JPS60200949A - 高炭素フエロマンガンの製造方法 - Google Patents
高炭素フエロマンガンの製造方法Info
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- JPS60200949A JPS60200949A JP59054451A JP5445184A JPS60200949A JP S60200949 A JPS60200949 A JP S60200949A JP 59054451 A JP59054451 A JP 59054451A JP 5445184 A JP5445184 A JP 5445184A JP S60200949 A JPS60200949 A JP S60200949A
- Authority
- JP
- Japan
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- slag
- ladle
- carbon ferromanganese
- furnace
- metal
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- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
- Y02P10/00—Technologies related to metal processing
- Y02P10/25—Process efficiency
Landscapes
- Manufacture And Refinement Of Metals (AREA)
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。
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
本発明は高炭素フェロマンガンの製造方法、特に高いマ
ンガン歩留りを達成し得る高炭素フエロマンガンの製造
方法に関する。
ンガン歩留りを達成し得る高炭素フエロマンガンの製造
方法に関する。
従来技術
フェロアロイは鋳鉄および製鋼における脱酸剤、添加剤
などとして製鋼作業に不可欠の材料であり、製鋼時に炉
内あるいは取鍋に添加されて鋼質改善の機能を果たして
いる。
などとして製鋼作業に不可欠の材料であり、製鋼時に炉
内あるいは取鍋に添加されて鋼質改善の機能を果たして
いる。
フェロアロイの中で、特に高炭素フェロマンガンはＭｎ
〔７８〜８２％（持帰）−６３〜６７％（３号）〕、Ｃ
〔＜７．５％（持帰）〜＜５．０（３号）：ｌ 、Ｓｉ
Ｃ＜ １．２（持帰）〜＜７，０（３号））！ 、Ｐ
［＜０．３５（持帰）〜＜０．４０（３号）〕および
Ｓ ｌ：＜０．０５（持帰）〜＜０．０３（２，３号）
〕（日本工業規格による）を含んでおり、一般に高炉法
、電気炉法等により製造されていた。
〔７８〜８２％（持帰）−６３〜６７％（３号）〕、Ｃ
〔＜７．５％（持帰）〜＜５．０（３号）：ｌ 、Ｓｉ
Ｃ＜ １．２（持帰）〜＜７，０（３号））！ 、Ｐ
［＜０．３５（持帰）〜＜０．４０（３号）〕および
Ｓ ｌ：＜０．０５（持帰）〜＜０．０３（２，３号）
〕（日本工業規格による）を含んでおり、一般に高炉法
、電気炉法等により製造されていた。
ところで高炭素フェロマンガンの製造においては歩留り
が特に重要視される。しかしながら、従来法ではマンガ
ンの歩留りは７５〜８５％程度であり、損失量１５〜２
５％のうち１０〜２０％はスラグ中に、また、５〜１５
％はダスト中に含まれることがわがっている。これはマ
ンガンが還元しにくくかつ蒸発し易い金属であることに
よる。
が特に重要視される。しかしながら、従来法ではマンガ
ンの歩留りは７５〜８５％程度であり、損失量１５〜２
５％のうち１０〜２０％はスラグ中に、また、５〜１５
％はダスト中に含まれることがわがっている。これはマ
ンガンが還元しにくくかつ蒸発し易い金属であることに
よる。
一般に、マンガンに関するスラグ・メタル間反応式並び
にその平衡定数Ｋ ｓｔ＋は夫々次式（１）で表される
