(57)【要約】【課題】ソーワイヤ用鋼を製造することができるようにする。【解決手段】取鍋に施工する耐火物に関し、耐火物の粗骨材の質量割合は、原料の全量の４０％以上６０％以下、結晶径が１００μｍ以下である粗骨材の体積割合は粗骨材の全体積の３％以下とする。結晶径が２０〜６０μｍである微細骨材の体積割合は微細骨材の全体積の５％以下、結晶径が１０μｍ以下である微細骨材の体積割合は微細骨材の全体積の４０％以上とする。前精錬処理では、スラグ組成は、Ｃ／Ｓ＝０．５〜１．２、Ａｌ２Ｏ３＝５〜１５質量％、ＭｇＯ＝２〜１５質量％、スラグ原単位は５〜１５ｋｇ／ｔｏｎ、攪拌量は６５〜８５ｋＪ／ｔｏｎ、[sol．Al]を８ppm以下として鋼を溶製する。本精錬処理では、スラグ組成及びスラグ原単位を前精錬処理と同じ範囲内とし、攪拌量を４０〜６０ｋＪ／ｔｏｎとすると共に[sol．Al]を２ppm以下としてソーワイヤ鋼を溶製する。【選択図】図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
取鍋にて溶鋼の精錬処理を行うことでソーワイヤ用鋼を製造するに際し、
前記精錬処理に使用する取鍋に施工する耐火物に関し、
当該耐火物の原料は、１ｍｍ以上のアルミナ粒子からなる粗骨材と、１ｍｍ未満のアルミナ粒子からなる微細骨材とを有しており、前記粗骨材に関し、その質量割合は、耐火物の原料の全量の４０％以上６０％以下とし、結晶径が１００μｍ以下である粗骨材の体積割合は粗骨材の全体積の３％以下とし、前記微細骨材に関し、結晶径が２０〜６０μｍである微細骨材の体積割合は微細骨材の全体積の５％以下とし、結晶径が１０μｍ以下である微細骨材の体積割合は微細骨材の全体積の４０％以上としており、
前記取鍋での精錬処理に関し、
ソーワイヤ用鋼を精錬する処理の１つ前に実施する精錬処理では、使用するスラグの組成を、Ｃ／Ｓ＝０．５〜１．２、Ａｌ２Ｏ３＝５〜１５質量％、ＭｇＯ＝２〜１５質量％とし、前記スラグの原単位を５〜１５ｋｇ／ｔｏｎとし、溶鋼の攪拌量を６５〜８５ｋＪ／ｔｏｎとすると共に、[sol．Al]を８ppm以下とし、
前記精錬処理後に、空鍋状態にて取鍋の側壁温度を８００〜１０００℃の範囲で６０〜９０分間保持する温度管理を行った後、ソーワイヤ用鋼を精錬する処理を行うこととし、
ソーワイヤ用鋼を精錬する処理では、使用するスラグの組成を、Ｃ／Ｓ＝０．５〜１．２、Ａｌ２Ｏ３＝５〜１５質量％、ＭｇＯ＝２〜１５質量％とし、前記スラグの原単位を５〜１５ｋｇ／ｔｏｎとし、溶鋼の攪拌量を４０〜６０ｋＪ／ｔｏｎとすると共に、[sol．Al]を２ppm以下としており、
同一の取鍋において前記温度管理を行う比率を９０％以上としていることを特徴とするソーワイヤ用鋼の製造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、例えば、シリコン太陽電池、半導体シリコンウェハなどを精密に切断加工するための切断刃として使われるソーワイヤの元材となるソーワイヤ用鋼の製造方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来より、転炉などで脱炭処理した溶鋼を取鍋に出鋼し、当該取鍋を二次精錬ステーションに移動させて、二次精錬処理を行うことによって線材に用いられる高清浄度鋼を製造している。高清浄度鋼を製造する技術（精錬する技術）として、例えば、特許文献１〜５に示すものがある。
特許文献１では、精錬後の溶鋼を取鍋から排出して連続鋳造した後、取鍋を転炉に再び戻して溶鋼を受鋼する工程を１サイクルとする操業方法が開示されている。この操業では、複数の取鍋を組み合わせて循環使用しており、シリコンキルド鋼について連続して複数回繰り返すに際して、この繰り返しが終了するまでは、シリコンキルド鋼を受鋼する取鍋は、前回のチャージで受鋼する鋼種がシリコンキルド鋼またはリムド鋼のみであることとしている。
【０００３】
特許文献２では、鋼線材の元となる溶鋼の精錬処理を行うにあたり、精錬処理は取鍋ガス攪拌精錬、減圧槽内取鍋ガス攪拌精錬、取鍋内電磁誘導攪拌精錬、還流式脱ガス精錬のいずれか１つ又は２つ以上を組み合わせたものとし、各精錬における攪拌動力に関する指標Ｅを８００〜１５００の範囲内にする技術を開示している。
特許文献３では、Ｃを０．６０〜１．０質量％含有する高炭素鋼を製造するに当たり、取鍋精錬でのスラグの最終組成を、塩基度が０．７〜１．４、Ａｌ２Ｏ３が２〜１０質量％となるようにし、ＣａＯの質量がスラグ全体の２０％以下とする技術を開示している。
【０００４】
特許文献４では、精錬後の溶鋼中の[Ｓｉ]を０．８〜３．０質量％に設定すると共に、精錬に使用するスラグの塩基度を前記溶鋼の[Ｓｉ]に基づいて所定範囲内に設定し、攪拌精錬における攪拌動力量Ｅをスラグの塩基度に基づいて所定範囲内に設定する技術を開示している。
特許文献５では、最終鋼塊成分をＣ：０．３〜１．０％、Ｓｉ：０．１〜２．５％，Ｍｎ：０．１〜１．５％とする共に、Ａｌの含有量を二次イオン質量分析法による測定値で２．３〜６ｐｐｍになる様に制御し、高清浄鋼の製造を行う技術を開示している。
【０００５】
さて、上述したように二次精錬処理では取鍋内の溶鋼に対して精錬処理を行うが、使用する取鍋内の耐火物に関する技術として、特許文献６〜８に示すものがある。
特許文献６に開示された不定形耐火混練物の製造方法では、平均粒径１０μｍ以下の超微粒粉末を含む耐火性粉粒体と分散剤とを混練して不定形耐火混練物を製造する方法であって、超微粒粉末の少なくとも一部と分散剤とを水に加えて、超微粒粉末／（超微粒粉末＋水）の質量百分率が５質量％以上８５質量％以下の超微粉分散液を得て、この超微粉分散液と耐火性粉粒体の残部とを混練している。
【０００６】
