JPS61272345A - 溶融還元製錬による高マンガン鉄合金の製造方法 - 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） 本発明は電力に依存しないで、マンガン鉱石から高マン
ガン鉄合金を安価に゛かつマンガン歩留高く製造する方
法に関するものである。

更に詳しくは、上底吹転炉壓反応容器を用いて溶融還元
製錬方法で高マンガン鉄合金を製造する場合の効率的な
操業方法に関するものである。

（従来の技術） 従来、高マンガン鉄合金、例えばＭｎを６０％以上含有
するようなフェロマンガンは、電気炉においてマンガン
鉱石および／またはその予備還元物をコークス等の炭素
質還元剤および造滓剤と共に加熱、溶融、還元して製造
されてきた。

（発明が解決しようとする問題点） しかしながらかかる方法において使用される電力は、例
えば高炭素フェロマンガンの場合で製品１を当シ２２０
０ｋＷＨ程度であ）、電力単価の高い我が国ではコスト
上昇の主要因となっており、かつ−次エネルギーから見
九エネルギー効率は著し〈低いことはいうまでもない。

このエネルギー源を一次エネルギー（％に、石炭、コー
クスなどの石炭系固体炭素質物の燃焼エネルギー）に置
換することが出来れば経済的に極めて有利なものとなる
。

また、電気炉による高炭素フェロマンガンの製造におい
ては、電気炉から排出されるスラグ中のマンガン含有量
は通常２０〜３０チと高く、マンガンの歩留りが低いと
いう欠点がある。

一方、電力を使用しないで高炭素フェロマンガンを製造
する方法として、最近高炉を用いる方法が見直されてき
ているが、溶融物の降下速度とマンガン酸化物の還元速
度の調整がむづかしく、また還元反応によって発生する
ＣＯＯ２０ＣＯ２への燃焼による燃焼熱の利用が不可能
であるため、熱源としての炭材を多量に必要とすること
、まｔａ然多量のＣＯＯ２０発生するため、エネルギー
損失が大きい。

かかる事情に鑑みて、本発明者らは前に加熱熱源として
安価な一次エネルギー（特に石炭、コークスなどの石炭
系固体炭素質物の燃焼エネルギ→を利用し、さらに高エ
ネルギー効率で、かつマンガンの歩留９高く、しかも極
めて簡単な操業方法で高マンガン鉄合金を製造しうる方
法を考案し、特許出願し次（％願昭５９−１０８１４３
号）。

この方法は、酸素または酸素を含有するガスを上底吹で
きる転炉型反応容器に、マンガン鉱石およびその予備還
元物の何れか一方または双方と、固体炭素質物質および
造滓剤を装入し、前記転炉盟友応答器内に酸素又は酸素
を含有するガスを供給して前記固体炭素質物質を燃焼さ
せて前記装入原料を溶融還元し、かくして生成した高マ
ンガン鉄合金およびスラグを取出すことを特徴とする高
マンガン鉄合金の製造方法である。

すなわち特願昭５９−１０８１４３号は前記反応容器の
底部に設げられた底吹ノズルから前記反応容器の炉内に
吹込まれるガスによフ、該反応容器内に残留している溶
融高マンガン鉄合金および溶融スラグを強攪拌しながら
、マンガン鉱石および／またはその予備還元物と固体炭
素質物質（熱源お上び還元剤として機能する）と造滓剤
を投入し、さらに上吹ランスによシ酸素あるいは酸素を
含むガスを前記反応容器の炉内に吹込むことによって前
記装入原料を加熱、溶融、還元することからなるもので
ある。

上記方法において、効率良く高マンガン鉄合金を製造す
るためには、生成スラグ中の酸化マンガン含有率を出来
るかぎシ低くすること、操業中のマンガンの蒸発損失を
抑制することおよび耐火物の侵食を抑制することが必要
条件として上げられる。これら３つの条件に影響する要
因は数多くあるが、本発明者らは上記の点に関して詳細
に検討し、最も適切な条件を見出し、本発明を完成した
。

