(57)【要約】【課題】溶鋼中の酸素を除去する方法として、スラグを固化させることなくスラグ中のＦｅＯ及びＭｎＯ濃度を低減して溶鋼中の介在物を低減できる清浄鋼の溶製方法を提供する。【解決手段】Ｃ：０．２〜１．２質量％、Ｓｉ：０．０３〜０．３質量％、Ｍｎ：０．１〜１．５質量％、Ｔｉ：０．０３質量％以下を含有する溶鋼中のＡｌ濃度を低減して、かつスラグ組成をＣａＯ／Ａｌ2Ｏ3：１．４〜２．０、ＣａＯ／ＳｉＯ2：２．５〜４．０、ＦｅＯ＋ＭｎＯ：５〜１５質量％に調整した後、取鍋精錬において、雰囲気ＣＯ分圧を８０Ｔｏｒｒ未満、溶鋼の攪拌動力密度を３０〜８０Ｗ／ｔｏｎに調整し、取鍋精錬処理時間を規定した条件以上の時間で取鍋精錬処理を実施する。【選択図】図１
2018127680.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
Ｃ：０．２〜１．２質量％、Ｓｉ：０．０３〜０．３質量％、Ｍｎ：０．１〜１．５質量％、Ｔｉ：０．０３質量％以下を含有する溶鋼を、不活性ガスによる底吹き攪拌下で取鍋精錬を実施した後、環流型脱ガス装置にて脱ガス処理を実施する清浄鋼の溶製方法であって、
出鋼後の溶鋼中のＡｌ濃度を（１）式の範囲に調整し、かつスラグ組成をＣａＯ／Ａｌ2Ｏ3：１．４〜２．０、ＣａＯ／ＳｉＯ2：２．５〜４．０、ＦｅＯ＋ＭｎＯ：５〜１５質量％に調整した後、前記取鍋精錬において、雰囲気ＣＯ分圧を８０Ｔｏｒｒ未満、溶鋼の攪拌動力密度を３０〜８０Ｗ／ｔｏｎに調整し、（２）式及び（３）式に示す条件で取鍋精錬処理を実施し、その後、Ａｌおよび強脱酸元素のいずれも新たに添加せずに、環流型脱ガス装置にて脱ガス処理を実施することを特徴とする清浄鋼の溶製方法。
［％Ａｌ］＜０．０３５×［％Ｃ］1.5            ・・・（１）
ｔLadle＞５５×（ＰCO／［％Ｃ］）0.28×ε-1.69×（ＷSlag／ＷSteel）1.29
・・・（２）
ε＝３７１ＧＴ／ＷSteel×｛ｌｎ（１＋７５ρSteelＨ／ＰLadle）＋０．０６（１−３００／Ｔ）｝                                          ・・・（３）
ここで、［％Ａｌ］：溶鋼中Ｓｏｌ．Ａｌ濃度（質量％）、［％Ｃ］：溶鋼中Ｃ濃度（質量％）、ｔLadle：取鍋精錬処理時間（ｍｉｎ）、ＰCO：取鍋内ＣＯ分圧（Ｔｏｒｒ）、ε：攪拌動力密度（Ｗ／ｔｏｎ）、ＷSlag：スラグ質量（ｋｇ）、ＷSteel：溶鋼質量（ｔｏｎ）、Ｇ：底吹き不活性ガス流量（Ｎｍ3／ｓ）、Ｔ：溶鋼温度（Ｋ）、ρSteel：溶鋼密度（ｔｏｎ／ｍ3）、Ｈ：取鍋内溶鋼の浴深（ｍ）、ＰLadle：取鍋内全圧（Ｔｏｒｒ）である。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、製品特性を大きく悪化させ得る粗大な介在物、特に酸化物系介在物の生成を抑制することができる清浄鋼の溶製方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来、転炉出鋼後の溶鋼中の過剰な酸素を除去する手法として、溶鋼にＡｌを添加して酸素をＡｌ2Ｏ3として除去するＡｌ脱酸という手法が一般的に採用されている。しかしながら、Ａｌ脱酸過程で生成されるＡｌ2Ｏ3系非金属介在物は非常に硬質であり、かつクラスターを形成して粗大化するため、鋼の製品特性を著しく低下させる。例えば、軸受鋼に代表される高清浄鋼では、Ａｌ2Ｏ3が破壊の起点となり、転動疲労寿命が大きく低下することが知られている。また、タイヤコード等に用いられている高炭素鋼線材は、熱間圧延で線材にした後、冷間引抜き（伸線加工）を行うことで製造されるが、鋼中に高硬度のＡｌ2Ｏ3が混入していると、加工途中での断線の原因となる。したがって、粗大なＡｌ2Ｏ3の生成を抑制することは極めて重要である。
【０００３】
そこで、このような介在物の生成抑制方法として、例えば特許文献１には、転炉から溶鋼を未脱酸出鋼し、溶鋼中酸素濃度が１００ｐｐｍ以下になるまで炭素含有物を溶鋼に添加し、結果として溶鋼中酸素濃度を１００ｐｐｍ以下とした後にＡｌを添加する方法が開示されている。この方法は、鋼中酸素をＣＯガスとして排出する減圧Ｃ脱酸反応を活用することで、介在物の生成自体を抑制する技術である。