： ただし、αつ。：メタル中のＭｎの活量αＣ：メタル中
のＣの活量（−１） αＭｎＯ’スラグ中のＭｎＯの活量 Ｐｃｏニスラグ・メタル界面におけるＣＤの分圧（ａ’
ｔｍ） Ｔ：絶対温度（°Ｋ） 一方、マンガンの蒸発反応の平衡関係は次式（２）％式
％： ただし、Ｋ、、：平衡定数 ｐ Ｍｈ［ｇｌ ：Ｍｎの蒸気圧（ａｔｍ＞これらの関
係、特に式（１）から明らかな如く、スラグ中へのＭｎ
損失量を減じるためには温度を上げるか、もしくはＣＯ
の分圧を下げる必要がある。しかしながら、温度を上げ
るとスラグ−メタル間平衡に関する限りにおいてマンガ
ン損失量を減じることは可能であるが、上記式（２）に
より明らかな如くマンガンの蒸発による損失量が著しく
増大し、しかも使用エネルギー（電力〉の増大を招く。
にその平衡定数Ｋ ｓｔ＋は夫々次式（１）で表される
： ただし、αつ。：メタル中のＭｎの活量αＣ：メタル中
のＣの活量（−１） αＭｎＯ’スラグ中のＭｎＯの活量 Ｐｃｏニスラグ・メタル界面におけるＣＤの分圧（ａ’
ｔｍ） Ｔ：絶対温度（°Ｋ） 一方、マンガンの蒸発反応の平衡関係は次式（２）％式
％： ただし、Ｋ、、：平衡定数 ｐ Ｍｈ［ｇｌ ：Ｍｎの蒸気圧（ａｔｍ＞これらの関
係、特に式（１）から明らかな如く、スラグ中へのＭｎ
損失量を減じるためには温度を上げるか、もしくはＣＯ
の分圧を下げる必要がある。しかしながら、温度を上げ
るとスラグ−メタル間平衡に関する限りにおいてマンガ
ン損失量を減じることは可能であるが、上記式（２）に
より明らかな如くマンガンの蒸発による損失量が著しく
増大し、しかも使用エネルギー（電力〉の増大を招く。
尚、理論上はＣＯガス分圧を下げることにより、マンガ
ン損失量を減じることが可能であり、例えば精錬炉内の
スラグ・メタル浴中に不活性ガスを吹き込むか、もしく
は炉全体を減圧下で操業するなどの手段が考えられる。
ン損失量を減じることが可能であり、例えば精錬炉内の
スラグ・メタル浴中に不活性ガスを吹き込むか、もしく
は炉全体を減圧下で操業するなどの手段が考えられる。
しかしながら、炉内のスラグ・メタル界面におけるＣＤ
分圧を下げ、しかも十分な把拌を行って反応を促進させ
ることは技術的に極めて困難である。即ち、前者の場合
コークスが充填された精錬炉内のスラグ・メタル浴中に
不活性ガスを吹き込むことは著しい困難を伴い、また後
者の場合にあっても減圧に伴ってＭｎの蒸発損失量が増
大する上に、精錬設備の大規模な改造が必要とされるの
で、コスト増につながる他、スラグ・メタルの攪拌が不
十分なために反応が停滞するこきも考えられる。
分圧を下げ、しかも十分な把拌を行って反応を促進させ
ることは技術的に極めて困難である。即ち、前者の場合
コークスが充填された精錬炉内のスラグ・メタル浴中に
不活性ガスを吹き込むことは著しい困難を伴い、また後
者の場合にあっても減圧に伴ってＭｎの蒸発損失量が増
大する上に、精錬設備の大規模な改造が必要とされるの
で、コスト増につながる他、スラグ・メタルの攪拌が不
十分なために反応が停滞するこきも考えられる。
従って、従来の高炭素フェロマンガンの製造法はマンガ
ン歩留りにおいて依然として改良の余地が残されており
、新たな高い歩留りを達成し得る方法の開発が切に望ま
れている。
ン歩留りにおいて依然として改良の余地が残されており
、新たな高い歩留りを達成し得る方法の開発が切に望ま
れている。
発明の目的
そこで、本発明の目的は新規な高炭素フェロマンガンの
製造方法、特にマンガン歩留りにおいて著しく改善され
た方法を提供することにある。
製造方法、特にマンガン歩留りにおいて著しく改善され
た方法を提供することにある。
発明の構成
本発明者は上記従来法の現状に鑑みて、更に一層マンガ
ン歩留りの高い高炭素フェロマンガンの製造方法を開発
すべく種々検討、研究した結果、従来法における電気炉
、高炉での製錬後、生成物を一旦取鍋に取り出し、特定
の条件下で処理することが、生成物の品位を高め、かつ
マンガン歩留りを改善する」二で極めて有効であること
を見出し、本発明に至った。