（問題点全解決するための手段） 本発明は高マンガン鉄合金溶湯が残留している上底吹き
転炉型反応容器に原料としてマンガン鉱石またはその予
備還元物あるいはそれらの混合物と炭材と造滓剤を装入
し、前記容器内に酸素または酸素を含有するガスを供給
して前記炭材を燃焼させることによシ前起原料を加熱、
溶融し、前記原料の装入、加熱、溶融の間の溶湯温度を
１５００℃＋α、α≦１００℃に保持し、ついで前目ｄ
原料の溶融完了後酸素を含有しないガスを底吹きし、か
つ前記溶湯温度１１５００℃十β、β≦２００℃に保持
し、更にα≦βの条件で操業することを特徴とする溶融
還元製錬による高マンガン鉄合金の製造方法である。

すなわち、上底吹転炉壓反応容器を用いる溶融還元製錬
の操業は、１バツチの操業を大きく２つの部分に分ける
ことができるが、マンガン原料の装入を行う時期（以下
溶融還元期と称する）と、マンガン原料の装入をやめて
スラグ中の酸化マンガンを出来るだけ還元回収する時期
（以下仕上還元期と称する）との操業条件を変えてそれ
ぞれの還元期に最も適切な条件で操業することからなる
方法である。

（発明の構成及び作用効果） 溶融還元製錬方法でマンガン鉄合金を製造する場合には
前述したように次のよりな問題点がある。

まず、溶融スラグ中の酸化マンガン含有率は平衡関係に
よって下限が規定されるため、スラグ中のマンガン含有
率を低下させてマンガン収率を上げるにはその平衡を生
成系に片寄らせる条件とする必要があること、次に、マ
ンガン自体蒸気圧が高いため、操業中のマンガンの蒸発
損失が比較的大きいのでそれを出来るだけ抑制する必要
があること、ま次、クロムや鉄の場合と比較すると酸化
マンガンを含有するスラグは反応容器の耐火物の侵食が
大きいため、それを抑制する条件としなげればならない
ことである。

本発明者らはこれらの点に関して詳細に研究したが、そ
の結果を次に述べる。

まず溶融スラグ中の酸化マンガン含有率に関係する要因
としては、操業温度、スラグ組成（塩基度：　ＣａＯ／
　Ｓ　１０２など）、生成メタルのマンガン含有率など
がある。第１図にマンガン鉱石が溶融した後の酸化マン
ガンと酸化鉄の還元反応曲線の１例を示した。第１図に
よれば、鉄は優先還元され、スラグ中の鉄含有率は速や
かに０．５％程度になって以後変らなくなる。この値は
大部分スラグ中に懸濁しているメタル粒子中の鉄でアシ
、鉄はほぼ全量が還元する。酸化マンガンは（１）式に
示し７ｊ　−次反応速度式に従って還元が進行し、平衡
に到達する。

ただし、 （ＭｎＯ）　ｔ。ニスラグ中の酸化マンガンの初期濃度
（ＭｎＯ）　ｔ　：　を分時のスラグ中の酸化マンガン
濃度（ＭｎＯ）　　ニスラグ中の酸化マンガン平衡濃度
ｋ　　　二速変定数 第２図に溶湯温度１６００℃、スラグ塩基度０．７〜１
．４の条件におけるメタル中のマンガン含有率とスラグ
中の酸化マンガンの還元反応速度定数にの関係を示した
が、メタル中のマンガン含有率が約３０％以上ではｋは
ほぼ一定である。すなわちマンガン含有率３０％以上の
マンガン鉄合金の製造において、スラグ中の酸化マンガ
ンの還元反応速度に対してはメタル中のマンガン含有率
とスラグ塩基度はほとんど関係ないことがわかる。

スラグ中の酸化マンガンとメタル中のマンガンの平衡関
係について第３図及び第４図に示した。

第３図からメタル中のマンガンが約２０％まではメタル
中のマンガンにほぼ比例してスラグ中の酸化マンガンが
増加するが、メタル中のマンガンが約３０％以上ではメ
タル中のマンガン含有率のスラグ中の酸化マンガン含有
率への影響は極めて小さいこと、また第４図からスラグ
中の酸化マンガン含有率にスラグの塩基度が大きく影響
することがわかる。