特許文献７に開示された耐火物では、電融アルミナ，焼結アルミナ，電融スピネル，焼結スピネル，電融スピネル，電融マグネシアおよび焼結マグネシアの中から選ばれた１種または２種以上の主骨材１００重量％に対し、分散剤０．０５〜０．５重量％、平均粒径０．５μｍ以下の仮焼アルミナを３〜１０重量％、Ａｌ２Ｏ３ ＋ＣａＯの合量が９９重量％以上の高純度アルミナセメントをＣａＯ量として１重量％を越えない範囲で添加し、さらに添加水分が４．５重量％以下としている。
【０００７】
特許文献８では、耐火物を構成する骨材が、焼結アルミナ、電融アルミナ、ボーキサイト、ムライト、ロー石、シャモット、アルミナーマグネシアスピネル、炭化珪素、黒鉛、無定形炭素、ピッチ粉から選択される１種又は２種以上の原料からなることが開示されている。
この他にも取鍋などに施工する耐火物について特許文献９〜１５に示すものがある。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００８】
【特許文献１】特開２００３−０３４８１７号公報
【特許文献２】特開２００８−１５０６８３号公報
【特許文献３】特開２００２−３３２５１７号公報
【特許文献４】特開２００９−２９９１６８号公報
【特許文献５】特開２０００−３４５２３２号公報
【特許文献６】特開２０１２−０８２１１７号公報
【特許文献７】特開平０６−２５６０６４号公報
【特許文献８】特開平０７−３００３７０号公報
【特許文献９】特開昭６３−１６２５７９号公報
【特許文献１０】特開平１０−３３０１７０号公報
【特許文献１１】特開２００２−２３４７７６号公報
【特許文献１２】特開平１１−７９８５５号公報
【特許文献１３】特開平１０−３３８５７７号公報
【特許文献１４】特開平０９−１８３６７４号公報
【特許文献１５】特開平０７−１５７３７０号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００９】
特許文献１〜５では、精錬処理において、溶鋼の攪拌動力に関する指数、スラグの組成、溶鋼（鋼）の成分等を規定することによって介在物を制御し、高清浄度鋼を製造している。このような技術を用いると、バネなどの線材に用いる高清浄度鋼を製造することができるものの、近年、太陽電池用シリコンインゴット等の切断に用いられるソーワイヤなどの高性能な線材を製造することは難しいのが実情である。
【００１０】
さて、上述した特許文献１〜５に示すように、精錬処理では、溶鋼の攪拌動力に関する指数、スラグの組成、溶鋼（鋼）の成分等の精錬条件を規定して溶鋼の介在物を制御することが考えられる。しかしながら、特許文献６〜１５に示されるように、耐火物について様々な技術が開発されているが、いずれの技術も単に耐火物の耐食性を向上さて寿命を長くする技術であり、精錬処理と連動して耐火物によって精錬処理後の溶鋼内に生成する介在物を制御するような技術ではない。
【００１１】
そこで、本発明では、取鍋に施工する耐火物と精錬処理における条件との両面を考慮することにより介在物の生成を抑えることにより高強度なソーワイヤを製造でき且つ取鍋の寿命も向上させることができるソーワイヤ用鋼の製造方法を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１２】
前記目的を達成するために、本発明は、次の手段を講じた。
本発明の技術的手段は、取鍋にて溶鋼の精錬処理を行うことでソーワイヤ用鋼を製造するに際し、前記精錬処理に使用する取鍋に施工する耐火物に関し、当該耐火物の原料は、１ｍｍ以上のアルミナ粒子からなる粗骨材と、１ｍｍ未満のアルミナ粒子からなる微細骨材とを有しており、前記粗骨材に関し、その質量割合は、耐火物の原料の全量の４０％以上６０％以下とし、結晶径が１００μｍ以下である粗骨材の体積割合は粗骨材の全体積の３％以下とし、前記微細骨材に関し、結晶径が２０〜６０μｍである微細骨材の体積割合は微細骨材の全体積の５％以下とし、結晶径が１０μｍ以下である微細骨材の体積割合は微細骨材の全体積の４０％以上としており、前記取鍋での精錬処理に関し、ソーワイヤ用鋼を精錬する処理の１つ前に実施する精錬処理では、使用するスラグの組成を、Ｃ／Ｓ＝０．５〜１．２、Ａｌ２Ｏ３＝５〜１５質量％、ＭｇＯ＝２〜１５質量％とし、前記スラグの原単位を５〜１５ｋｇ／ｔｏｎとし、溶鋼の攪拌量を６５〜８５ｋＪ／ｔｏｎとすると共に、[sol．Al]を８ppm以下とし、前記精錬処理後に、空鍋状態にて取鍋の側壁温度を８００〜１０００℃の範囲で６０〜９０分間保持する温度管理を行った後、ソーワイヤ用鋼を精錬する処理を行うこととし、ソーワイヤ用鋼を精錬する処理では、使用するスラグの組成を、Ｃ／Ｓ＝０．５〜１．２、Ａｌ２Ｏ３＝５〜１５質量％、ＭｇＯ＝２〜１５質量％とし、前記スラグの原単位を５〜１５ｋｇ／ｔｏｎとし、溶鋼の攪拌量を４０〜６０ｋＪ／ｔｏｎとすると共に、[sol．Al]を２ppm以下としており、同一の取鍋において前記温度管理を行う比率を９０％以上としていることを特徴とする。
【発明の効果】
【００１３】
本発明によれば、高強度なソーワイヤ用鋼を溶製することができると共に、ソーワイヤ用鋼を溶製するのに用いた取鍋の寿命を向上させることができる。特に、溶鋼中に含まれるアルミナ介在物を低減することができるため、製造されたソーワイヤは、伸線時における断線回数が非常に少ないものとなる。
【図面の簡単な説明】
【００１４】
【図１】ソーワイヤ用鋼を精錬処理する手順を示す図である。
【図２】取鍋の全体断面図を示した図である。
【図３】アルミナ系不定形耐火物の原料を示す図である。
【図４】粗骨材と微細骨材とについてまとめた図である。
【図５】浸食試験で用いた坩堝の説明図である。
【図６】浸食試験における電気炉（坩堝）の温度変化を示す図である。
【図７】取鍋の待機時間と側壁温度との変化を示す図である。
【図８】管理達成率と取鍋の側壁における溶損速度とを示す図である。
【図９】二次精錬ステーションから見た５つの取鍋の移り変わりを示した図である。
【図１０】実施例及び比較例におけるソーワイヤの断線回数を示す図である。
【図１１】前精錬処理における溶鋼の攪拌量とソーワイヤの断線回数との関係図である。