ン歩留りの高い高炭素フェロマンガンの製造方法を開発
すべく種々検討、研究した結果、従来法における電気炉
、高炉での製錬後、生成物を一旦取鍋に取り出し、特定
の条件下で処理することが、生成物の品位を高め、かつ
マンガン歩留りを改善する」二で極めて有効であること
を見出し、本発明に至った。
即ち、本発明の高炭素フェロマンガンの製造方法は電気
炉、高炉で製造された高炭素フェロマンガンとそのスラ
グとを、溶融状態のまま、底部にガス吹き込み口を備え
た取鍋に受け、アーク加熱、またはプラズマ・アーク加
熱もしくはこれらのいずれかと誘導加熱、攪拌との併用
加熱により、１３００〜１５００℃の範囲内の温度を維
持しつつ、前記取鍋のガス吹き込み口から不活性ガスを
送気して、ＣＤ分圧０５気圧以下の不活性ガス雰囲気を
保ち、その際炭素源を適宜装入して炭素飽和の状態を紺
；持し、スラグ中のマンガン酸化物を還元することを特
徴とする。
炉、高炉で製造された高炭素フェロマンガンとそのスラ
グとを、溶融状態のまま、底部にガス吹き込み口を備え
た取鍋に受け、アーク加熱、またはプラズマ・アーク加
熱もしくはこれらのいずれかと誘導加熱、攪拌との併用
加熱により、１３００〜１５００℃の範囲内の温度を維
持しつつ、前記取鍋のガス吹き込み口から不活性ガスを
送気して、ＣＤ分圧０５気圧以下の不活性ガス雰囲気を
保ち、その際炭素源を適宜装入して炭素飽和の状態を紺
；持し、スラグ中のマンガン酸化物を還元することを特
徴とする。
本発明の方法において、前記取鍋底部のガス吹き込み口
は種々の公知の形状であり得、特にポーラスプラグ等の
使用が好ましい。
は種々の公知の形状であり得、特にポーラスプラグ等の
使用が好ましい。
また、本発明の方法において、取鍋精錬で使用する不活
性ガス並びに炭素源は特に制限されない。
性ガス並びに炭素源は特に制限されない。
前者としてはＮ２、Ａ、その他の希ガス等を例示でき、
経済的にはＮ２の使用が有利であり、炭素源としては特
に人手容易性および経済的観点からコークスを例示する
ことができる。
経済的にはＮ２の使用が有利であり、炭素源としては特
に人手容易性および経済的観点からコークスを例示する
ことができる。
本発明の取鍋精錬は温度については臨界的であり、歩留
りを改善するためには１３００〜１５００℃の範囲内で
実施することが必要である。即ち、下限の１３００℃に
満たない温度下では本発明の目的とするマンガン歩留り
の改善を達成することができない。
りを改善するためには１３００〜１５００℃の範囲内で
実施することが必要である。即ち、下限の１３００℃に
満たない温度下では本発明の目的とするマンガン歩留り
の改善を達成することができない。
尚、上限の１５００℃を超える温度で該精錬を実施する
ことも可能であるが、それ程大幅な歩留りの向上を期待
できず、逆に蒸発によるマンガン損失量が増大し、しか
もエネルギー的にも不利である。
ことも可能であるが、それ程大幅な歩留りの向上を期待
できず、逆に蒸発によるマンガン損失量が増大し、しか
もエネルギー的にも不利である。
該取鍋精錬の実施時間は特に制限されないが、処理温度
に依存して約５〜４０分間の処理で十分な効果を期待す
ることができる。処理時間を長くしても、それ程大きな
効果を期待できず、かえって処理コストが高くなるので
経済的には望ましくない。
に依存して約５〜４０分間の処理で十分な効果を期待す
ることができる。処理時間を長くしても、それ程大きな
効果を期待できず、かえって処理コストが高くなるので
経済的には望ましくない。
本発明の方法に従って、取鍋精錬に付された高炭素フェ
ロマンガンおよびそのスラグは、次いで取鍋から取り出
され、常法に従ってメタル部分とスラグに分離され、メ
タル部分は鋳込んで最終製品に成形される。
ロマンガンおよびそのスラグは、次いで取鍋から取り出
され、常法に従ってメタル部分とスラグに分離され、メ
タル部分は鋳込んで最終製品に成形される。
かくして、本発明の方法によれば、マンガンの歩留りを
、従来法の７５〜８５％から、８５〜９２％程度まで大
巾に改善することが可能であり、またこの取鍋精錬にお