平衡関係及び還元反応速度定数に対する溶湯温度の影響
を第５図及び第６図に示しＩζ。これらの結果から、溶
湯温度の高いほうがスラグ中の酸化マンガン含有率が低
くなること、また還元反応速度が速くなることがわかる
。

以上のような検討の結果、溶融還元製錬法によって高マ
ンガン鉄合金を製造する場合は、還元反応速度を速め、
さらにスラグ中の酸化マンガン含有率を低下させるため
にはメタル中のマンガン含有率に関係なくスラグの塩基
度が大きく、溶湯温度が高いほうが有利である。しかし
、スラグの塩基度が大きすぎるとスラグ自体の融点が高
くなυ、操業が困難になるためＣａＯ／　Ｓ　Ｉ　Ｏ２
比＝　１．４〜１．６が最適範囲である。″また、溶湯
温度が高すぎると後述するようにマンガンの蒸発損失及
び耐火物の溶損の２点に対して悪影響が生じてくる。

マンガンの蒸発速度と生成したメタル溶湯の表面にある
溶融スラグの厚さとの関係の１蛍第７図に示した。上吹
き０２流量が２００ＯＮｔ／ｍｌｎの場合溶融スラグ層
の厚さが約９０ｗ以下ではマンガンの蒸発速度が大きく
なることが分かる。これは溶融スラグ層がうすいと上吹
き酸素のジェットがスラグ層を突き抜けてメタル溶湯に
ふれ、その箇所でメタル中のマンガン及び炭素を酸化し
、その酸化熱によって生ずる過熱部分でマンガンの蒸発
が促進されるためと考えられる。従ってマンガンの蒸発
を抑制しながら操業を行うためには、上吹　　゛ガスの
ジェットがスラグ層を突き抜けてメタル溶−湯に接触し
ないだけの溶融スラグ層の厚さを必要とする。必要なス
ラグ厚さＤｏ　ｐ　（１ａ１）は、上吹き０□流量Ｆ、
−０（Ｎｍ’　／　ｈ　ｒ　）の関数として（２）式で
表わされる。

Ｄ　　＝１８Ｆ詰。

。、　　　　　　　　　　・・・（２）実際の操業にお
いては、原料投入が進むとスラグ量が増加してくるので
、上記スラグ厚さの問題は特に１パツチの操業の初期に
注意すべき事である。

マンガンの蒸発損失に対する溶湯温度とメタル中のマン
ガン含有率の関係をそれぞれ第８図、第９図に示し友。

第８図によれば、溶湯温度に比例してマンガン蒸発量が
増加する。このことは前述の反応速度及び平衡に対する
温度の影響と相反する効果である友め双方を勘案して最
適条件を決定する必要がある。

第９図はメタル中のマンガン−含有率が増加するとそれ
に比例してマンガン蒸発蓋が増加することを示している
。

マンガンの蒸発損失を抑制する方法として底吹ノズルに
３重管を用いてその内管から粉石炭、粉コークスなどを
キャリアーガスとともに底吹きする方法が効果的である
。その抑制効果を第９図に示した。これは、反応容器内
にマンガン鉄合金溶湯が生成すると、底吹ノズルの近傍
で合金溶湯中のマンガン及び炭素が底吹きの酸素によっ
て酸化反応が生じ、その酸化熱りこよって高温過熱ゾー
ンが生じる場合があるが、そのような部分に３重管によ
って粉石炭、粉コークスなどの吹込みを行うと過熱ゾー
ンの温度を低下させてその箇所からのマンガンの蒸発を
抑制できることによるためと考えられる。

底吹きガスとして実質的に遊離酸素上台まないガスのみ
を用いると、さらにマンガンの蒸発が抑制される。その
様子を第９図に示した。これは上記のような原因による
底吹ガス中の酸素による過熱ゾーンが出来なくなシ、底
吹ガスによる蒸発損失が完全になくなるためでおる。