【図１２】本精錬処理における溶鋼の攪拌量とソーワイヤの断線回数との関係図である。
【発明を実施するための形態】
【００１５】
以下、本発明の実施の形態を図面に基づき説明する。
図１は、ソーワイヤ用の鋼を精錬処理する手順を示したものである。ソーワイヤとは、シリコン太陽電池、半導体シリコンウェハなどを精密に切断加工するための切断刃として使われるスチール鋼材のことである。以降、説明の便宜上、ソーワイヤを製造するための鋼のことをソーワイヤ鋼という。
【００１６】
図１に示すように、ソーワイヤ鋼を製造するに際しては、まず、ソーワイヤ鋼を溶製する際に用いる取鍋１に対して所定の耐火物２を施工する（耐火物施工）。そして、ソーワイヤ鋼を溶製する１つ前の精錬処理（前精錬処理）では、取鍋１を用いてソーワイヤ鋼とは別の鋼を溶製する。前精錬処理の終了後、空鍋状態にて取鍋１の側壁温度（側壁の耐火物３の温度）を管理する取鍋の温度管理を実行する（温度管理工程）。温度管理工程後は、前精錬処理後に同一の取鍋１で本精錬処理にてソーワイヤ鋼を溶製する（本精錬処理）。
【００１７】
図２は、ソーワイヤ鋼を溶製する取鍋の断面構造を示したものである。まず、取鍋の構造について説明する。なお、取鍋は図２に示したものに限定されない。
取鍋１は、本体を構成する上部が開放となった円柱状の鉄皮３を備えている。この鉄皮３の稼働面側（溶鋼が入る側）には、定形の耐火物２で構成された第１パーマ煉瓦２ａが施工されている。鉄皮３内において、鉄皮３の胴部４に対応する部分には、第１パーマ煉瓦２ａに続き、さらに当該第１パーマ煉瓦２ａの内側に２層目となる第２パーマ煉瓦２ｂが施工されている。また、鉄皮３内において、鉄皮３の底部６及び鉄皮３の胴部４に対応する部分には、不定形の耐火物２であるキャスタブル２ｃが施工されている。
【００１８】
詳しくは、鉄皮３の底部６に対応する第２パーマ煉瓦２ｂの稼働面にキャスタブル２ｃが流し込み施工されている。また、鉄皮３の胴部４（側壁）に対応する部分であって、底部６から上下方向中途部分までの溶鋼が接する部分にもキャスタブル２ｃが施工されている。言い換えれば、鉄皮３の胴部４（側壁）に施工した第２パーマ煉瓦２ｂの稼働面うち、スラグラインを除く稼働面側には、キャスタブル２ｃが施工されている。
【００１９】
キャスタブル２ｃから上部側であって、スラグラインに対応する部分には、定形の耐火物９であるマグカーボン（ＭｇＯ−Ｃ耐火物）が施工されている。なお、取鍋１の敷部６には、溶鋼を外部へ出鋼（排出）するための排出口８が設けられている。
さて、取鍋１の内部を見たとき、取鍋１の敷部６に施工されたキャスタブル２ｃや取鍋１の胴部４に施工されたキャスタブル２ｃは、運搬時や精錬処理時などに溶鋼が頻繁に接する部分（メタルライン）である。本発明では、溶鋼が頻繁に接するメタルラインの耐火物（キャスタブル２ｃ）を、後述するような耐火物（アルミナ系不定形耐火物）にすることによって、精錬処理時に耐火物から溶鋼に混入する硬質のアルミナ介在物を低減することとしている。
【００２０】
メタルラインに用いる耐火物は、主にアルミナ粒子が含有された原料で構成されたもので、アルミナ系不定形耐火物とされている。アルミナ系不定形耐火物の成分は、例えば、Ａｌ２Ｏ３が９０〜９５質量％、ＭｇＯが５〜８質量％、その他はＳｉＯ２などである。
図３は、アルミナ系不定形耐火物の原料を模したものである。
図３に示すように、アルミナ系不定形耐火物の主原料は、まず、１ｍｍ以上の粒子によって構成された粗骨材１０と、１ｍｍ未満の粒子によって構成された微細骨材１１とに分けられる。詳しくは、粗骨材１０は多結晶体であって１ｍｍ以上のアルミナ粒子で構成されたもので、微細骨材１１はほぼ単結晶であって１ｍｍ未満のアルミナ粒子によって構成されたものである。粗骨材１０と微細骨材１１とは、顕微鏡などを用いた観察により容易に選別することができる。特に、粗骨材１０については、特開平０７−３００３７０号公報や特開２００２−２３４７７６号公報に開示されているものであり、当業者であれば容易に認識することができる。
【００２１】
粗骨材１０の質量割合は主原料の合計（全量）の４０％以上６０％以下としている。粗骨材１０は、主に耐火物の亀裂の伝搬を抑制する役割があり、亀裂の伝搬を抑制する観点からすれば、主原料に対する割合は多い方がよい。しかしながら、粗骨材１０が主原料の全量に対して６０質量％超えると、粗骨材１０は他の材料（例えば、微細骨材１１）に対して大きいため、粗骨材１０と微細骨材１１とを合わせたときの耐火物（全量）の充填率を見たとき、充填率が下がり空隙の部分が多くなるため、耐久性が減少する。一方、粗骨材１０が主原料の全量に対して４０質量％未満になると、十分に亀裂の伝搬を抑制することができない。このようなことから、上述したように、粗骨材１０の重量割合は主原料の全量の４０％以上６０％以下にする必要がある。
【００２２】
さて、取鍋１による精錬処理中に粗骨材１０が溶鋼へ混入し、粗骨材１０を構成する粒子（結晶）の分解が起きた場合、図２（ｂ）に示すように、粗骨材１０を構成する結晶（結晶径）１２が大きいと、分解した結晶１２が溶鋼中を浮上してスラグ等に吸着するため、分解した結晶１２は溶鋼から除去することができる。一方、図２（ａ）に示すように、粗骨材１０を構成する結晶１２が小さいと、溶鋼中を浮上することが難しいため分解した結晶１２を除去することが難しくなる。
【００２３】
そこで、本発明では、粗骨材１０に関して、結晶径が１００μｍ以下の小さい粗骨材１０の体積割合は、粗骨材（全ての粗骨材）１０の全体積の３％以下として少なめとしている。言い換えれば、結晶径が１００μｍ超の粗骨材１０は、粗骨材の全体積の９７体積％超とし、精錬処理などによって結晶が分解しても除去しやすいようにしている。
微細骨材１１は、粗骨材１０と合わせたとき、耐火物の充填率を上昇させ、空隙を少なくして溶鋼の浸潤を抑制して耐火物の耐久性を向上させる役割があり、粗骨材１０とはバランス良く配合される。
【００２４】