しかしながら、この方法にはＣ脱酸を生じさせるための溶鋼中ＣおよびＡｌ濃度、さらには雰囲気圧力の条件について明示されておらず、条件によってはＣ脱酸反応が効率的に生じない可能性がある。
【０００４】
また、特許文献２には、以下の（４）式のＣ脱酸反応で決まる平衡酸素濃度が、以下の（５）式のＡｌ脱酸で決まる平衡酸素濃度を下回るＡｌ濃度範囲を明確化し、溶鋼のＡｌ濃度をこの範囲に制御した上で環流型脱ガス装置において環流処理を実施することを特徴とする、高清浄鋼の溶製方法が開示されている。
Ｃ＋Ｏ＝ＣＯ（ｇ）                  ・・・（４）
Ａｌ2Ｏ3（ｓ）＝２Ａｌ＋３Ｏ        ・・・（５）
【０００５】
この方法では、Ｃ脱酸による介在物抑制効果を安定して活用することができる。しかしながら、環流型脱ガス装置でのＣ脱酸反応は、取鍋上面のスラグからの再酸化の影響を強く受ける。スラグからの再酸化が起こると、Ａｌ2Ｏ3以外にもＳｉＯ2やＭｎＯなどの介在物が溶鋼中に生成される可能性があり、これらの介在物も鋼の製品特性を著しく低下させる場合がある。したがって、Ｃ脱酸による介在物抑制効果を更に安定して活用するためには、再酸化の要因となるスラグ中のＦｅＯ，ＭｎＯといった低級酸化物を脱ガス処理前の段階で十分に低減させる必要がある。
【０００６】
スラグ中の低級酸化物を還元する技術としては、特許文献３には、真空脱ガス装置においてＣとＯを減圧下で反応させる前段階として、取鍋スラグに金属ＡｌまたはＡｌドロスを添加してスラグ中の低級酸化物であるＦｅＯとＭｎＯを還元した後、ＭｇＯを添加してスラグを固化させることを特徴とする、高清浄度鋼の製造方法が開示されている。この方法は、Ａｌを溶鋼ではなくスラグ上面のみに散布し、溶鋼中Ａｌ濃度を増加させることなくＦｅＯ，ＭｎＯを還元させるとともに、ＭｇＯによりスラグを固化させ、スラグからの再酸化を抑制する技術である。
しかしながら、スラグ上面にＡｌおよびＭｇＯを散布させただけでは低級酸化物の還元反応が効率的に進行せず、かつ還元反応に寄与しなかったＡｌが溶鋼に溶解する可能性がある。したがって、脱ガス処理によってＡｌ2Ｏ3低減効果が得られない可能性がある。
【０００７】
また、特許文献４には、取鍋内のスラグ表面にガスを吹き付けてスラグを冷却し、スラグ表面温度を溶鋼温度よりも１５０℃以上低下させることを特徴とする清浄鋼の溶製方法が開示されている。これは、ガス上吹きにてスラグを固めて、スラグからの再酸化反応そのものを抑制する技術である。
しかしながら、溶鋼と接触しているスラグ下部まで安定的に固化させることは難しく、かつ溶鋼温度の低下を招くという課題がある。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００８】
【特許文献１】特開平１０−３１７０４９号公報
【特許文献２】特開２０１５−１６１０２２号公報
【特許文献３】特許第５９５８１５２号公報
【特許文献４】特許第４３６７３８２号公報
【非特許文献】
【０００９】
【非特許文献１】森ら：鉄と鋼、６７（１９８１）、ｐ６７２
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００１０】
上記したような従来の手法では、Ａｌを溶鋼中に溶解させずに、スラグ中ＦｅＯ，ＭｎＯの還元を効率よく実施することは困難である。すなわち、従来の手法では、溶鋼中での介在物の生成を安定的に抑制することは困難である。
そこで本発明は、溶鋼中の酸素を除去する方法として、Ａｌ等の還元剤を使用することなく、かつスラグを固化させることなくスラグ中のＦｅＯ及びＭｎＯ濃度を低減して溶鋼中の介在物を低減できる清浄鋼の溶製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】
【００１１】
上述した課題を解決するためには、本発明者らは、真空脱ガス処理を実施する前段階の取鍋精錬において、Ｃによりスラグ中ＦｅＯおよびＭｎＯの還元を促進させることが有効と考えた。