次に、反応容器のライニングに用いる耐火物はマグドロ
レンガを用いたが、その溶損速度に及ぼす温度の影響を
第１０図に示し次。耐火物溶損速度は約１５５０″ｃを
超えると温度の上昇と共に増大する。耐火物の溶損速度
は反応容器の操業回数に関係し、実操業では生産性に関
係する大切な要因であシ、この点から見れば操業の大半
は１５５０℃以下で行うことが適切であるといえる。

実質的に遊離酸素を含まないガスを底吹きする効果とし
て、スラグ中の酸化マンガン含有率（平衡濃度）を低下
させることができる。第１１図に通常の酸素を含むガス
を底吹きした場合とアルゴンガス単独底吹きの場合を比
較した結果を示しに０第１０図によると、アルゴンガス
単独底吹き゛のほうがスラグ中の酸化マンガンの還元反
応速度が早く、さらにその平衡濃度が低くなる。これは
、酸素を底吹きするとメタル溶湯中のマンガンが酸化す
る反応が生じるため、スラグ中の酸化マンガンの還元反
応の一部と相殺されることによると考えられる。

以上のような研究結果から、上底吹転炉製反応容器を用
いて高マンガン鉄合金を製造する場合の最適操業方法を
見出し、本発明を完成した。

次に本発明による操業の態様およびその作用について説
明する。

本発明で用いる上底吹転炉型反応容器としては製鋼用上
底吹転炉を用いるのが望ましい。この反応容器の底部に
は１個ま次は複数個のノズルが底部の中心にｔたは同心
円状に配置される。ノズルの数は前記反応容器の容量及
び吹き込みがス量によって決定されるが、ノズルは２重
管または３重管とし、２重管のときは外管よシ冷却用ガ
ス、内管より冷均用ガス又は酸素あるいは酸素を含むガ
スを吹込むことのできる構造とする。前記冷却用ガスと
してはプロ／４ンなどの炭化水素が好適であるが、Ｎ　
　ｒ　ＣＯ２＊　Ａｒあるいはスチームなども使用でき
る。また、３重管の場合は内管から粉石炭あるいは粉コ
ークスを含むガス、中管から前記冷却用ガス又は酸素あ
るいは酸素を含むガス、外管から前記冷却用ガスを吹込
むことのできる構造とする。

次に原料であるマンガン鉱石としては、乾燥し一穴生鉱
、または、ロータリーキルン、流動還元炉、焼結機等の
予備処理設備を用いて事前処理を行ったマンガン鉱石の
予備還元物または焼結鉱を、それぞれ単独まπは混合し
て使用することができる。

固体炭素質物は、石炭、コークスなどの石炭系の固体炭
素質物を使用し、造滓剤としては主として石灰１石灰石
などが使用され、すべて乾燥状態であることが望ましい
。

これらの各原料を前記上底吹転炉製反応容器に装入する
際、予備処理を行なった原料の場合は予備処理後に冷却
することなく、直接前記反応容器に装入すれば、原料の
顕熱を利用することが出来るので、総エネルギーの節約
上有利である。例えばロータリーキルンでマンガン鉱石
の予備還元を行う場合はマンガン鉱石と炭素質物を前記
キルンに装入し、約１０００℃程度で加熱還元を行うの
で、前記キルンと上底吹転炉製反応容器を直結させて直
接１０００℃程度の原料を装入することができる。

本発明の操業方法について次に述べる。上底吹転炉製反
応容器を用いて高マンガン鉄合金を製造する場合の操業
は、すでに述べたように１パツチの操業を溶融還元期と
仕上還元期に分けることができる。