さて、ソーワイヤ鋼では、アルミナ介在物が溶鋼中に残ると線材の伸線時に断線を発生させる原因となることから、取鍋の精錬処理では出来る限りアルミナ介在物を低減することが必要である。
様々な実験等の検証の結果、結晶径が２０〜６０μｍである微細骨材１１が多く含まれるものを耐火物の材料とし、この耐火物を取鍋に施工して当該取鍋で精錬処理を行った場合、微細骨材１１による影響でアルミナ介在物が生成され、ソーワイヤ鋼でソーワイヤを製造したときに、ソーワイヤの伸線時における断線回数に大きな影響を与えることが分かった。本発明では、取鍋に施工する耐火物（メタルラインに施工する耐火物）の材料として微細骨材１１を使用する場合、結晶径が２０〜６０μｍとなる微細骨材１１の体積割合を、粗骨材１０の全体積の３％以下とし、出来る限り少なくしている。
【００２５】
微細骨材１１において、結晶径が２０〜６０μｍのものはソーワイヤの断線回数の増加に悪影響を与えてしまう可能性があるものの、これより小さく、結晶径が１０μｍ以下のものは、ソーワイヤによる断線回数に悪影響を与えず、耐火物の充填率などに寄与することが様々な実験等により検知した。このようなことから、本発明では、微細骨材１１に関し、結晶径が１０μｍ以下である微細骨材の体積割合は微細骨材の全体積の４０％以上としている。
【００２６】
図４は、メタルラインに施工する耐火物に関して、粗骨材１０と微細骨材１１とについてまとめたものである。図４に示すように、耐火物を構成する主原料のうち、粗骨材１０の重量割合は４０％以上６０％以下とし、残りを微細骨材１１としている。また、全粗骨材のうち、１００μｍ以下の結晶径のものを全体の３体積％以下とし、１００μｍを超える結晶径のものを全体の９７体積％超としている。さらに、全微細骨材１１のうち、２０〜６０μｍの結晶径のものを全体の５体積％以下とし、１０μｍ以下の結晶径のものを４０体積％以上としている。
【００２７】
このように、ソーワイヤ鋼を製造するに際しては、取鍋に施工する耐火物のうち、主に溶鋼が接するメタルラインに施工する耐火物を上述した材料で構成することとしている。
次に、ソーワイヤ鋼を溶製する精錬処理について説明する。
ソーワイヤ鋼を溶製する前に行う前精錬処理では、ソーワイヤ鋼とは別の鋼を溶製することによって、前精錬処理のスラグ等によってメタルラインに施工したアルミナ系不定形耐火物の稼働面を改質し、次に行うソーワイヤ鋼の溶製を行う当該精錬処理時に耐火物からアルミナ介在物の混入を抑制できるようにしている。
【００２８】
詳しくは、図１に示すように、前精錬処理では、上述した耐火物２（２ｃ）を施工した取鍋１に、転炉などで脱炭処理の終了した溶鋼２０を装入し、この取鍋１を二次精錬設備２１に移動させる。二次精錬設備２１がＬＦ装置である場合、電極式加熱装置（電極アーク加熱装置）２２を用いて、溶鋼２０の温度を所定温度まで上昇させ、底吹き用プラグ２３から不活性ガスを吹き込んで溶鋼２０を攪拌すると共に、フラックス等の精錬剤を供給装置から供給することによって、Ｓｉキルド鋼を溶製する。即ち、二次精錬設備２１を用いて[sol．Al]が８ppm以下となるＳｉキルド鋼を溶製する。
【００２９】
[sol．Al]が８ppmを超えた状態で前精錬処理を行ってしまうと、ソーワイヤ鋼を溶製する当該精錬処理へのアルミナ系介在物の持ち込み量が増加するため、前精錬処理では[sol．Al]を８ppm以下にしている。また、前精錬処理におけるスラグ組成を、Ｃ／Ｓ（塩基度）＝０．５〜１．２、Ａｌ２Ｏ３＝５〜１５質量％、ＭｇＯ＝２〜１５質量％としている。
【００３０】
前精錬処理においてスラグの塩基度（Ｃ／Ｓ）が高いと耐火物との反応が進み、アルミナ系不定形耐火物の稼働面の改質を進めるものの、塩基度が１．２を超えて高すぎると、反応が速すぎて構造スポーリング、即ち、耐火物の剥離が発生してしまう。一方、スラグの塩基度が０．５未満である場合、スラグと耐火物との反応が遅く、耐火物の改質が十分に進まない。このようなことから、塩基度は０．５〜１．２にする必要がある。
【００３１】
また、前精錬処理においてスラグのＡｌ２Ｏ３が少ないと、耐火物との反応が進み、アルミナ系不定形耐火物の稼働面の改質が進むものの、Ａｌ２Ｏ３が５質量％未満であると、耐火物の剥離が発生してしまう。一方、スラグのＡｌ２Ｏ３が１５質量％を超えてしまうと、スラグと耐火物との反応が遅く、耐火物の改質が十分に進まないばかりか、アルミナ介在物が増加してしまう可能性もある。このようなことから、スラグ中のＡｌ２Ｏ３は５〜１５質量％にする必要がある。
【００３２】
前精錬処理においてスラグのＭｇＯが少ないと、スラグラインの耐火物の溶損が進み当該スラグラインの耐火物を保護することができないことから、ＭｇＯを２質量％以上にすることがある。一方、スラグのＭｇＯが１５質量％を超えてしまうと、スラグラインの耐火物の保護はできるものの、スラグの粘度が上がり過ぎ、スラグによる耐火物の改質が遅くなる。このようなことから、スラグ中のＭｇＯは２〜１５質量％にする必要がある。
【００３３】
上述したように前精錬処理ではスラグと耐火物との反応によってメタルラインに施工したアルミナ系不定形耐火物の稼働面を改質することとしているが、改質のためには、スラグ量も重要である。スラグ量が少なくスラグの原単位が５ｋｇ／ｔｏｎの場合、耐火物を被覆するためのスラグ量が少なく十分に耐火物の改質が進まない。一方、スラグ量が多くスラグの原単位が１５ｋｇ／ｔｏｎを超えると耐火物の改質はできるものの、スラグの滓化に非常に長い時間を要したり、必要以上にスラグが多いため精錬処理が素早く進まない可能性がある。このようなことから、スラグ原単位は５〜１５ｋｇ／ｔｏｎとする必要がある。
【００３４】
また、耐火物の改質を進めるためには、スラグ量だけでなく、溶鋼を適度に攪拌してスラグと耐火物との反応が進みやすくする必要がある。溶鋼の攪拌量が小さく６５ＫＪ／ｔｏｎ未満である場合、スラグと耐火物との反応性が低下して耐火物の改質が不足すると共に耐火物の稼働面に付着した付着物の洗浄力が低下する。一方、溶鋼の攪拌量が大きく８５ｋＪ／ｔｏｎを超える場合、耐火物の改質が進むものの、構造スポーリングが発生する。このようなことから、溶鋼の攪拌量は６５〜８５ｋＪ／ｔｏｎにする必要がある。