ここで、上述した（４）式及び（５）式で決定される平衡酸素濃度は、各反応における平衡関係式からそれぞれ下記（６）式及び（７）式で表される。したがって、Ａｌ脱酸が生じずＣ脱酸のみが生じる条件は以下の（８）式で表すことができ、（６）式〜（８）式を解くことで、Ｃ脱酸が活用できるＡｌ濃度範囲はＣ濃度の関数として以下の（９）式で表すことができる。
［％Ｏ］C＝Ｃ6（定数）×ＰCO／［％Ｃ］                ・・・（６）
［％Ｏ］Al＝（Ｃ7（定数）／［％Ａｌ］2）2/3          ・・・（７）
［％Ｏ］C＜［％Ｏ］＜［％Ｏ］Al                      ・・・（８）
［％Ａｌ］＜Ｃ9（定数）×［％Ｃ］1.5                  ・・・（９）
ここで、［％Ｏ］Al：Ａｌの酸化反応から求まる溶鋼中Ｏ濃度（質量％）、［％Ｏ］C：Ｃの酸化反応から求まる溶鋼中Ｏ濃度（質量％）、［％Ａｌ］：ｓｏｌ．Ａｌ濃度（質量％）、ＰCO：ＣＯ分圧（Ｔｏｒｒ）、［％Ｃ］：Ｃ濃度（質量％）、［％Ｏ］：溶存酸素濃度（質量％）である。
【００１２】
本発明者らは、真空脱ガス処理中だけでなく、取鍋精錬中においてもＡｌ濃度を（７）式の範囲に制御した上でＣＯ分圧を低位に制御することで、溶鋼中のＣによりスラグ中のＦｅＯおよびＭｎＯの還元が可能と考えた。また、本発明者らは、溶鋼中Ｃによるスラグ中のＦｅＯおよびＭｎＯの還元速度は、ＣＯ分圧、Ｃ濃度、溶鋼の攪拌動力密度およびスラグ原単位（溶鋼１ｔｏｎ当たりのスラグ質量）と相関があることを見出し、還元に必要な取鍋精錬時間はこれらの関数で表すことが可能と考えた。
【００１３】
上記の考えを踏まえ、本発明は、スラグ中のＦｅＯおよびＭｎＯを、取鍋精錬下でのＣ脱酸により真空脱ガス処理中に再酸化が生じないレベルまでスラグ中のＦｅＯおよびＭｎＯを還元が可能となる操業条件範囲を明らかとすることでなされたものであり、以下に記載の通りである。
（１）Ｃ：０．２〜１．２質量％、Ｓｉ：０．０３〜０．３質量％、Ｍｎ：０．１〜１．５質量％、Ｔｉ：０．０３質量％以下を含有する溶鋼を、不活性ガスによる底吹き攪拌下で取鍋精錬を実施した後、環流型脱ガス装置にて脱ガス処理を実施する清浄鋼の溶製方法であって、
出鋼後の溶鋼中のＡｌ濃度を（１）式の範囲に調整し、かつスラグ組成をＣａＯ／Ａｌ2Ｏ3：１．４〜２．０、ＣａＯ／ＳｉＯ2：２．５〜４．０、ＦｅＯ＋ＭｎＯ：５〜１５質量％に調整した後、前記取鍋精錬において、雰囲気ＣＯ分圧を８０Ｔｏｒｒ未満、溶鋼の攪拌動力密度を３０〜８０Ｗ／ｔｏｎに調整し、（２）式及び（３）式に示す条件で取鍋精錬処理を実施し、その後、Ａｌ及び強脱酸元素のいずれも新たに添加せずに、環流型脱ガス装置にて脱ガス処理を実施することを特徴とする清浄鋼の溶製方法。
［％Ａｌ］＜０．０３５×［％Ｃ］1.5            ・・・（１）
ｔLadle＞５５×（ＰCO／［％Ｃ］）0.28×ε-1.69×（ＷSlag／ＷSteel）1.29
・・・（２）
ε＝３７１ＧＴ／ＷSteel×｛ｌｎ（１＋７５ρSteelＨ／ＰLadle）＋０．０６（１−３００／Ｔ）｝                                          ・・・（３）
ここで、［％Ａｌ］：溶鋼中Ｓｏｌ．Ａｌ濃度（質量％）、［％Ｃ］：溶鋼中Ｃ濃度（質量％）、ｔLadle：取鍋精錬処理時間（ｍｉｎ）、ＰCO：取鍋内ＣＯ分圧（Ｔｏｒｒ）、ε：攪拌動力密度（Ｗ／ｔｏｎ）、ＷSlag：スラグ質量（ｋｇ）、ＷSteel：溶鋼質量（ｔｏｎ）、Ｇ：底吹き不活性ガス流量（Ｎｍ3／ｓ）、Ｔ：溶鋼温度（Ｋ）、ρSteel：溶鋼密度（ｔｏｎ／ｍ3）、Ｈ：取鍋内溶鋼の浴深（ｍ）、ＰLadle：取鍋内全圧（Ｔｏｒｒ）である。
ここで、攪拌動力密度εを定義する（３）式は非特許文献１に記載されており、本発明では、この関係式を用いた。
【発明の効果】
【００１４】
本発明によれば、Alを使用することなく、かつ処理負荷を増加させることなくスラグ中のＦｅＯおよびＭｎＯを還元して脱ガス処理中の再酸化を抑制することが可能となり、Ｃ脱酸による介在物低減効果を安定して得ることができる。