まず、溶融還元期は一定量の高マンガン鉄合金溶湯と溶
滓の入っている上底吹転炉製反応容器にガスを吹込みな
がら各原料を装入して溶解する工程である。

上底吹転炉製反応容器内には高マンガン鉄合金溶湯と溶
滓を残しておき、底吹ノズルが２重管の場合は内管から
酸素ｔ１′ｅは酸素を含むガスあるいは外管に使用され
るガスのうちの何れかのガス、外管からデロノ譬ンなど
の炭化水素、Ｎ２．　ＣＯ□、ムｒあるいはスチームの
うちの何れかのガスな吹き込んでおく。また、底吹きノ
ズルが３重管の場合は内管から粉石炭あるいは粉コーク
スおよび／ｌたは石炭粉をキャリアーガスと共に吹き込
み、中管から酸素又は酸素を含むガスあるいは外管に使
用されるガスのうちの何れかのガス、外管からグロ／母
ンなどの炭化水素、Ｎ２　＃　Ａｒあるいはスチームの
何れかを吹き込む。前記キャリアーガスは外管に用いる
ガスのうちから何れかを使用する。

この操業開始時において前記容器内に装入、あるいは残
留させる高マンガン鉄合金溶湯の量は、前記容器の定格
容量の１０〜５０％の範囲内が適当であシ、また溶滓は
、マンガンの蒸発損失を抑制するために上吹きガスのソ
エットがスラグ層を突き抜けない厚さとなるように装入
あるいは残留させておくことが望ましい。

次に炭素質物質を前記容器内に装入して上吹きランスよ
り酸素又は酸素を含むガスの吹き込みを開始する。底吹
ガスが酸素又は酸素を含むガスの場合は上吹き、底吹き
の酸素の割合は９７：３〜８０　：　２０の範囲内とす
るのが好適である。

次にマンガン鉱石および／またはその予備還元物と炭素
質物質と造滓剤を前記炉内に装入する。

この場合、これらの各原料は混合原料として装入しても
良く、また別々に装入することもできる。

溶融還元期には前記原料を連続的にまたは間欠的に反応
容器内に装入し、原料中の炭素質物質を酸素によって燃
焼させることによって加熱、溶融させる。その際、反応
容器内の溶湯温度が１５００＋α℃、α≦１００℃の範
囲内を保つように原料投入量、上吹きランスの高さおよ
び上吹きガス量゛を調節する。溶湯温度が１５００℃以
下では、溶湯の粘性が高く、還元反応速度も遅くなる。

ま九、溶湯温度が１６００℃以上になると耐火物の侵食
がはげしくなシ、またマンガン鉄合金溶湯中のマン　　
。

ガンの蒸発損失が増加するので好ましくない。従って、
溶融還元期においては、溶湯温度ｔ−１５００＋α℃、
α≦１００℃の範囲内に保持するのが良い。

前述したように、溶融還元期においてマンガン　　　□
の蒸発損失を制御する方法として三重管によって粉石炭
あるいは粉コークスなど管吹き込むことは大きな効果が
ある。

このようにして、一定量の原料を装入して溶融し九後、
仕上還元期に入る。

仕上還元期は、溶融原料中に残留しているマンガン酸化
物を過剰の炭素によって出来るかぎゃ還元させる工程で
ある。

仕上還元期においては、ぶ料の装入を中止し、さ−らに
酸素又は酸素を含むガスを底吹きしている場合は底吹き
ノズルから吹き込むガスをすべて酸素を含まないガス、
すなわち、プロノクンあるいは炭化水素＊　Ｎ　　ｔ　
Ａｒ　、　ＣＯ２ｅ　Ｃｏあるいはスチームなどの中か
ら選ばれる何れか少なくとも１糧のガスに切シ換える。

これはマンガンが鉄、クロＡ　すどに比較して酸化され
やすく、！り、その酸化熱によって生じる過熱部分から
のマンガンの蒸発損失を防止するためである。

さらに、上吹きガスは酸素又は酸素を含むガスを強く吹
き込み、それによシ反応容器内の溶湯温度を上昇させる
。仕上還元期におゆる溶湯温度は１５００＋β℃、β≦
２００℃の範囲内とし、かつ溶融還元期よシ高くするの
が良い。１５００℃以下では溶融還元期と同様にスラグ
中の酸化マンガンの反応速度が小さくかつ、平衡酸化マ
ンガン濃度が高く、仕上還元期の目的が達成されない。