ける所要電力はフェロマンガン１トン当たり約３００〜
５００ Ｋ Ｗ Ｈ程度である。更に、該取鍋精錬の際
のマンガンの蒸発損失量（ダストロス）をメタル１トン
当たり１ｋｇ以下に抑えることができる。これは精錬温
度が１３００〜１５００℃と比較的低く、その結果Ｍｎ
の平衡蒸気圧も２．８Ｘ１０−３〜２．２ Ｘ １０−
２気圧（αＭｎ−１として）程度と低い上に、溶湯上に
浮遊する溶滓がマンガン蒸発防止層として機能するため
であると考えられる。 こうして、前記取鍋精錬用のエ
ネルギーに基づくコスト増も、マンガンの損失量の低下
、即ち歩留りの改善により十分に補償されるものと思わ
れる。
、従来法の７５〜８５％から、８５〜９２％程度まで大
巾に改善することが可能であり、またこの取鍋精錬にお
ける所要電力はフェロマンガン１トン当たり約３００〜
５００ Ｋ Ｗ Ｈ程度である。更に、該取鍋精錬の際
のマンガンの蒸発損失量（ダストロス）をメタル１トン
当たり１ｋｇ以下に抑えることができる。これは精錬温
度が１３００〜１５００℃と比較的低く、その結果Ｍｎ
の平衡蒸気圧も２．８Ｘ１０−３〜２．２ Ｘ １０−
２気圧（αＭｎ−１として）程度と低い上に、溶湯上に
浮遊する溶滓がマンガン蒸発防止層として機能するため
であると考えられる。 こうして、前記取鍋精錬用のエ
ネルギーに基づくコスト増も、マンガンの損失量の低下
、即ち歩留りの改善により十分に補償されるものと思わ
れる。
実施例
以下、本発明の高炭素フェロマンガンの製造方法を添付
図面を参照しつつ詳述する実施例並びに比較例により更
に一層具体的に説明する。尚、本発明の範囲はこれら実
施例により何等制限されるものではないことは勿論であ
る。
図面を参照しつつ詳述する実施例並びに比較例により更
に一層具体的に説明する。尚、本発明の範囲はこれら実
施例により何等制限されるものではないことは勿論であ
る。
第１図は本発明の方法（Δ）並びに（Ｂ）のフロー図を
示すものである。従来法ではマンガン鉱石類を造滓剤、
例えば石灰石等およびコークスと共に電気炉または高炉
に投入し精錬し、製造された高炭素フェロマンガンおよ
びそのスラグをそのまま分離し、メタルを鋳込んでいた
。本発明の方法では従来法と同様に製錬された高炭素フ
ェロマンガンとそのスラグを分離する前に、溶融状態の
まま、一旦取鍋に取り、上記条件下で取鍋精錬を行い、
その後スラグとメタルとに分離し、メタルを銃込んで製
品とする。
示すものである。従来法ではマンガン鉱石類を造滓剤、
例えば石灰石等およびコークスと共に電気炉または高炉
に投入し精錬し、製造された高炭素フェロマンガンおよ
びそのスラグをそのまま分離し、メタルを鋳込んでいた
。本発明の方法では従来法と同様に製錬された高炭素フ
ェロマンガンとそのスラグを分離する前に、溶融状態の
まま、一旦取鍋に取り、上記条件下で取鍋精錬を行い、
その後スラグとメタルとに分離し、メタルを銃込んで製
品とする。
本発明の取鍋精錬において使用する取鍋について、以下
第２図を参照しつつ更に詳しく説明する。
第２図を参照しつつ更に詳しく説明する。
取鍋１は一種の炉であり、主として内張リレンガ製の容
器２から構成される。取鍋の下方は溶融メタルと長時間
接触するので通常厚めに構成される。取鍋底部にはポー
ラスプラグ３からなるガス吹き込み口が設けられており
、ここから不活性ガス４を導入してスラグ５とメタル６
との界面でのＣＤ分圧を適当な値に調節できるようにな
っている。
器２から構成される。取鍋の下方は溶融メタルと長時間
接触するので通常厚めに構成される。取鍋底部にはポー
ラスプラグ３からなるガス吹き込み口が設けられており
、ここから不活性ガス４を導入してスラグ５とメタル６
との界面でのＣＤ分圧を適当な値に調節できるようにな
っている。
内容物、即ぢスラグ５とメタル６の加熱並びに攪拌は上
記のいずれの手段でもよいが、ここでは取鍋炉蓋７から
挿入されたアーク電極８によるアーク加熱と、取鍋側壁
周囲に設けられた誘導コイル９による誘導加熱、攪拌が
利用されている。また、随時炭素源としてコークスを添