【図面の簡単な説明】
【００１５】
【図１】取鍋精錬処理時間の実績値と計算値とでの効果の関係を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００１６】
以下に本発明について詳細に説明する。
【００１７】
１．本発明における用語の定義
「取鍋精錬」とは、ＬＦやＶＡＤに代表される取鍋精錬処理中の雰囲気ＣＯ分圧を低下させた上で、取鍋内溶鋼およびスラグを不活性ガスにより底吹きにて攪拌させる処理を指す。「環流型脱ガス装置」とは、一般的にＲＨと呼称される真空槽を要する溶鋼処理装置である。「脱ガス処理」とは、溶鋼成分とスラグ成分とを所定の範囲に調整した後、環流型脱ガス装置の真空槽内にて（４）式のＣ脱酸反応を生じさせ、Ｃによる脱酸を行う処理のことを指す。また、「強脱酸元素」とは、酸素との親和力がＡｌと同等もしくはそれ以上に高い元素を指し、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｃａ、Ｍｇおよび希土類元素（ＲＥＭ）がこれに該当する。
【００１８】
２．本発明に係る出鋼後の溶鋼組成（溶鋼全体に対する割合）
［Ｃ：０．２〜１．２質量％］
Ｃは、鋼の強度を決める重要元素である。本発明はＡｌキルド鋼のようなＡｌ濃度の高い鋼種への適用も想定しており、Ｃ濃度が低いと効率よくＣ脱酸を活用できない可能性があるため、Ｃ濃度の下限を０．２質量％とする。また、Ｃ濃度が高いほどＣ脱酸の効果は大きくなるが、Ｃ濃度が１．２質量％を超えると母材の硬度が大きくなり過ぎるため、加工性が著しく低下してしまう。また、Ｃが１．２質量％を超えると脱ガス処理後に脱炭処理を行う必要性が生じるため、本発明でのＣ濃度の上限は１．２質量％とする。
【００１９】
［Ｓｉ：０．０３〜０．３０質量％］
Ｓｉは、鋼材の焼き入れ性および強度を高める重要な元素であり、かつ溶鋼の酸素濃度を低位に維持するために最低限必要であるため、転炉出鋼直後の時点で少なくとも０．０３質量％は含有させる必要がある。しかし、Ｓｉ濃度が０．３０質量％を上回るとＳｉ脱酸が顕著に生じ、ＳｉＯ2系酸化物が大量に生成して溶鋼の清浄度が悪化する可能性があるため、０．３０質量％を上限とする。
【００２０】
［Ｍｎ：０．１〜１．５質量％］
ＭｎもＳｉと同様に、鋼材の強度を高める重要な元素であり、かつ溶鋼の酸素濃度を低位維持するために最低限必要であるため、転炉出鋼直後の時点で０．１質量％は含有させる必要がある。しかし、Ｍｎ濃度が高過ぎると、Ｓｉと同様にＭｎＯ系酸化物が大量に生成する可能性があるため、１．５質量％を上限とする。
【００２１】
［（１）式条件：［％Ａｌ］＜０．０３５×［％Ｃ］1.5］
取鍋精錬でのＣによるＦｅＯおよびＭｎＯの還元、ならびに環流脱ガス装置での脱ガス処理を行うためには、Ｃ脱酸がＡｌ脱酸よりも優勢な条件に制御する必要がある。（１）式の条件は（６）式の形で記述でき、（６）式の右辺の係数（Ｃ6）を鋭意検討により求めることで（１）式の条件を得ることができた。したがって、出鋼後から取鍋精錬開始までの間に、Ａｌ濃度およびＣ濃度が（１）式の条件を満たすように制御する必要がある。なお、取鍋精錬の時点で（１）式の範囲に制御出来ていれば、脱ガス処理時もほぼこの範囲に制御可能となる。
【００２２】
３．鋼材の機械特性の観点から鋼中に含有することが許容される成分濃度範囲
本発明で溶製する清浄鋼には、対象となる溶鋼に製品に必要な機能を付加する目的で、合金元素を含有させることも原理的に許容される。具体的には、Ｆｅの一部に加えて、Ｃｒ：１．７質量％以下、Ｍｏ：１．０質量％以下、Ｖ：０．３質量％以下、Ｎｉ：２．０質量％以下を含有させてもよい。また、不可避的不純物としてＰ：０．０３質量％以下、Ｓ：０．０３質量％以下、Ｍｇ：０．００２質量％以下、Ｃａ：０．００２質量％以下、Ｎ：０．０２質量％以下を含有していてもよい。ただし、取鍋精錬処理後から環流型脱ガス装置にて脱ガス処理を実施するまでの間にＡｌあるいは強脱酸元素を添加してしまうと、脱ガス処理中にＣ脱酸が生じず溶鋼の清浄化がなされない懸念があるため、上述した時期にＡｌあるいは強脱酸元素を添加しないようにする。