【００３５】
なお、溶鋼の攪拌量は、攪拌動力密度に攪拌時間を掛け合わせることにより求めることができる（攪拌量＝攪拌動力密度×攪拌時間）。攪拌動力密度は、特開２００８−２６１０１４号公報に開示されているものと同じ式（１）で算出することができる。
【００３６】
【数１】
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【００３７】
なお、前精錬処理は、上述したＬＦ装置による精錬に限定されず、ＣＡＳ装置による精錬であってもよい。また、前精錬処理において、不活性ガスの吹き込みは、上方から上吹きランスを溶鋼内に挿入して上吹きランスにて不活性ガスを吹き込むものであってもよい。
次に、前精錬処理によって取鍋内のアルミナ系不定形耐火物の稼働面を改質後は、ソーワイヤ鋼の溶製を行う前に、取鍋の側壁温度（胴部の温度）を管理する温度管理工程（ソーワイヤ製造前温度管理工程）に移行する。このソーワイヤ製造前温度管理工程では、ソーワイヤ鋼を溶製する前に、適正に取鍋の温度管理することによって取鍋の寿命を向上させている。
【００３８】
精錬処理後、取鍋の側壁の耐火物にはスラグや地金が残存する。スラグや地金などの付着物と耐火物とが接触すると、耐火物の溶損等が進み、最終的には、これら付着物が取鍋の寿命に影響を及ぼす可能性がある。
そこで、発明者らは、付着物と耐火物との反応性について様々な観点から検証を行った。具体的には、図５に示すように、取鍋の側壁の耐火物と同じ素材であるキャスタブル（アルミナキャスタブル）を用いて坩堝を製作し、この坩堝内にスラグ等の付着物に相当する浸食剤を入れた後、坩堝の温度を変化させ、付着物とキャスタブルとの反応性（キャスタブルの溶損量及び浸潤量）を調べるための浸食試験を行った。
【００３９】
浸食試験では、坩堝の高さを５０ｍｍ、浸食剤を入れる凹部の深さを２０ｍｍ、凹部の内径を３０ｍｍ、坩堝の外径を７０ｍｍとした。また、浸食剤の組成を、ＣａＯ＝３５質量％、Ａｌ２Ｏ３＝１０質量％、ＳｉＯ２＝５０質量％、ＭｇＯ＝５質量％とした。凹部への浸食剤の装入量は１０ｇとした。
また、浸食試験では、浸食剤を装入した坩堝を電気炉に入れた後、図６に示すように、まず、初めに、電気炉内の温度を、１０℃／ｍｉｎの昇温速度で１５５０℃まで上昇させる。電気炉内の温度が１５５０℃に達した後は、６０分間保持する。即ち、電気炉（坩堝）を高温で保持する（高温保持）。
【００４０】
次に、坩堝の高温保持後は、１０又は２０℃／ｍｉｎの冷却速度で、坩堝内（電気炉内）の温度を所定の温度（７００℃〜１１００℃）まで下げた後、坩堝（電気炉）の温度を４０〜１２０分間、低温で保持した（低温保持）。浸食試験では、このような低温保持及び高温保持を３回繰り返した後、坩堝の凹部の底部におけるキャスタブルの溶損量及び浸潤量を測定した。溶損量及び浸潤量は、ノギスで測定した。
【００４１】
表１は、浸食試験において、冷却速度が１０℃／ｍｉｎである場合での保持温度と保持時間と、溶損量及び浸潤量の関係をまとめたものである。また、表２は、浸食試験において、冷却速度が２０℃／ｍｉｎである場合での保持温度と保持時間と、溶損量及び浸潤量の関係をまとめたものである。
【００４２】
【表１】
2014047399.tif 000004
【００４３】
【表２】
2014047399.tif 000005
【００４４】
表１に示すように、冷却速度が１０℃／ｍｉｎである場合は、保持温度が９００℃であり、その保持時間が８０分であるときは、溶損量及び浸潤量は最も少なく、０．５ｍｍ以下である。表２に示すように、冷却速度が２０℃／ｍｉｎである場合も、保持温度が９００℃であり、その保持時間が８０分であるときは、溶損量及び浸潤量は最も少なく、０．５ｍｍ以下である。このように、浸食試験によれば、保持温度を９００℃とし且つその保持時間を８０分としたとき、耐火物の溶損や浸潤を小さくすることができると考えられる。
【００４５】
発明者らは、上述した浸食試験をふまえ、取鍋の側壁温度を９００℃前後（９００±１００℃）とし、その保持時間を８０分前後にしたときの側壁のキャスタブルの溶損量について、実操業での検証を行った。
実操業では、精錬処理後、取鍋を空鍋状態にして待機させ、取鍋の待機時に側壁温度を変化させた。図７は、取鍋の待機時間と側壁温度との変化をまとめたものであり、４つの温度パターン（温度推移グラフ）が示されている。
【００４６】
図７のパターンＡ及びパターンＢでは、取鍋の待機時にバーナーで取鍋の側壁のキャスタブルを加熱して取鍋の側壁温度の低下を抑制した。パターンＣでは、取鍋の待機時に取鍋を自然冷却させた。パターンＤでは、取鍋の待機時にバーナーで取鍋の側壁のキャスタブルを加熱後、途中で取鍋を自然冷却に切り換えた。各パターンとも同一の取鍋で精錬処理と取鍋の待機を１０回繰り返した。
【００４７】
表３は、取鍋の待機時において、側壁の耐火物（キャスタブル）の温度を８００〜１０００に保持した保持時間と、各パターンにおける溶損量とをまとめたものである。
【００４８】
【表３】
2014047399.tif 000006
【００４９】
表３に示すように、パターンＡに示すように、保持時間が６８分であったり、パターンＤに示すように、８５分であるとき、取鍋の側壁のキャスタブル（耐火物）の溶損量は３．０ｍｍ程度で、他のパターンＢやパターンＣよりも非常に小さくなった。このように、上述した浸食試験や実操業の結果を鑑みると、保持時間は６０分以上で９０分以下にすることにより、取鍋の側壁におけるキャスタブルの溶損量を小さくすることができる。本発明では、少なくとも、ソーワイヤ鋼を製造する直前のソーワイヤ製造前温度管理工程において、取鍋を空鍋状態にして待機させ、待機時の取鍋の側壁温度を８００〜１０００℃とし且つ保持時間を６０〜９０分間にする温度管理条件Ａを満たせば、耐火物の溶損を抑制して取鍋の寿命を向上させることができる。
