．３０　　（
６０ｋ　　−Ｑ／ｎ　　−ｄ　）”’　　　・・・（４
）ここで Ｌ二上吹きガスによる溶湯浴面の凹み深さ（閣）。

ｈ：溶湯浴面からランス先端までの距離（ａｍ）。

Ｌｈ：ｈ−０のときの凹み深さ（１）。

Ｑ：上吹きガスの供給速度（Ｎｍ３／５ｉｎ）　＋ｎ：
上吹きランスのノズル数。

ｄ：上吹きランスのノズル直径（Ｗ）。

θ：上吹きランスのノズルの軸とランス中心軸のなす角
度じ）。

ｋ：式（５）から求められる係数。

特に溶湯温度が１６００℃をこえる、Ｍｎの蒸発が活発
に起こる精錬中盤以後において、凹み深さを小さくする
ことが、Ｍｎの蒸発を抑制するために重要である。

以上のような方法によってＨＣＰｅＭｎに脱炭を施して
（Ｃ）＃１．Ｏ％まで精錬した時の上吹きガスによる凹
み深さＬの代表値とＭｎ歩留りの関係を第３図に示した
。

Ｌが２００　ｆｆ１ｍ以上ではＦｊｎの蒸発および過剰
酸化によりＭｎ歩留りが急激に低下する。またＬが１６
０Ｍ以下の場合は特にＭｎ歩留りが高く、好適な操業条
件といえる。

この条件は通常の転炉吹錬の常識からすると極端なソフ
トプローの状態に対応し、これによって火点でのＭｎの
過剰な酸化を防止して優先脱炭をはかり、またＭｎの火
点での蒸発損失を抑制するものである。

また、第４図に示すようなシェイキングレードルにより
溶湯に揺動を与えて攪拌を強化すると、スラグ中へのマ
ンガンの酸化ロスを抑制することができＭｎ歩留りはさ
らに向上する。なお同図中１１はトラニオン、１２はそ
の軸受および１３はモータである。

第３図中黒丸で示した点は振幅３００　ｍｍ、回転数２
０ｒｐｒａで揺動を与えた時のデータであるが、この発
明に従う凹み深さ２００　ｍｍ以下では揺動を与えない
場合に比べて平均で約２％Ｍｎ歩留りが向上している。

この際には底吹きは用いても用いなくてもＭｎ歩留りに
大きな差は認めらず底吹きを行わなくてもよい。また底
吹き羽口より酸素を含むガスを吹きこむ方法では、攪拌
が強すぎて溶湯表面のスラグ層が排除されて上吹きガス
が直接溶湯に当たるために、この発明法により上吹きガ
スの吹き込み条件を制御してもＭｎの蒸発や過剰酸化に
よる損失を効果的に抑制することはできなかった。

なおこの脱炭精錬の途中で必要に応じてＭｎ鉱石、Ｆｅ
Ｍｎの破砕屑、スラグなとのＭｎ含有物を冷却材１４と
して添加し、溶湯を適当な温度範囲に保つようにしても
よい。

その後脱炭が進行し、やがて〔％Ｃ〕が２％以下になる
と、脱炭効率が低下する。その際にはランス高さを低下
させると共に底吹きガス流量を増加させる。底吹きガス
流量はこうした吹錬末期ではメタルトン当り０．０５Ｎ
ｍ’／ｍｉｎ以上、望ましくは０、１０Ｎｍ”／ｍｉｎ
以上の流量が望ましい。

所定濃度まで脱炭が終了したらランス１０を上昇し、酸
素含有気体の吹きつけも停止する。

また、ランス上昇後、底吹きガスや反応容器の揺動によ
って攪拌しながら、ＦｅＳｉ、　ＳｉＭｎなどの還元材
１５を添加し、スラグ中の酸化Ｍｎを還元回収すること
もできる。