加して炉内容物を炭素飽和の状態に維持するために炉蓋
７にはホッパー１０が設けられ、更にポーラス・プラグ
３から導入される不活性ガス４の排出口１１が炉蓋７上
に設けられている。
記のいずれの手段でもよいが、ここでは取鍋炉蓋７から
挿入されたアーク電極８によるアーク加熱と、取鍋側壁
周囲に設けられた誘導コイル９による誘導加熱、攪拌が
利用されている。また、随時炭素源としてコークスを添
加して炉内容物を炭素飽和の状態に維持するために炉蓋
７にはホッパー１０が設けられ、更にポーラス・プラグ
３から導入される不活性ガス４の排出口１１が炉蓋７上
に設けられている。
製造例
本例においては第２図に示した取鍋を使用した。
電気炉によって製造した高炭素フェロマンガン約２０ト
ンとスラグ約１１トンとを、溶融状態のまま、乾燥、予
熱した炉容量約５０トンの取鍋に受けた。
ンとスラグ約１１トンとを、溶融状態のまま、乾燥、予
熱した炉容量約５０トンの取鍋に受けた。
この時のメタノペスラグの各組織は第１表に示す通りで
あり、温度は約１３９０℃であった。
あり、温度は約１３９０℃であった。
第１表
＊表中の数字はすべて％を表す。
取鍋は誘導スターテを設置した台車にセットし、第２図
に示すように炉蓋およびアーク電極を所定位置にセット
し、次いでスラグ中のＭｎＯを還元するのに必要な炭素
量よりも２０％程度過剰となるような量のコークスを炉
上部ホッパーより装入した後、精錬を行った。精錬中、
炉内のＣＤ分圧が０．５気圧以下となるように取鍋底部
に設けられたポーラス・プラグを介して不活性ガスのＮ
２を送気し続けた。精錬開始から約８分間は００分圧は
約０．５気圧近傍であったが、反応の進行に伴い反応速
度は低下し、約１５分経過後はＣＤ分圧は０．１気圧以
下となった。
に示すように炉蓋およびアーク電極を所定位置にセット
し、次いでスラグ中のＭｎＯを還元するのに必要な炭素
量よりも２０％程度過剰となるような量のコークスを炉
上部ホッパーより装入した後、精錬を行った。精錬中、
炉内のＣＤ分圧が０．５気圧以下となるように取鍋底部
に設けられたポーラス・プラグを介して不活性ガスのＮ
２を送気し続けた。精錬開始から約８分間は００分圧は
約０．５気圧近傍であったが、反応の進行に伴い反応速
度は低下し、約１５分経過後はＣＤ分圧は０．１気圧以
下となった。
精錬中、排ガス中のＣＯガス濃度を連続的にモニタし、
５分毎にスラグ・メタルの温度を測定し、かつそのサン
プリングを行った。また、Ｃ０ガス発生量からスラグ中
のＭｎＯの還元量をめ、熱収支計算によってスラグ・メ
タル温度が約１４００℃となるようにアーク電極への送
電量を制御した結果、温度を１４００℃±３０℃にコン
トロールすることができた。
５分毎にスラグ・メタルの温度を測定し、かつそのサン
プリングを行った。また、Ｃ０ガス発生量からスラグ中
のＭｎＯの還元量をめ、熱収支計算によってスラグ・メ
タル温度が約１４００℃となるようにアーク電極への送
電量を制御した結果、温度を１４００℃±３０℃にコン
トロールすることができた。
前記５分毎にサンプリングしたスラグ・メタルを分析し
、スラグおよびメタル中のＭｎ含有量をめ、その経時変
化を第３図に示した。第３図の結果からスラグ中のＭｎ
含有量の減少に伴い、メタル中のＭｎ含有量が増加して
いることがわかる。即ち、本発明の方法が高炭素フェロ
マンガン製造において高いＭｎ歩留りを達成するのに極
めて有効であることがわかる。
、スラグおよびメタル中のＭｎ含有量をめ、その経時変
化を第３図に示した。第３図の結果からスラグ中のＭｎ
含有量の減少に伴い、メタル中のＭｎ含有量が増加して
いることがわかる。即ち、本発明の方法が高炭素フェロ
マンガン製造において高いＭｎ歩留りを達成するのに極
めて有効であることがわかる。
一方、排ガス中のダストを回収し、分析して、本発明の
方法による精錬時のＭｎのダストロスを計算したところ
、フェロマンガン１トン当たす０．５〜１ｋｇ程度であ
ることがわかった。この程度のダストロスは問題になら
ない程少ないといえる。このことはスラグ・メタル分析
値からのＭｎ収支計算力）らも確Ｓ忍された。