【００５０】
さて、取鍋を使用するにあたって、ソーワイヤ鋼を溶製する本精錬処理と前精錬処理との間で行われるソーワイヤ製造前温度管理工程において、上述した温度管理条件Ａ（側壁温度８００〜１００℃、保持時間６０〜９０分）を満たすことによって、取鍋の寿命を向上させることが期待できるが、本精錬処理と前精錬処理との間で行うソーワイヤ製造前温度管理工程に限らず、それ以外の精錬処理間で行う取鍋の温度管理工程でも、温度管理条件Ａを満たすようにすれば、取鍋の寿命を向上させることができると考えられる。
【００５１】
そこで、発明者らは、同一の取鍋において、その使用開始から使用終了までの全チャージ数と、全チャージ数の中で温度管理条件Ａを満たした温度管理工程（ソーワイヤ製造前温度管理工程を含む）の達成チャージ数と、取鍋の側壁における溶損速度とについて調査を行った。
表４は、取鍋の全チャージ数（使用回数）と、全チャージ数に対する達成チャージ数の割合（管理達成率）と、取鍋の使用後の１チャージ当たりの溶損速度（ｍｍ／ｃｈ）とについてまとめたものである。達成チャージ数の割合は、同一の取鍋において、温度管理条件Ａで温度管理工程を実施したチャージ数÷全チャージ数で求めることができる。
【００５２】
【表４】
2014047399.tif 000007
【００５３】
表４に示すように、実施例１〜２３に示すように、管理達成率が９０％以上であるとき、取鍋の溶損速度は０．５０ｍｍ／ｃｈとなった。一方、比較例２４〜５２に示すように、管理達成率が９０％未満であるとき、取鍋の溶損速度が０．５０ｍｍ／ｃｈを超えることがあった。
図８は、上述した操業番号１〜５２において、管理達成率と取鍋の側壁における溶損速度とをまとめたものである。図８に示すように、管理達成率が９０％未満では、溶損速度にバラツキがあるものの、管理達成率を９０％以上となった時点で、取鍋の溶損速度をバラツキ無く０．５ｍｍ／ｃｈ以下に安定的にすることができる。
【００５４】
したがって、取鍋を使用するに際して、精錬処理間の温度管理工程において、温度管理条件Ａを満たす割合[温度管理条件Ａにて温度管理を行う比率（管理達成率）]を９０％以上とすることによって、取鍋の寿命を確実に向上させることができる。なお、実操業では、全てのソーワイヤ製造前温度管理工程（本精錬処理の前に行う温度管理）において、温度管理条件Ａを満たすことができないこともあるため、温度管理条件Ａを満たすソーワイヤ製造前温度管理工程のチャージ数は、全てのソーワイヤ製造前温度管理工程のうち、上述した全体の精錬処理における管理達成率と同等である９０％〜１００％を満たすことが好ましい。
【００５５】
次に、ソーワイヤ鋼の溶製する本精錬処理について説明する。本精錬処理では、前精錬処理と同様にＬＦ精錬装置やＣＡＳ精錬装置などを用いて溶鋼の精錬を行う。
詳しくは、図１に示すように、本精錬処理では、前精錬処理が終了した取鍋１に溶鋼２０を装入した後、二次精錬設備２１がＬＦ装置である場合は電極式加熱装置２２を用いて、取鍋１内の溶鋼２０の温度を所定温度まで上昇させ、底吹き用プラグ２３から不活性ガスを吹き込んで溶鋼２０を攪拌すると共に、フラックス等の精錬剤を供給装置から供給することによって、ソーワイヤ鋼を溶製する。本精錬処理では、前精錬処理よりも溶鋼に含まれるＡｌの量を少なくすることとしており、[sol．Al]が２ppm以下となるように精錬処理を行っている。
【００５６】
[sol．Al]が２ppmを超えた状態で本精錬処理を行ってしまうと、溶鋼中のアルミナ系介在物が増加するため、本精錬処理では[sol．Al]を２ppm以下にしている。
また、本精錬処理では、前精錬処理と同様に、スラグ組成をＣ／Ｓ（塩基度）＝０．５〜１．２、Ａｌ２Ｏ３＝５〜１５質量％、ＭｇＯ＝２〜１５質量％とし、スラグ原単位を５〜１５ｋｇ／ｔｏｎとしている。
【００５７】
本精錬処理では、前精錬処理と同じようにスラグによって耐火物の改質を進めるという耐火物の改質の観点と、溶鋼中の介在物の除去との観点から、スラグ組成及びスラグ原単位を設定していて、これらのスラグ組成及びスラグ原単位を満たすことによって、溶鋼中のアルミナ介在物を少なくできるようにしている。なお、スラグ組成及びスラグ原単位の範囲の説明は前精錬処理と同じであるため説明を省略する。
【００５８】
さて、ソーワイヤ鋼を溶製するに際してスラグ組成やスラグ原単位を上述した条件にすることが必要であるが、これに加えて、溶鋼の攪拌量を制御（調整）することによって、最終的に溶鋼中に存在するアルミナ介在物を十分に少なくすることが必要である。特に、溶鋼の攪拌量の大きさは、スラグによって行われる耐火物の改質と、耐火物から溶鋼へのアルミナ介在物の原因となる物質の混入と、スラグによるアルミナ介在物の捕獲とに影響を与え、特に、本精錬処理の段階では適正に設定しなければならない。様々な検証の結果、本精錬処理の攪拌量の上下限値は前精錬処理に比べて小さくする必要があり、本精錬処理の溶鋼の攪拌量は４０〜６０ｋＪ／ｔｏｎにする必要がある。
【００５９】
以上のように、本発明では、まず、メタルラインに上述した耐火物を施工したうえで、前精錬処理では耐火物の改質を行う精錬を行ったうえで、本精錬処理では耐火物の改質などを行いつつソーワイヤ鋼の溶製を行うこととしている。
図９は、１カ所の二次精錬ステーションにおける５つの取鍋（Ａ鍋、Ｂ鍋、Ｃ鍋、Ｄ鍋、Ｅ鍋）の移り変わりを示したものである。図９に示すように、二次精錬ステーションではＡ鍋から順にＥ鍋まで精錬処理を繰り返し行うとする。
【００６０】
Ｂ鍋でソーワイヤ鋼を溶製する場合、まず、１チャージ目のＡ鍋による精錬処理が終了した後、２チャージ目でＢ鍋にて前精錬処理を行い。前精錬処理終了後はＢ鍋内を連続鋳造工程などに搬送し、溶鋼を払い出しする。溶鋼の払い出し後、再びＢ鍋を二次精錬ステーションに戻し、６チャージ目のＡ鍋による精錬処理が終了した後、７チャージ目でＢ鍋にて本精錬処理を行い、ソーワイヤ鋼を溶製する。