また、スラグ中の酸化マンガンの還元反応速度を速くし
て、かつ平衡濃度を低下させるためには、溶湯温度を高
くシタ方が良いことが第５図、第６図から明らかである
。従って、仕上還元期においては溶融還元期よシも溶湯
温度を高くしてできるだけ短時間で還元反応を終了させ
るのが良い。しかし、１７００℃以上では反応容器の耐
火物の溶損が多くなって長期操業に次光られなくなるこ
と、ま次、マンガンの蒸発が活発となり、マンガンの損
失が激しくなるので、１７００℃以下に保つ必要がある
。

以上のようにして一定時間反応させた後、上吹きランス
よシのガス吹１！を止め、生成したメタル及びスラグを
取フ出して通常の方法によって鋳造する。

この際、メタル溶湯および溶融スラグは一部反応容器内
に残して次の操業を行う。

（発明の効果） 本発明方法によれば、溶融還元製錬方法によシ高マンガ
ン鉄合金管安価にかつ効率良く製造できるという効果が
ある。

すなわち、操業過程をマンガン原料を装入する溶融還元
期と溶融した原料中のマンガン酸化物を極力還元させる
仕上還元期とに区別して、それぞれの温度条件、ガス吹
き条件などを変えることによって大きな効果が得られた
。

まず温度条件を変えることによってマンガン酸化物の還
元反応速度を早くすることができ次が、このことは操業
時間の短縮につながシ、生産性が向上する。さらに、溶
融還元期に適切な温度管用いることによシ、反応容器の
耐火物の溶損を極力少なくすることができる。

次に、温度条件ならびにガス吹き条件を変えることによ
って、スラグ中の酸化マンガンの平衡濃度を低くするこ
とができ次こと、またマンガンの蒸発損失を大きく防止
することができた。

ｔ＋マンガンの蒸発損失について、操業の始めから適正
な量の溶滓でメタル溶湯の表面を覆うことが、マンガン
の蒸発防止に大きな効果がある。

以上のことは結果としてマンガンの収率を著るしく向上
させることができる。

以上述べたように、本発明によれば、高生産性でかつマ
ンガンを高収率で、電力を使用することなく高マンガン
鉄合金を製造することができる。

以下実施例について説明する。

実施例１ 反応容器としては、５トン小屋転炉の底部に底吹ノズル
として二重管ノズルを中心に取付けたものを使用した。

使用するマンガン鉱石は品位の異なる二銘柄の塊状マン
ガン鉱石を別系統のロータリー・キルンにて、還元剤と
してコークスとともに１０００℃に加熱・還元したもの
である。この時、マンガンの酸化度（４価のマンガンに
換算されたマンガンの全マンガンに占める割合）は５チ
であっに０この予備還元されたマンガン鉱石を熱鉱とし
て使用するため、密閉容器にて前記反応容器の投入設備
まで運搬し貯蔵した。

前記反応容器には予め、別の溶融炉で溶融し比肩マンガ
ン鉄合金溶湯を、１トン注入しておき、その表面に約２
ｏｏｍ／□厚さになるように溶融スラグを装入した。

又、この時、底吹ノズルよシは３に９７ｃｍの圧力で内
管よシは酸素を、外管よシは冷却用ガスとしてアルゴン
を各々３５０　＋Ｌ／ｍｉｎ、で吹き込んでおいた。以
上のような準備が完了した後先ず、乾燥したコークスを
前記反応容器内に３０に９投入し上吹ランスよＦ）　５
ｋｙ／ｃｍ２の圧力で７　Ｎｍ３／ｍ　ｉ　ｎ、の酸素
を吹き込んだ。着火４ｇ後、９０分の間に前記予備還元
されたマンガン鉱石１０００ｋｌ？及びコークス６００
ｋｇを連続的に又、石灰原石２３０１Ｑ１間欠的に投入
し次。

この間、溶湯温度は１５５０℃になる様、上吹ランス高
さ、吹酸量を随時調整した。

マンガン鉱石１０００　Ｋ９投入完了後、スラグ中のマ
ンガンを回収する為底吹きの内管の酸素ガスをアルゴン
ガスに切替え穴。溶湯温度はマンガン鉱石の供給が停止
されたため、上昇傾向となシ１６９０℃まで上昇した。