【００２３】
４．本発明に係る出鋼後のスラグ組成
［ＣａＯ／Ａｌ2Ｏ3：１．４〜２．０］
取鍋精錬下における溶鋼−スラグ間反応を効率的に実施するためには、スラグの粘度を低下させるとともに、スラグ液相率を高位に維持することが重要となる。ＣａＯ／Ａｌ2Ｏ3が低すぎるとスラグ粘度が大きく増加してしまうため、１．４を下限とする。一方で、ＣａＯ／Ａｌ2Ｏ3が高すぎるとスラグの液相率が大きく低下してしまうため、２．０を上限とする。
【００２４】
［ＣａＯ／ＳｉＯ2：２．５〜４．０］
スラグ中のＳｉＯ2はスラグの融点を低下させて液相率を増加させる効果があるため、スラグ中に最低限のＳｉＯ2が含有されている必要があり、ＣａＯ／ＳｉＯ2の上限を４．０とする。一方で、ＳｉＯ2はＣａＯやＡｌ2Ｏ3と比較すると酸素との親和性が弱く、スラグ中にＳｉＯ2が過剰に含有されるとＳｉＯ2がＳｉとＯとに分離して溶鋼中での再酸化の要因となるため、ＣａＯ／ＳｉＯ2の下限を２．５とする。
【００２５】
［ＦｅＯ＋ＭｎＯ：５〜１５質量％（スラグ全体に対する割合）］
スラグ中のＦｅＯおよびＭｎＯは溶鋼での再酸化の要因となり、取鍋精錬前の段階で１５％を超えていると、取鍋精錬の現実的な処理時間内にこれらの低級酸化物を還元し切れない可能性があるため、スラグ全体に対して合計で１５質量％を上限とする。一方で、ＦｅＯおよびＭｎＯはスラグの融点を低下させる成分であり、出鋼直後に液相スラグを効率的に生成させる必要があるため、スラグ全体に対して合計で５質量％を下限とする。なお、本発明により、取鍋精錬後のスラグ中のＦｅＯ濃度およびＭｎＯ濃度の合計を１．０質量％未満にするものとするが、取鍋精錬前の段階で１．０質量％未満にすると、ＣａＯやＳｉＯ2などを大量に添加する必要があり操業上困難であることから、取鍋精錬前の段階では合計で５質量％を下限とする。
【００２６】
本発明で使用するスラグには、上記以外に、スラグに必要な機能を付加する目的で、ＭｇＯ：５．０質量％以下、Ｆ：１０質量％以下、Ｔｉ2Ｏ3：５．０質量％以下を含有させてもよい。また、不可避的不純物としてＰ2Ｏ5：１．０質量％以下、Ｓ：５．０質量％以下程度が許容される。
【００２７】
５．本発明に係る取鍋精錬処理条件
［雰囲気ＣＯ分圧：８０Ｔｏｒｒ未満］
（２）式からもわかるように、Ｃ脱酸反応は雰囲気ＣＯ分圧が低位であるほど顕著に生じるため、取鍋精錬中の雰囲気ＣＯ分圧は８０Ｔｏｒｒ未満とする。
【００２８】
［攪拌動力密度ε：３０〜８０Ｗ／ｔｏｎ］
一般的に溶鋼−スラグ間反応は溶鋼の攪拌動力密度が高いほど顕著に生じることが知られており、スラグ中のＦｅＯおよびＭｎＯを効率的に還元させるためには少なくとも３０Ｗ／ｔｏｎは確保する必要がある。一方で、攪拌動力密度を過度に増加させると取鍋固体酸化物の著しい損耗が生じ、この損耗に伴って溶鋼再酸化が顕著となり溶鋼清浄度の悪化を招く懸念があるため、８０Ｗ／ｔｏｎを上限とする。前述したように、攪拌動力密度の計算式は非特許文献１に記載された（３）式を用いる。
【００２９】
［（２）式条件：ｔLadle＞５５×（ＰCO／［％Ｃ］）0.28×ε-1.69×（ＷSlag／ＷSteel）1.29］
スラグ中のＦｅＯおよびＭｎＯをＣにより還元させるためには一定以上の時間を要し、還元に必要な時間を決定する因子として、ＣＯ分圧、Ｃ濃度、攪拌動力密度およびスラグと溶鋼との質量比が挙げられる。本発明者らは、後述する効果の確認方法に則り、（１）式の条件を満たした上で、発明の効果を得るために必要な取鍋精錬処理時間と上記の因子との関係を鋭意検討し、（２）式の条件を得た。図１に、（１）式の条件を満たした上での（２）式で計算された右辺の値と、取鍋精錬処理時間ｔLadleの実績とを比較した結果を示すが、本発明の効果が得られたものは全て（２）式の条件を満たしていることがわかる。したがって、本発明の効果を得るためには、取鍋精錬処理時間ｔLadleを（２）式の条件を満たすように設定する必要がある。
【００３０】
６．処理条件