さらにＦｅＳ　ｉやＳｉＭｎといった還元材と共にけい
石を投入することが、フェロマンガンのスラグとメタル
との分離に有効である。

発明者らは実験によって、けい石をＳｉＯ□分としてス
ラグトン当り２０ｋｇ以上添加すればスラグへのメタル
の混入が防げることを確認した。還元材よりもけい石が
有効な点は、スラグの融点が高いことに起因して還元材
としてＦｅＳｉを入れた場合にはスラグと還元材との反
応が遅いが、けい石はスラグとの反応が早く進み上記の
スラグとメタルの分離には効果が大きいことにある。な
お出湯に際しては他の反応容器もしくは樋の耐久性を考
え、１７００℃以下まで還元材やけい石を投入して熱を
有効に利用しつつ溶湯温度を低下させるのが望ましい。

出湯されたフェロマンガンは例えば鋳型１６に流し込み
鋳造して製品とする。

以上述べたように、フェロマンガンの脱炭精錬の期間に
はマンガンの酸化を抑制し脱炭を促進させることができ
るが、炭素濃度が２％以下に低下するにしたがい必然的
にＭｎの蒸発に起因するヒユームダストが増加する。こ
のヒユームダストは従来冷却水をかけられた後シックナ
ーで凝集後処理されていたが、発明者らは中、低炭素フ
ェロマンガンの安価な一貫製造法の確立を目的にダスト
の利用を検討したところ、第５図に示すような乾式集塵
装置１７を用いてバグフィルタ−によりダストを集めれ
ば高純度の酸化マンガン粉が得られ、化学原料や陶磁器
のうわぐずり等に利用できることを見出した。特にこの
発明では従来法に比してソフトブローを実施し、かつス
ラグ組成を調節することによって、従来法で生じるスラ
グのスロッピングやメタルのスピッティングが抑制され
るために、純粋なヒユームダストが採取可能となったの
であり、単に乾式集塵装置を用いても従来法での同種の
ダストを容易に採取し得る訳ではなくあくまでこの発明
における操業方法との併用が必要である。

さらに操業終了後分析を直ちに行いＭｎ濃度を確認する
。Ｍｎｆｉ度が目標値より高い場合は冷却材として普通
鋼のスクラップを主体とする増量源を投入する。このス
クラップまたは、場内発生くず、規格外品等を使用する
ことにより適正Ｍｎｆｉ度に保つと共に歩留りを増加さ
せることができる。なおたで型製錬炉におけるフェロマ
ンガンのＭｎ含有量を７４％以上（望ましくは７７％以
上）８０％以下とするのは、次工程のＭｎ歩留りを高め
るため、目標値に対して適正なＭｎ濃度を確保すると共
にこうした塗材添加による微調整を可能とするためでも
あるが、Ｍｎ濃度を過度に高くするのはたで型炉での精
錬コストの面で不利となる。

以上の説明ではマンガン鉱石を用いる例で説明したが、
マンガン鉱石を用いたマンガン焼結鉱を用いた場合も同
様の効果が得られる。

（実施例） 内容積３９８Ｃのたて型製錬炉を用い、羽口より８％酸
素富化の空気を５７ＯＮｎ＋３／ｍｉｎで吹きこむと同
時にベルレス式炉頂装置よりマンガン鉱石（供給速度：
　１Ｂ、４ｔ／ｈ）、コークス（供給速度？　１７．５
ｔ／ｈ）およびドロマイトなどの副原料を装入した。

このときマンガン鉱石のＭｎ／Ｆｅ比が７．９５となる
ようにＭｎ／Ｆｅ比が約１５の鉱石（豪州産）と同様に
比が５の鉱石（南アフリカ産）とを配合すると共にコー
クス量をメタルトン当り１６２０ｋｇとして操業を行っ
た。

出湯量２５９ｔ／ｄ、出湯温度を１４８０℃として操業
を行い、取鍋に受けた後上底吹き可能な反応容器へ装入
した。

なお、たて型製錬炉より出湯した高炭素フェロマンガン
の成分はＭｎ　：　７９．１％、Ｓｔ　：　０．３１％
、Ｃ：　６．８７％、Ｐ　：　０．１０５％であり、反
応容器へ装入後の温度は１３６０℃であった。