【００６１】
ここで、Ｂ鍋を用いて連続してソーワイヤ鋼を溶製する場合は、図９に示すように、７チャージ目に続く１２チャージ目においてＢ鍋により本精錬処理を行うことが好ましい。即ち、同じ取鍋（この場合、Ｂ鍋）を用いてソーワイヤ鋼を連続して繰り返し溶製する場合は、１回目の本精錬処理を行う前に、当該本精錬処理を行う取鍋と同じ取鍋を用いて前精錬処理を少なくとも１回行っておき、その後、この取鍋にて本精錬処理を連続して行うことが好ましい。この場合は、「前精錬処理→本精錬処理→本精錬処理」の順となる。なお、同じ取鍋を用いて前精錬処理と本精錬処理とを繰り返し行ってソーワイヤ鋼を溶製しても良い。この場合は、「前精錬処理→本精錬処理→前精錬処理→本精錬処理」の順となる。また、同一の取鍋にて前精錬処理と本精錬処理とを繰り返し行う場合であって、前精錬処理と本精錬処理との間で温度管理工程を行うときは、当該温度管理工程にて温度管理条件Ａ（側壁温度８００〜１００℃、保持時間６０〜９０分）を満たすようにすることが好ましい。さらには、同一の取鍋において、温度管理条件Ａを満たすチャージ数は、同一の取鍋において使用した全チャージ数の９０％以上にすることが好ましい。
【００６２】
表５〜９は、本発明のソーワイヤの製造方法を行った実施例と、本発明のソーワイヤの製造方法とは異なる方法を行った比較例とをまとめたものである。このうち、表５は、ソーワイヤ鋼を連続して繰り返し溶製する場合についてまとめたものである。
【００６３】
【表５】
2014047399.tif 000008
【００６４】
【表６】
2014047399.tif 000009
【００６５】
【表７】
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【００６６】
【表８】
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【００６７】
【表９】
2014047399.tif 000012
【００６８】
まず、実施例及び比較例の精錬処理について説明する。表５〜９の実施例及び比較例では、ソーワイヤ鋼を溶製する取鍋に対して当該取鍋のメタルラインに上述した耐火物を施工し、その後、取鍋に転炉からの溶鋼を払い出し、前精錬処理を行った後、さらに、同一の取鍋に対して再び転炉からの溶鋼を払い出し、本精錬処理を行った。本精錬処理後に連続鋳造装置にて当業者常法通りに１５０ｍｍのビレットを製造し、このビレットを線材圧延機にてφ６ｍｍの丸棒に加工後、１００μｍの極細線に伸線加工した。極細線の伸線時において、介在物が原因となる断線回数を計測した。断線回数の計測では、鋼材５トンごとの断線回数をカウントし、計約２５０トン（取鍋１杯分）の断線回数の平均と最大値及び最小値を求めた。
【００６９】
表９の実施例及び比較例は、ソーワイヤ鋼を連続して繰り返し溶製した場合を示したもので、本精錬処理後に同一取鍋にて連続して本精錬処理を行ったものである。表中の「前ｃｈ実験」の欄は、同一取鍋に対して１つ前のチャージにおける実施例又は比較例の番号を示したものである。
転炉は、２５０ｔｏｎクラス（粗鋼トンが２５０ｔｏｎ）のものを用いた。取鍋のスラグラインの耐火物はマグカーボン（ＭｇＯ−Ｃ耐火物）とし、メタルラインに上述した耐火物を使用した。この耐火物の原料の粒度は、マイクロトラッキング装置にて測定を行った。耐火物の原料の結晶サイズ（粒度径）は、原料の断面を走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）にて観察して求めた。ＳＥＭによる観察面積は３ｃｍ２とした。鋼（鋼材）の成分は、Ｃ：０．８３〜０．８５質量％、Ｓｉ：０．１８〜０．１９質量％、Ｍｎ：０．４８〜０．５２質量％、Ｐ：０．００７〜０．０１質量％、Ｓ：０．００４〜０．００８質量％、Ａｌ：０．００１〜０．００２質量％とした。
【００７０】
[sol.Al]の測定は、二次イオン質量分析計（ＳＩＭＳ）で行った。溶鋼温度は平均温度で１８２３Ｋとした。また、精錬処理後の取鍋の温度管理は、取鍋の側壁の温度（側壁の耐火物の温度）を、放射温度計などにより測定しながら管理することとし、必要に応じてガスバーナを用いて加熱を行った。
実施例１〜２２では、粗骨材に関して、「粗骨材中、結晶径１００μｍ以下の体積割合」の欄に示すように、結晶径が１００μｍ以下のものは全粗骨材の３体積％以下であり、粗骨材の重量割合は主原料の４０％以上６０％以下である。また、実施例１〜２２では、微細骨材に関して、「骨材（２０〜６０μｍ）の体積割合」の欄に示すように、結晶径が２０〜６０μｍのものは全微細骨材の５体積％以下であり、「骨材（〜１０μｍの体積割合」の欄に示すように、結晶径が１０μｍ以下のものは４０体積％以上であった。
【００７１】
実施例１〜２２では、前精錬処理において、[sol．Al]を８ppm以下とし、スラグ組成を、Ｃ／Ｓ＝０．５〜１．２、Ａｌ２Ｏ３＝５〜１５質量％、ＭｇＯ＝２〜１５質量％とし、スラグ原単位を５〜１５ｋｇ／ｔｏｎとし、攪拌量を６５〜８５ｋＪ／ｔｏｎとしている。また、実施例１〜２２では、本精錬処理において、[sol．Al]を２ppm以下とし、スラグ組成を、Ｃ／Ｓ＝０．５〜１．２、Ａｌ２Ｏ３＝５〜１５質量％、ＭｇＯ＝２〜１５質量％とし、スラグ原単位を５〜１５ｋｇ／ｔｏｎとし、攪拌量を４０〜６０ｋＪ／ｔｏｎとしている。さらに、実施例１〜２２では、本精錬処理を行う前の取鍋の温度管理において、取鍋の側壁の耐火物の温度を、８００〜１０００℃に保持する保持時間を６０分以上９０分以下とした。
【００７２】
実施例１〜２２では、ソーワイヤ鋼を製造したとしても、「ｍａｘ」の欄に示すように、鋼材５ｔｏｎ当たりの断線回数が最大でも１回以下であり、「ａｖｅ」の欄に示すように、断線回数の平均値も１回以下とすることができた。