方法による精錬時のＭｎのダストロスを計算したところ
、フェロマンガン１トン当たす０．５〜１ｋｇ程度であ
ることがわかった。この程度のダストロスは問題になら
ない程少ないといえる。このことはスラグ・メタル分析
値からのＭｎ収支計算力）らも確Ｓ忍された。
反応は精錬開始後１５〜２０分程度でほぼ完了し、２０
分以上反応（精錬）を継続してもスラグおよびメタル中
のＭｎａ度は殆ど変化しないことがわかった。この事実
は反応に伴うＣＯガス発生量からも確δ忍することがで
きた。
分以上反応（精錬）を継続してもスラグおよびメタル中
のＭｎａ度は殆ど変化しないことがわかった。この事実
は反応に伴うＣＯガス発生量からも確δ忍することがで
きた。
２０分間精錬した後、得られたスラグ・メタルを分析し
た結果を第２表に示す。
た結果を第２表に示す。
第２表
該第２表の結果と前記第１表との比較から明らかな如く
、本発明に従って約２０分間の取鍋精錬を実施すること
によって、従来スラグ中にロスされていたＭｎの約７８
％がメタル中に回収できたことがわかる。
、本発明に従って約２０分間の取鍋精錬を実施すること
によって、従来スラグ中にロスされていたＭｎの約７８
％がメタル中に回収できたことがわかる。
尚、同様なテストを更に７チヤージ行ったが、上記と同
様な結果が得られた。
様な結果が得られた。
発明の効果
本発明の高炭素フェロマンガンの製造方法に従えば、一
旦電気炉、高炉で製錬して（尋られたスラグ・メタル生
成物を取鍋にとり、所定の条件下で還元反応に付すこと
により、極めて高いＭｎ歩留りを達成することが可能と
なった。即ち、従来法においてスラグ中にロスされたＭ
ｎの７０〜８０％を、ダストロスを殆ど増大させること
なしにメタル中に回収でき、その結果高炭素フェロマン
ガンの製造方法全体としてのＭｎの歩留りを８５〜９２
％までに向上させることができる。
旦電気炉、高炉で製錬して（尋られたスラグ・メタル生
成物を取鍋にとり、所定の条件下で還元反応に付すこと
により、極めて高いＭｎ歩留りを達成することが可能と
なった。即ち、従来法においてスラグ中にロスされたＭ
ｎの７０〜８０％を、ダストロスを殆ど増大させること
なしにメタル中に回収でき、その結果高炭素フェロマン
ガンの製造方法全体としてのＭｎの歩留りを８５〜９２
％までに向上させることができる。
即ち、本発明の製造方法は高炭素フェロマンガンの製造
方法として極めて工業的に意義ある方法といえる。
方法として極めて工業的に意義ある方法といえる。
第１図は夫々従来法（ａ）および本発明の方法（ｂ）に
従う高炭素フェロマンガンの製法をフロー図で表したも
のであり、 第２図は本発明で使用する取鍋精錬炉の断面図であり、 第３図は本発明の取鍋精錬工程におけるメタルおよびス
ラグ中のＭｎ含有量の経時変化をグラフで示す図である
。 （主な参照番号） １・・取鍋、２・・容器、 ３・・ポーラス・プラグ、４・・不活性ガス、５・・ス
ラグ、６・・メタル、７・・炉蓋、８・・アーク電極、
９・・誘導コイル、１０・・ホッパー、１１・・ガス排
出口特許出願人 住友金属工業株式会社 代 理 人 弁理士 新居正彦 稍統吟間輸）
従う高炭素フェロマンガンの製法をフロー図で表したも
のであり、 第２図は本発明で使用する取鍋精錬炉の断面図であり、 第３図は本発明の取鍋精錬工程におけるメタルおよびス
ラグ中のＭｎ含有量の経時変化をグラフで示す図である
。 （主な参照番号） １・・取鍋、２・・容器、 ３・・ポーラス・プラグ、４・・不活性ガス、５・・ス
ラグ、６・・メタル、７・・炉蓋、８・・アーク電極、
９・・誘導コイル、１０・・ホッパー、１１・・ガス排
出口特許出願人 住友金属工業株式会社 代 理 人 弁理士 新居正彦 稍統吟間輸）
Claims (5)
- （１）マンガン鉱石、造滓剤、コークスを電気炉または
高炉に投入し精錬を行い、次いでスラグ・メタル分離を
行う高炭素フェロマンガンの製造方法において、該スラ
グ・メタル分離操作を行う前に前記電気炉または高炉で
製造された高炭素フェロマンガンとそのスラグとを溶融