ついで内径的２．３ｍの円筒状の反応容器に１２．３ｔ
のＨＣＦｅＭｎ溶湯を装入し、脱炭精錬を行った。

底吹き羽口から１．０Ｎｍ３／＋ｉｎの供給速度でＡｒ
ガスを吹きこみ溶湯を攪拌しつつ、上吹きランスから純
Ｏｔガスを浴面上に吹きつけた。酸素供給速度は２５Ｎ
ｍ３７ｍｉｎとし、１８分後に溶湯温度が１６００℃に
達した時点で酸素供給速度を２ＯＮａ＋’／ｓｉｎとし
た。１６００℃になるまでは、特に副原料は添加せず、
前チャージのスラグを約２００　ｋｇ残して操業を行っ
た。１６００℃に達した時点でサンプリングを行い、ス
ラグの成分を分析したところＭｎＯ：　８２％、Ｓｔｏ
ｗ　：　１２．０％、ＣａＯ：　４．５％であった。

溶湯温度が１６００℃をこえてからも脱炭を継続すると
共に、その間冷材として表３に示す成分のＭＣＰｅＭｎ
の破砕屑５００　ｋｇおよびＬＣＦｅＭｎの破砕屑１４
５０喀を添加したが、溶湯温度は１６００℃から１７５
０℃に推移した。用いたランスはスロート径９．５Ｍの
ラバールノズルを４個有しており各ノズルの軸はランス
軸に対して１５°の角度をもって交わっている。

精錬中のランス高さは、精錬開始後１８分間は１．３ｍ
その後、１．１＋ｅとした。このとき上記した式（３）
、　（４）および（５）により計算される凹み深さＬは
、精錬開始後１８分間は、１８２　ｔｍ、その後は１６
１閣である。

さらに酸素供給量がメタルトン当り８０Ｎｍ３になった
段階で上吹き酸素供給速度を１５Ｎｍ３１０＋ｉｎとす
ると共にランス高さをＯ，ｈとして操業した。このとき
浴面のくぼみ深さＬは１３４　ｔｒｍであった。吹き止
め後に、分析を行ったところ表３に製品ＬＣＦｅＭｎで
示す組成であったため、普通鋼スクラップを１００−投
入すると共にけい石を５０ｋｇ投入した。出湯後排滓し
たスラグは１０５０ｋｇであり、メタルの混入は認めら
れなかった。

出湯量は１３．Ｏｔであり、Ｍｎ歩留りは９２．１％で
あった。

出湯後のＭｎ含有量は８０．０５％であった。

（発明の効果） この発明によればマンガン鉱石から中、低炭素フェロマ
ンガンを一貫製造法により安価に製造することが可能と
なる。特に従来法では困難であったマンガン濃度の高い
高付加価値の中、低炭素フェロマンガンを比較的低温で
溶製できるようになったため、耐火物のコストが著しく
軽減され、経済的に溶製できるようになった。

また、従来の電気炉に比較してエネルギーコストも大幅
に低下し、かつ生産性を向上し得る。

【図面の簡単な説明】

第１図はこの発明方法の手順を示す説明図、第２図は高
炭素フェロマンガン中のＳｉ濃度力＜Ｍｎ歩留りに与え
る影響を示すグラフ、 第３図は浴面凹み深さＬとＭｎ歩留りとの関係を示すグ
ラフ、 第４図はシエーキングレードルを用いた精錬の説明図、 第５図は脱炭精錬に適用する排ガス集塵装置の説明図で
ある。 １・・・たて型製錬炉　　　２・・・Ｍｎ鉱石３・・・
コークス　　　　　４・・・副原料５．９−・・羽口　
　　　　６−ＨＣＦｅＭｎ７・・・取鍋　　　　　　　
８・・・反応容器１０・・・ランス　　　　　　１１・
・・トラニオン１２・・・軸受　　　　　　　１３・・
・モータ１４・・・冷却材　　　　　　１５・・・還元
材１６・・・鋳型　　　　　　　１６・・・乾式集塵装
置第１図 （ｅ） ｒ′Ｓ ４二 一ノ 第２図 高炭素フェロマツガン　〔５ｉ〕 第３図 凹Ｊ深さＬ（姻） 第４図