本発明において、転炉から出鋼された溶鋼は、まず取鍋精錬処理にてスラグ改質が実施された後、環流型脱ガス装置にて脱ガス処理される。転炉等の精錬容器から取鍋に出鋼され、取鍋精錬装置まで搬送されて処理を行う前に、上記の溶鋼成分範囲に調整する目的で、合金等の添加を行うことが望ましい。具体的には、取鍋精錬処理を開始する前に、溶鋼およびスラグ組成を所定の範囲に調整することである。成分調整後の溶鋼およびスラグからサンプルを採取し、迅速分析にて成分濃度を得るとともに、スラグの厚みを測定し、取鍋断面積およびスラグ密度からスラグ質量ＷSlagを算出する。
【００３１】
上記操作を終えた溶鋼およびスラグは取鍋精錬装置まで搬送され、取鍋底部の底吹き羽口から不活性ガスを導入して攪拌、かつ容器内の雰囲気ＣＯ分圧を８０Ｔｏｒｒ未満の水準まで低下させて取鍋精錬処理を開始する。ここで、雰囲気ＣＯ分圧を低下させる具体的な方法として容器内の不活性ガスによる置換、減圧が挙げられ、その手法としていずれの方法でも問題はないが、設備負荷の観点から不活性ガスによる容器内の置換が望ましく、さらには操業コストの観点から不活性ガスとして安価なＡｒを使用することが望ましい。さらに、取鍋精錬処理を開始する前に測定したＣ濃度、スラグ質量、底吹き不活性ガス流量から（３）式で算出される攪拌動力密度εを計算し、容器内雰囲気のガス分析で得られたＣＯ分圧から、（２）式を用いて取鍋精錬処理時間ｔLadleを決定する。
【００３２】
取鍋精錬を終えた溶鋼は、Ａｌおよび強脱酸元素を新たに添加することなく、環流型真空脱ガス装置において脱ガス処理される。脱ガス処理は通常５０Ｔｏｒｒ未満の高真空下で処理されるため、Ａｌ濃度を（１）式の範囲に制御すればＣ脱酸が優先的に生じる条件となる。
【００３３】
７．効果の確認方法
本発明の効果は、取鍋精錬後のスラグ中のＦｅＯ濃度およびＭｎＯ濃度の合計、脱ガス処理後の酸化物系介在物の個数密度にて評価する。スラグ中のＦｅＯ濃度およびＭｎＯ濃度の合計は、取鍋精錬後の溶鋼上面のスラグからサンプルを採取し、化学分析に供することで得ることができる。酸化物系介在物の個数密度は、脱ガス処理後に採取した溶鋼のボンブサンプルを切断、樹脂埋め、研磨した後に切断面を光学顕微鏡で観察し、検鏡範囲内（＝２００ｍｍ2）に存在する５．０μｍ以上２０μｍ未満の介在物の個数を計測することで評価する。ただし、本発明ではＡｌを殆ど添加しないため、酸化物系介在物はＡｌ2Ｏ3以外にＳｉＯ2、ＭｎＯ、Ｔｉ2Ｏ3が主成分となる可能性があり、Ａｌ2Ｏ3系介在物のみ評価したのでは本発明による介在物低減効果を充分に確認できない。そこで、エネルギー分散型Ｘ線アナライザーを具備した走査電子顕微鏡で測定した際、Ａｌ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｔｉ、Ｃａ、ＭｇおよびＯの占める割合が９０ａｔｍ％以上であるものを介在物として計測する。本発明において、取鍋精錬後のスラグ中のＦｅＯ濃度およびＭｎＯ濃度の合計が１．０質量％未満、かつ５．０μｍ以上２０μｍ未満の酸化物系介在物の個数密度が１０個／ｍｍ2未満であったものを、発明の効果が得られたと判断することができる。
【実施例】
【００３４】
次に、本発明を実施例に基づいて更に説明するが、実施例での条件は、本発明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、本発明は、この一条件例に限定されるものではない。本発明は、本発明の要旨を逸脱せず、本発明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。
【００３５】
転炉から出鋼直後の溶鋼およびスラグに対し成分調整を実施し、表１に示す組成の溶鋼およびスラグを得た。
次に、表１に示す組成の溶鋼とスラグを、取鍋とともに取鍋精錬装置であるＬＦまで搬送し、表２に示す条件にて取鍋精錬処理を行った。なお、発明例（実施例）、比較例とも全て、溶鋼量ＷSteelは８０ｔｏｎ、溶鋼温度Ｔは１８７３Ｋ、取鍋内溶鋼の浴深Ｈは２．６ｍ、取鍋内全圧ＰTotalは７６０Ｔｏｒｒであった。また、上記計算において、溶鋼の密度ρSteelは７ｔｏｎ／ｍ3とした。