状態のまま取鍋１こ受け、加熱して温度を１３００〜１
５００℃の範囲に維持し、かつ０．５気圧以下の低ＣＯ
分圧を有する不活性ガス雰囲気を維持しながら、炭素源
を添加することにより炭素飽和の条件を維持しつつ前記
スラグ中のマンガン酸化物を還元する取鍋精錬を実施す
ることを特徴とする上記高炭素フェロマンガンの製造方
法。 - （２）前記加熱を、アーク加熱またはプラズマ・アーク
加熱もしくはこれらのいずれかと誘導加熱、攪拌との組
み合わせにより実施することを特徴とする特許請求の範
囲第１項記載の方法。 - （３）前記取鍋精錬の精錬時間が約５〜４０分であるこ
とを特徴とする特許請求の範囲第１または２項に記載の
方法。 - （４）前記不活性ガスが窒素ガスまたはアルゴンガスで
あることを特徴とする特許請求の範囲第１〜３項のいず
れか１項に記載の方法。 - （５）前記不活性ガスがポーラス・プラグにより炉底部
から導入されることを特徴とする特許請求の範囲第４項
記載の方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP59054451A JPS60200949A (ja) | 1984-03-23 | 1984-03-23 | 高炭素フエロマンガンの製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP59054451A JPS60200949A (ja) | 1984-03-23 | 1984-03-23 | 高炭素フエロマンガンの製造方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS60200949A true JPS60200949A (ja) | 1985-10-11 |
Family
ID=12971052
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP59054451A Pending JPS60200949A (ja) | 1984-03-23 | 1984-03-23 | 高炭素フエロマンガンの製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS60200949A (ja) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN102367516A (zh) * | 2011-09-29 | 2012-03-07 | 云南文山斗南锰业股份有限公司 | 制备高碳锰铁的方法 |
| CN102373333A (zh) * | 2011-09-29 | 2012-03-14 | 云南文山斗南锰业股份有限公司 | 制备高碳锰铁的方法 |
| CN114350893A (zh) * | 2022-01-04 | 2022-04-15 | 武汉钢铁有限公司 | 一种lf精炼炉炉盖积渣在线的清理方法 |
| CN115354153A (zh) * | 2022-07-28 | 2022-11-18 | 嘉峪关宏电铁合金有限责任公司 | 一种硅锰矿热炉停炉后快速恢复炉况的方法 |
-
1984
- 1984-03-23 JP JP59054451A patent/JPS60200949A/ja active Pending
Cited By (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
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| CN115354153A (zh) * | 2022-07-28 | 2022-11-18 | 嘉峪关宏电铁合金有限责任公司 | 一种硅锰矿热炉停炉后快速恢复炉况的方法 |
| CN115354153B (zh) * | 2022-07-28 | 2023-11-10 | 嘉峪关宏电铁合金有限责任公司 | 一种硅锰矿热炉停炉后快速恢复炉况的方法 |
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