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １、マンガン鉱石および／またはマンガン焼結鉱、スラ
   グ調整剤およびコークスをたて型製錬炉に装入し還元製
   錬により高炭素フェロマンガンを溶製した後、このフェ
   ロマンガンを反応容器内に装入し酸素含有気体を吹きつ
   けて脱炭精錬するに際し、 還元精錬におけるマンガン鉱石のＭｎ／Ｆｅを４．５以
   上に調整しマンガン含有量が７３〜８１ｗｔ％でシリコ
   ン含有量が０．５ｗｔ％以下の高炭素フェロマンガンを
   溶製し、 ついで出湯した高炭素フェロマンガンを反応容器内に１
   ３００℃以上で装入し、溶湯浴面上に上吹きランスから
   酸素含有気体を吹きつけるとともに、反応容器の底部か
   ら不活性ガスを吹き込む脱炭精錬において、 溶湯の温度が１６００℃に達するまでは、酸素含有気体
   の供給速度を、メタルトン当りの昇温速度が６．０℃／
   Ｎｍ＾３Ｏ＿２以上となる範囲に調整するとともに、こ
   の吹錬期間は（ＭｎＯ）／｛（ＭｎＯ）＋（ＣａＯ）＋
   （ＳｉＯ＿２）｝が０．８以上のスラグ組成に維持し、 フェロマンガン溶湯の温度が１６００℃をこえたときは
   、酸素含有気体の供給速度をメタルトン当り２．０Ｎｍ
   ＾３／ｍｉｎ以下にかつ酸素含有気体の吹きつけによる
   溶湯浴面のくぼみ深さを２００ｍｍ以下とし、さらにス
   ラグ量の増加に従ってくぼみ深さを２００ｍｍ以下に維
   持しつつ上吹きランスを降下させかつ底吹きガス量を増
   加することを特徴とする中、低炭素フェロマンガンの製
   造方法。 ２、マンガン鉱石および／またはマンガン焼結鉱、スラ
   グ調整剤およびコークスをたて型製錬炉に装入し還元製
   錬により高炭素フェロマンガンを溶製した後、このフェ
   ロマンガンを反応容器内に装入し酸素含有気体を吹きつ
   けて脱炭精錬するに際し、 還元精錬におけるマンガン鉱石のＭｎ／Ｆｅを４．５以
   上に調整しマンガン含有量が７３〜８１ｗｔ％でシリコ
   ン含有量が０．５ｗｔ％以下の高炭素フェロマンガンを
   溶製し、 ついで出湯した高炭素フェロマンガンを反応容器内に１
   ３００℃以上で装入し、溶湯浴面上に上吹きランスから
   酸素含有気体を吹きつけるとともに、反応容器の底部か
   ら不活性ガスを吹き込む脱炭精錬において、 溶湯の温度が１６００℃に達するまでは、酸素含有気体
   の供給速度を、メタルトン当りの昇温速度が６．０℃／
   Ｎｍ＾３Ｏ＿２以上となる範囲に調整するとともに、こ
   の吹錬期間は（ＭｎＯ）／｛（ＭｎＯ）＋（ＣａＯ）＋
   （ＳｉＯ＿２）｝が０．８以上のスラグ組成に維持し、 フェロマンガン溶湯の温度が１６００℃をこえたときは
   、酸素含有気体の供給速度をメタルトン当り２．０Ｎｍ
   ＾３／ｍｉｎ以下にかつ酸素含有気体の吹きつけによる
   溶湯浴面のくぼみ深さを２００ｍｍ以下とし、さらにス
   ラグ量の増加に従ってくぼみ深さを２００ｍｍ以下に維
   持しつつ上吹きランスを降下させかつ底吹きガス量を増
   加して脱炭を行い、 脱炭精錬後にスラグ中へけい石をスラグトン当り２０ｋ
   ｇ以上投入して攪拌し、その後出湯することを特徴とす