【００３６】
取鍋精錬開始前には、溶鋼サンプルを採取してＣ濃度を測定し、スラグ厚みの測定によりスラグ質量ＷSlagを算出した。また、取鍋精錬中には容器内のガス分析を実施し、雰囲気ＣＯ分圧ＰCOを測定した。さらに取鍋精錬後のスラグを採取することで取鍋精錬後のＦｅＯ濃度およびＭｎＯ濃度を得た。
【００３７】
また、取鍋精錬後にはＲＨ環流脱ガス装置にて脱ガス処理を実施した。そして、脱ガス処理直後に溶鋼サンプルを採取し、溶鋼サンプルから検鏡用のミクロサンプルを切り出した。前述した効果の確認方法に従って、ミクロサンプルから検鏡法にて介在物個数を計測した後、ＥＤＳ付属の走査型電子顕微鏡にて酸化物組成を測定した。ＲＨ真空脱ガス装置で処理した後は、連続鋳造法によってブルームあるいはビレットといった半製品を得た。
各試験における取鍋精錬処理後のスラグ中の（ＦｅＯ＋ＭｎＯ）濃度、および脱ガス処理後の最終的な溶鋼中介在物個数密度を表２に示す。
【００３８】
【表１】
2018127680.tif 000003
【００３９】
【表２】
2018127680.tif 000004
【００４０】
表１及び表２に示すように、実施例であるＣｈ．Ｎｏ．１〜６は、本発明の条件を全て満たしていたため、取鍋精錬後のスラグ中のＦｅＯ濃度およびＭｎＯ濃度の合計が１質量％未満であり、かつ脱ガス処理後の介在物個数密度が１０個／ｍｍ2未満であったため、発明の効果が顕著に得られた。
【００４１】
また、以下の比較例の結果から、本発明により介在物の生成抑制効果を得るには、前述の条件を全て満たす必要があることが分かった。
表１及び表２のＣｈ．Ｎｏ．７〜２７は、本発明の条件を一部満たしていなかったため発明の効果が得られなかったものである。
【００４２】
Ｃｈ．Ｎｏ．７は溶鋼のＣ濃度が０．２質量％を下回っていたため、Ｃによりスラグ中のＦｅＯおよびＭｎＯを効率的に還元できなかった。その結果、脱ガス処理中にスラグからの再酸化が生じ、介在物が多く生成されてしまった。この結果から、出鋼直後の溶鋼中Ｃ濃度は０．２質量％以上である必要があることが確認できた。
【００４３】
Ｃｈ．Ｎｏ．８はＳｉ濃度が０．０３質量％を下回っていたため、溶鋼の脱酸不足で溶鋼中の酸素濃度が高くなりすぎ、スラグ中のＦｅＯおよびＭｎＯの還元不良が生じてしまった。その結果、脱ガス処理中にスラグからの再酸化が生じ、介在物が多く生成されてしまった。一方で、Ｃｈ．Ｎｏ．９はＳｉ濃度が０．３質量％を上回っていたため、スラグ中のＦｅＯおよびＭｎＯを効率的に還元することができたが、Ｓｉ脱酸が顕著に生じてＳｉＯ2系介在物が大量に生成してしまった。この結果から、出鋼後の溶鋼中Ｓｉ濃度は０．０３〜０．３質量％の範囲に制御する必要があることが確認できた。
【００４４】
Ｃｈ．Ｎｏ．１０は、Ｍｎ濃度が０．１質量％を下回っていたため、Ｓｉの場合と同様溶鋼の脱酸不足で酸素濃度が高くなりすぎ、スラグ中のＦｅＯおよびＭｎＯの還元不良が生じてしまった。その結果、脱ガス処理中にスラグからの再酸化が生じ、介在物が多く生成されてしまった。一方で、Ｃｈ．Ｎｏ．１１はＭｎ濃度が１．５質量％を上回っていたため、スラグ中のＦｅＯおよびＭｎＯを効率的に還元することができたが、Ｍｎ脱酸が顕著に生じてＭｎＯ系介在物が大量に生成してしまった。この結果から、出鋼後の溶鋼中Ｍｎ濃度は０．１〜１．５質量％の範囲に制御する必要がある。
【００４５】
Ｃｈ．Ｎｏ．１２は、Ｔｉ濃度が０．０３質量％を上回っていたため、スラグ中のＦｅＯおよびＭｎＯを効率的に還元することができたが、Ｔｉ脱酸が顕著に生じてＴｉ2Ｏ3系介在物が大量に生成してしまった。この結果から、出鋼後の溶鋼中Ｔｉ濃度は０．０３質量％以下の範囲に制御する必要があることが確認できた。
【００４６】