そこで上吹酸素量を６　Ｎｍ３／ｍｌ　ｎ、ｉＣ減らし
ランス高さ調整、溶湯温度を１６５０℃になるようにし
え。コークスの供給は引き続き行うが供給量は６ｋｔｔ
／ｍｉｎ、の速度に変更した。

溶湯温度１ｋ１６５０℃に維持した状態で１０分間吹精
を行った。吹酸停止後、メタル、スラグとも一緒に製品
床に流し取シ、冷却後メタル、スラグを分離し計量１分
析を行った。

得られたメタルの重量は１５８０ｋｇ、スラグは４７０
ｋＩＩであツタ。メタルの成分はＭｎ　７４．９　’１
６　。

Ｓｉ０．１％、　Ｃ７，２％、Ｐｏ、１５％であシ、ス
ラグ成分はＭｎ　５．２　％　−Ｆｅ　Ｏ，５Ｔｏ　、
８１０２３１．５　’Ｉｓ　−Ｃａ０４０．５％であっ
た。この結果鉱石として装入し次マンガン酸化物につい
てバランス計算を行うとスラグ中に４チ、蒸発損失が４
％、従ってマンガンの歩留りは９２チとなった。

実施例２ 実施例１で述べた方法同様に試験を行い、マンガン鉱石
投入完了後、吹酸量を４部ｍ’／ｍｉｎ、に変更し、コ
ークス投入速度ｔ−４ｋｇ／ｍｌ　ｎ、とし溶湯温度を
変化させずに即ち１５５０′ＣＫなる様上吹うンス高さ
を調整し１５分間吹精を行った。

吹酸停止後メタル、スラグとも製品床に鋳込み、冷却後
分離、計量分析を行った。得られたメタルの重量は１５
７０ｋｐ、スラグは４９０ｋＩｉであった。

メタルの成分は、Ｋｎ　７４．７％　、　８１０．１　
％　、　Ｃ７，２チ、Ｐｏ、１５％でおシ、スラグの成
分は、Ｍｎ　７．８％、Ｆｅ０．８％−８１０２３０％
　、Ｃａ０３９　％であり九。マンガンのバランスは、
メタルへ９０チ、スラグヘ６チ及び蒸発損失が４チでめ
った。

実施例３ 反応容器としては５トン小屋転炉の底部に底吹ノズルと
して三重管ノズルを中心に取シ付げたものを使用した。

使用するマンガン鉱石、コークス及び石灰原石は実施例
１で示し友ものである。底吹ノズルは内管より０．５ｍ
／ｍ以下に粉砕したコークスを、キャリアーガスとして
アルゴンを用い、コークスを１００．９部ｍｉｎ、、ア
ルゴンガス’ｋ　２００　Ｌ／ｍｉｎ、　、３に９７ｃ
ｍの圧力で吹き込み、中管よシ酸素ガスｔ３５０　ｔ／
ｍｉｎ、　、　３　ｋ！１１０ｎ２の圧力で外管よシア
ルボンガス’ｋ　３５０　Ｌ／　ｍｉｎ、、３ｋｇ／ｃ
ｒｎの圧力で吹き込んだ。

実施例１と同様に、反応容器には予め溶融しておい比肩
マンガン鉄合金溶湯１トンと溶融スラグを厚さ約１５０
ｍになる様準備會しておいｍ０先ずコークスを３０に９
投入し、上吹ランスよシ５ｋｇ／ｃｌｎの圧力で７部ｍ
／ｍｉｎ、の酸素を吹き込んだ。

着火確認後、９０分の間に予備還元されたマンガン鉱石
１０００ｋｌＦおよびコークス６００ｋｆｔ連続的に投
入、又石灰原石を間欠的に２３０ｋｇ投入した。

この間の溶湯温度は約１５５０℃になる様、吹酸量。

ランス高さを調整した。この調整は２重管ノズル使用の
場合と比較してかなフ容易であっｆｃ０マンガン鉱石投
入完了後、上吹酸素量は、６部ｍ３７ｍｉｎ、に変更し
溶湯温度を１６５０℃になる様に調整した。この時底吹
ノズルの内管よシの粉コークスの吹き込みは停止し、ア
ルゴンのみの吹き込みとした。炉口よシのコークスの投
入は引続き行うが、供給量は６ｋｇ／ｍｉｎ、に減じた
。そして１０分間吹精を行りｋ。