なお、実施例２３〜２８及び２０１〜２０５に示すように、本精錬処理を連続的に行ってソーワイヤ鋼を溶製した場合でも、２回目の本精錬処理の条件が上述した規定範囲であれば、鋼材５ｔｏｎ当たりの断線回数を最大でも１回以下にすることができ、断線回数の平均値も１回以下とすることができる。
【００７３】
一方、比較例２９〜３３では、粗骨材において、結晶径が１００μｍ以下のものは全粗骨材の３体積％を超えていたため、鋼材５ｔｏｎ当たりの断線回数が最大で３回以上となると共に断線回数の平均値も２回以上となる結果となった。比較例３４〜４１では、粗骨材の重量割合が全原料の４０％未満若しくは６０％を超えていたため、鋼材５ｔｏｎ当たりの断線回数が最大で３回以上となると共に断線回数の平均値も２回以上となる結果となった。また、比較例４２〜５４では、微細骨材に関して、結晶径が２０〜６０μｍのものが全微細骨材の５体積％を超えたり、結晶径が１０μｍ以下のものは４０体積％未満であったり、或いは、それ以外が上述した本発明の条件と外れていたため、実施例と比べて、鋼材５ｔｏｎ当たりの断線回数が大幅に増加した。
【００７４】
比較例５５〜８８は、前精錬処理における条件が本発明に規定した条件から外れたものである。比較例５５〜５７では[sol．Al]が８ppmよりも大きく、比較例５８〜６３ではスラグの塩基度が０．５より小さいと共に１．２より大きく、比較例６４〜６９ではスラグのＡｌ２Ｏ３が５質量％より小さいと共に１５質量％より大きく、比較例７０〜７５ではスラグのＭｇＯが２質量％小さいと共に１５質量％より大きい。
【００７５】
また、比較例７６〜８１ではスラグ原単位が５ｋｇ／ｔｏｎより小さいと共に１５ｋｇ／ｔｏｎより大きく、比較例８２〜８８では、攪拌量が６５ｋＪ／ｔｏｎより小さいと共に８５ｋＪ／ｔｏｎより大きい。
これら比較例５５〜８８では、前精錬処理にて耐火物の改質等を十分に行うことができなかったため、実施例と比べて、鋼材５ｔｏｎ当たりの断線回数が大幅に増加した。
【００７６】
比較例８９〜１２２は、本精錬処理における条件が本発明に規定した条件から外れたものである。比較例８９〜９１では[sol．Al]が２ppmよりも大きく、比較例９２〜９７ではスラグの塩基度が０．５より小さいと共に１．２より大きく、比較例９８〜１０３ではスラグのＡｌ２Ｏ３が５質量％より小さいと共に１５質量％より大きく、比較例１０４〜１０９ではスラグのＭｇＯが２質量％小さいと共に１５質量％より大きい。
【００７７】
また、比較例１１０〜１１５ではスラグ原単位が５ｋｇ／ｔｏｎより小さいと共に１５ｋｇ／ｔｏｎより大きく、比較例１１６〜１２２では、攪拌量が４０ｋＪ／ｔｏｎより小さいと共に６０ｋＪ／ｔｏｎより大きい。
これら比較例８９〜１２２では、本精錬処理にて耐火物の改質等を十分に行うことができなかったため、実施例と比べて、鋼材５ｔｏｎ当たりの断線回数が大幅に増加した。
【００７８】
さらに、比較例１２３〜１３０では、本精錬処理を連続的に行ってソーワイヤ鋼を溶製した場合、２回目の本精錬処理の条件が１つでも本発明に規定する条件を満たさなければ、当該２回目の本精錬処理で溶製したソーワイヤ鋼でソーワイヤを製造したときに、鋼材５ｔｏｎ当たりの断線回数が大幅に増加した。
図１０は、実施例及び比較例における断線回数をまとめたものである。
【００７９】
図１０に示すように、粗骨材や微細骨材において、全材料に対する粗骨材の割合、粗骨材における１００μｍ以下の結晶径の割合、微細骨材における２０〜６０μｍの結晶径の割合、１０μｍ以下の結晶径の割合が本発明に規定した数値を満たす実施例では、断線回数を比較例に比べて非常に小さくすることができた。一方、全材料に対する粗骨材の割合、粗骨材における１００μｍ以下の結晶径の割合、微細骨材における２０〜６０μｍの結晶径の割合、１０μｍ以下の結晶径の割合のいずれか１つでも満たさない比較例は、実施例に比べて断線回数が非常に大きくなった。なお、前精錬処理における溶鋼の攪拌量と断線回数との関係をまとめると図１１に示すようになり、本精錬処理における溶鋼の攪拌量と断線回数との関係をまとめると図１２に示すようになる。
【００８０】
以上、本発明によれば、取鍋に施工する耐火物によるアルミナ介在物の抑制、本精錬処理の前における耐火物の改質、本精錬処理における耐火物の改質及びアルミナ介在物の抑制に加え、精錬処理の間において取鍋の温度管理を適正に行っていることから、断線回数の少ない高強度なソーワイヤを製造することができると共に、取鍋の寿命を向上させることができる。
【００８１】
なお、今回開示された実施形態において、明示的に開示されていない事項、例えば、運転条件や操業条件、各種パラメータ、構成物の寸法、重量、体積などは、当業者が通常実施する範囲を逸脱するものではなく、通常の当業者であれば、容易に想定することが可能な事項を採用している。
【符号の説明】
【００８２】
１    取鍋
２    耐火物
２ａ  第１パーマ煉瓦
２ｂ  第２パーマ煉瓦
２ｃ  キャスタブル
３    鉄皮
４    胴部
６    底部（敷部）
８    排出口
１０  粗骨材
１１  微細骨材
２０  溶鋼
２１  二次精錬設備
２２  電極式加熱装置
２３  底吹き用プラグ
【図１】
2014047399.tif 000013
【図２】
2014047399.tif 000014
【図７】
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【図８】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
2014047399.tif 000019
【図６】
2014047399.tif 000020
【図９】
2014047399.tif 000021
【図１０】
2014047399.tif 000022
【図１１】
2014047399.tif 000023
【図１２】
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