Ｃｈ．Ｎｏ．１３は、スラグ中のＣａＯ／Ａｌ2Ｏ3が１．４を下回っていたため、スラグ液相率は十分確保されていたもののスラグの粘度が増加して流動性が大きく悪化し、スラグ中のＦｅＯおよびＭｎＯの還元不良が生じてしまった。その結果、脱ガス処理中にスラグからの再酸化が生じ、介在物が多く生成されてしまった。一方で、Ｃｈ．Ｎｏ．１４はスラグ中のＣａＯ／Ａｌ2Ｏ3が２．０を上回っていたため、スラグ液相率が大きく低下したことによってスラグの流動性が低下し、スラグ中のＦｅＯおよびＭｎＯの還元不良が生じてしまった。その結果、脱ガス処理中にスラグからの再酸化が生じ、介在物が多く生成されてしまった。以上の結果から、出鋼後のスラグ中のＣａＯ／Ａｌ2Ｏ3は１．４〜２．０の範囲に制御する必要があることが確認できた。
【００４７】
Ｃｈ．Ｎｏ．１５は、スラグ中のＣａＯ／ＳｉＯ2が２．５を下回っていたため、スラグの酸化度が増加してＣによるＦｅＯおよびＭｎＯの還元不良が生じてしまった。その結果、脱ガス処理中にスラグからの再酸化が生じ、介在物が多く生成されてしまった。一方で、Ｃｈ．Ｎｏ．１６はスラグ中のＣａＯ／ＳｉＯ2が４．０を上回っていたため、スラグの初期の溶融が効率的に進行せず、スラグの流動性が低下してＦｅＯおよびＭｎＯの還元不良が生じてしまった。その結果、脱ガス処理中にスラグからの再酸化が生じ、介在物が多く生成されてしまった。以上の結果から、出鋼後のスラグ中のＣａＯ／ＳｉＯ2は２．５〜４．０の範囲に制御する必要があることが確認できた。
【００４８】
Ｃｈ．Ｎｏ．１７は、取鍋精錬前でスラグ中のＦｅＯ濃度およびＭｎＯ濃度の合計が５質量％を下回っていたため、スラグの初期の溶融が効率的に進行せず、スラグの流動性が低下してＦｅＯおよびＭｎＯの還元不良が生じた。その結果、脱ガス処理中にスラグからの再酸化が生じ、介在物が多く生成されてしまった。一方で、Ｃｈ．Ｎｏ．１８は取鍋精錬前でスラグ中のＦｅＯ濃度およびＭｎＯ濃度の合計が１５質量％を上回っていたため、現実的な取鍋精錬時間内にＦｅＯおよびＭｎＯを充分に還元し切れなかった。その結果、脱ガス処理中にスラグからの再酸化が生じ、介在物が多く生成されてしまった。以上の結果から、出鋼後のスラグ中のＦｅＯ濃度およびＭｎＯ濃度の合計は５〜１５質量％の範囲に制御する必要があることが確認できた。
【００４９】
Ｃｈ．Ｎｏ．１９は、取鍋精錬中の雰囲気ＣＯ分圧が８０Ｔｏｒｒを超えていたため、Ｃ脱酸反応が効率的に進行せず、Ｃによるスラグ中ＦｅＯおよびＭｎＯの還元が効率的になされなかった。その結果、脱ガス処理中にスラグからの再酸化が生じ、介在物が多く生成されてしまった。以上の結果から、取鍋精錬中の雰囲気ＣＯ分圧は８０Ｔｏｒｒ未満の水準に制御する必要があることが確認できた。
【００５０】
Ｃｈ．Ｎｏ．２０は、取鍋精錬中の溶鋼の攪拌動力密度が３０Ｗ／ｔｏｎを下回っていたため、溶鋼とスラグとの混合が効率的になされず、取鍋精錬処理時間内にスラグ中のＦｅＯおよびＭｎＯの還元が効率的になされなかった。その結果、脱ガス処理中にスラグからの再酸化が生じ、介在物が多く生成されてしまった。一方で、Ｃｈ．Ｎｏ．２１は、溶鋼の攪拌動力密度が８０Ｗ／ｔｏｎを上回っていたため、スラグ中のＦｅＯおよびＭｎＯを効率的に還元することができたが、取鍋の固体酸化物が損耗し、これに伴って溶鋼中で再酸化が顕著に生じてしまい脱ガス処理後の介在物個数が増加してしまった。以上の結果から、取鍋精錬中の溶鋼の攪拌動力密度は３０〜８０Ｗ／ｔｏｎの範囲内に制御する必要があることが確認できた。
【００５１】
表１及び表２のＣｈ．Ｎｏ．２２〜２７は、本発明の（１）式または（２）式の条件を満たしていなかったため、発明の効果が得られなかったものである。
Ｃｈ．Ｎｏ．２２は、溶鋼中のＡｌが（１）式の範囲を超えて含有されていたため、Ａｌ脱酸がＣ脱酸よりも優勢となってＡｌ2Ｏ3が大量に生成してしまい、介在物個数が大きく増加してしまった。以上の結果から、本発明の効果を得るためには、（１）式の条件を満足する必要があることが確認できた。
【００５２】
Ｃｈ．Ｎｏ．２３〜２７は、それぞれ取鍋精錬処理時間が（２）式の範囲から外れていたため、スラグ中のＦｅＯおよびＭｎＯが処理時間内に還元し切れず、脱ガス処理中の再酸化にて最終的な介在物個数が大きく増加してしまった。以上の結果から、本発明の効果を得るためには（２）式の条件を満足する必要があることが確認できた。
【図１】
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