吹精停止後、反応容器内にメタルを約１０００に９残し
、メタル、スラグ共排出させ、更にスラグの１部を前記
反応容器内に、メタル光面に約１５０１厚さとなる様に
戻し、紙シの溶融メタルとスラグを製品床へ流し込み、
冷却後、分離し、計量２分折を行なりた。引き続き、溶
融メタル及びスラグの残った前記反応容器を用いて、ツ
ー２２３０ｋｇ管投入し、以下同様の操作を繰返し丸。

とのような操業の１例として連続６回の結果を第１懺に
示し文。

ただし、メタル、スラグの重量は吹精によシ製錬された
正味の値を示しである。

マンガン・バランスよシ蒸発損失は二重管側用時（コー
クス吹込み無し）と比較して、半分に抑えられたことに
なる。

【図面の簡単な説明】

第１図はマンガン鉱石溶融後の酸化マンガンと酸化鉄の
還元反応曲線の１例を示す図、第２図はメタル中のマン
ガン含有率とスラグ中の酸化マンガンの還元反応速度定
数にの関係を示す図、第３図と第４図はメタル中のマン
ガンとスラグ中の酸化マンガンの平衡関係を示す図、ｗ
ｃＳ図はスラグ中の酸化マンガンの平衡濃度に対する温
度の影響な示す図、第６図はスラグ中の酸化マンガンの
還元反応速度定数に対する温度の影響を示す図、第７図
はマンガンの蒸発速度と溶融スラグ層厚さの関係を示す
図、第８図はマンガン蒸発速度に対するＷＬ度の影響を
示す図、第９図はマンガン蒸発速度に対するメタル中の
マンガン含有率及び底吹きガスの種類の影響を示す図、
第１Ｏ図は耐火物の溶損速度と温度の関係を示す図、第
１１図はスラグ中の酸化マンガンの還元反応速度及び平
衡濃度に対する底吹きガスの種類の影響を示す図である
。 第１図 熔５ｈ、Ｓ、／Ｘ：　／６００’ｃ Ｃａθ／ｓｉθｚ：／、４．５ 硅　Ｍ　扮） Ｘタル中ｃａＭｙｔ合苅享ＣＡ） ／４ｔθＯ／、５θ０　　　／ｌ、ｔ）０　　　／７０
１）／’ＪＬ　　液　（ＩＣ） 第６図 ／４０ｏ　　　　／珈　　　々θθ　　／７ρθ文　崖
　（Ｏｃ） 第７図 スラク゛層厚さ　（ｍｍ） 第８図 メタル中のＭπ：２０３ 温　度　（０ｃ） 第９図 メタル中のＭ力合薄奉Ｉ７．） ｌ崖　（′Ｃ） 第１１図 片　　ｙ！ｉ（分）

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. 高マンガン鉄合金溶湯と溶融スラグが装入されているガ
   スを上底吹きできる転炉型反応容器に、原料としてマン
   ガン鉱石および／またはその予備還元物と固体炭素質物
   質と造滓剤を装入し、前記容器内に酸素又は酸素を含有
   するガスを供給して前記固体炭素質物質を燃焼させるこ
   とにより、前記原料を加熱、溶融、還元する際、前記原
   料の加熱、溶融工程の間の溶湯温度を１５００℃＋α、
   α≦１００℃に保持し、次いで前記原料の溶融完了後、
   溶融原料中の酸化マンガンの還元工程においては酸素を
   含有しないガスを底吹きし、かつ前記溶湯温度を１５０
   ０℃＋β、β≦２００℃に保持し、更にα≦βの条件で
   操業することを特徴とする溶融還元製錬による高マンガ
   ン鉄合金の製造方法。