   る中、低炭素フェロマンガンの製造方法。 ３、マンガン鉱石および／またはマンガン焼結鉱、スラ
   グ調整剤およびコークスをたて型製錬炉に装入し還元製
   錬により高炭素フェロマンガンを溶製した後、このフェ
   ロマンガンを反応容器内に装入し酸素含有気体を吹きつ
   けて脱炭精錬するに際し、 還元精錬におけるマンガン鉱石のＭｎ／Ｆｅを４．５以
   上に調整しマンガン含有量が７３〜８１ｗｔ％でシリコ
   ン含有量が０．５ｗｔ％以下の高炭素フェロマンガンを
   溶製し、 ついで出湯した高炭素フェロマンガンを反応容器内に１
   ３００℃以上で装入し、溶湯浴面上に上吹きランスから
   酸素含有気体を吹きつけるとともに、反応容器の底部か
   ら不活性ガスを吹き込む脱炭精錬において、 溶湯の温度が１６００℃に達するまでは、酸素含有気体
   の供給速度を、メタルトン当りの昇温速度が６．０℃／
   Ｎｍ＾３Ｏ＿２以上となる範囲に調整するとともに、こ
   の吹錬期間は（ＭｎＯ）／｛（ＭｎＯ）＋（ＣａＯ）＋
   （ＳｉＯ＿２）｝が０．８以上のスラグ組成に維持し、 フェロマンガン溶湯の温度が１６００℃をこえたときは
   、酸素含有気体の供給速度をメタルトン当り２．０Ｎｍ
   ＾３／ｍｉｎ以下にかつ酸素含有気体の吹きつけによる
   溶湯浴面のくぼみ深さを２００ｍｍ以下とし、さらにス
   ラグ量の増加に従ってくぼみ深さを２００ｍｍ以下に維
   持しつつ上吹きランスを降下させかつ底吹きガス量を増
   加して脱炭を行い、脱炭精錬期間中は乾式集塵装置にて
   集塵を行ってＭｎ含有率の高いダストを回収することを
   特徴とする中、低炭素フェロマンガンの製造方法。 ４、マンガン鉱石および／またはマンガン焼結鉱、スラ
   グ調整剤およびコークスをたて型製錬炉に装入し還元製
   錬により高炭素フェロマンガンを溶製した後、このフェ
   ロマンガンを反応容器内に装入し酸素含有気体を吹きつ
   けて脱炭精錬するに際し、 還元精錬におけるマンガン鉱石のＭｎ／Ｆｅを４．５以
   上に調整しマンガン含有量が７３〜８１ｗｔ％でシリコ
   ン含有量が０．５ｗｔ％以下の高炭素フェロマンガンを
   溶製し、 ついで出湯した高炭素フェロマンガンを反応容器内に１
   ３００℃以上で装入し、溶湯浴面上に上吹きランスから
   酸素含有気体を吹きつけるとともに、反応容器の底部か
   ら不活性ガスを吹き込む脱炭精錬において、 溶湯の温度が１６００℃に達するまでは、酸素含有気体
   の供給速度を、メタルトン当りの昇温速度が６．０℃／
   Ｎｍ＾３Ｏ＿２以上となる範囲に調整するとともに、こ
   の吹錬期間は（ＭｎＯ）／｛（ＭｎＯ）＋（ＣａＯ）＋
   （ＳｉＯ＿２）｝が０．８以上のスラグ組成に維持し、 フェロマンガン溶湯の温度が１６００℃をこえたときは
   、酸素含有気体の供給速度をメタルトン当り２．０Ｎｍ
   ＾３／ｍｉｎ以下にかつ酸素含有気体の吹きつけによる
   溶湯浴面のくぼみ深さを２００ｍｍ以下とし、さらにス
   ラグ量の増加に従ってくぼみ深さを２００ｍｍ以下に維
   持しつつ上吹きランスを降下させかつ底吹きガス量を増
   加して脱炭を行い、 脱炭精錬後出湯までの冷却期間に溶湯中へ普通鋼スクラ
   ップを主体とする増量源を投入しＭｎ濃度を調整するこ
   とを特徴とする中、低炭素フェロマンガンの製造方法。