(57)【要約】【課題】高清浄鋼を溶製するにあたり、攪拌ガスの量、アーク加熱のパターンを適正に規定して、Ａｌ脱酸生成物を除去し、スラグの巻き込みを防止するＬＦ処理における粗大介在物の低減方法を提供する。【解決手段】本発明は、高清浄鋼を溶製するにあたり、ＬＦ処理においてガス攪拌を行う際、ＬＦ処理の開始時刻から10分以上20分以下経った時刻をＬＦ処理の前半期間と後半期間の境界時刻とし、0.35≦r/R≦0.75、0.75≦h/H≦1、ε(n)=0.0285×Q×T/Wg×log(1＋h×100/148)、50≦ε(1)≦80、45≦Ｅ(1)≦55、10≦ε(2)≦40、30≦Ｅ(2)≦40を満たす。ただし、ランス４吐出孔５の位置と取鍋１基準位置の距離をr、吐出孔５の位置における取鍋１半径をR、吐出孔５の位置における溶鋼深さをh、取鍋１内の溶鋼深さをH、前半期間のガス攪拌動力密度の平均ε(1)、電極加熱量の平均Ｅ(1)、後半期間のガス攪拌動力密度の平均ε(2)、電極加熱量の平均Ｅ(2)とする。【選択図】図１
2017171983.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
清浄度を要求される鋼材を溶製するにあたり、ＬＦ（取鍋精錬）工程を用いる場合、
前記ＬＦ処理において、前記取鍋内の溶鋼をランスを用いてガス攪拌を行うにあたり、
前記ランスに設けられている吐出孔の位置に関し、
前記取鍋の平面視における当該取鍋の長径と短径が交わる位置を基準位置とし、
前記取鍋の平面視において、前記吐出孔の位置と前記取鍋の基準位置との距離をr(m)とし、前記取鍋の基準位置と前記吐出孔の位置を通過し、前記取鍋の内壁面に到達する直線を、前記取鍋の半径R(m)とした場合、式（１）を満たし、
0.35≦r/R≦0.75     ・・・（１）
前記吐出孔の位置における溶鋼ヘッド深さをh(m)とし、前記取鍋内の溶鋼深さをH(m)とした場合、式（２）を満たし、
0.75≦h/H≦1     ・・・（２）
さらに、前記ＬＦ処理の期間を、前半と後半の２つの期間に分け、
前記ＬＦ処理の前半期間と、前記ＬＦ処理の後半期間における境界時刻を、前記ＬＦ処理の開始時刻から、10分以上20分以下、経った時刻とし、
前記ＬＦ処理の前半期間において、ガス攪拌動力密度の平均をε(1)(W/ton)とした場合、式（３）で算出された値が、式（４）を満たすようにガス撹拌を行い、
ε(1)=0.0285×Q×T/Wg×log(1＋h×100/148)   ・・・（３）
50≦ε(1)≦80     ・・・（４）
前記ＬＦ処理の前半期間での、電極加熱量の平均をＥ(1)(kW/ton) とした場合、式（５）を満たし、
45≦Ｅ(1)≦55     ・・・（５）
前記ＬＦ処理の後半期間において、ガス攪拌動力密度の平均をε(2)(W/ton)とした場合、式（３）’で算出された値が、式（６）を満たし、
ε(2)=0.0285×Q×T/Wg×log(1＋h×100/148)   ・・・（３）’
10≦ε(2)≦40     ・・・（６）
前記ＬＦ処理の後半期間での、電極加熱量の平均Ｅ(2)(kW/ton) とした場合、式（７）を満たす
30≦Ｅ(2)≦40     ・・・（７）
ことを特徴とするＬＦ処理における粗大介在物の低減方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、ＬＦ処理において、発生する粗大介在物を低減させる方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
周知の如く、船舶用部品、例えば船舶エンジン内のクランクシャフト等を製造するにあたっては、その元となる鋼塊や鋼材は、高い耐疲労特性が要求されるため、疲労特性に大きな影響を及ぼす介在物の非常に少ない高清浄鋼（高清浄度鋼）であることが必要不可欠である。
高清浄鋼を製造する方法としては、転炉から出鋼された溶鋼に対し２次精錬を行うことで、更なる組成調整を実施し、この２次精錬終了後の溶鋼に対して脱ガス処理を行うことで、溶鋼内に存在する水素等のガス成分の除去を行っている。
【０００３】
高清浄鋼を製造する技術としては、例えば、特許文献１〜３に開示されている。
特許文献１は、高価な電磁攪拌誘導設備が付与された取鍋精錬設備を有し、取鍋の溶損を抑制するとともに、鋼の清浄度を向上させることを目的としている。
具体的には、転炉又はアーク溶解炉にて製造した溶鋼に対して取鍋精錬（ＬＦ処理）を行う場合、電磁誘導攪拌設備を装備した取鍋精錬設備を用いて精錬を行う。
【０００４】
まず、電磁誘導攪拌装置により強攪拌を加え、合金調整、初期の脱酸生成物の除去を行った後、同電磁攪拌誘導設備により、弱攪拌を行い、スラグの巻き込みを防止する条件のもとで精錬を行う。これにより鋼の清浄度が向上するとされている。
特許文献２は、溶鋼のスラグ巻き込みを防止することで、鋼の清浄度を向上させることを目的としている。
【０００５】
具体的には、溶鋼にガスを吹きこんで溶鋼を攪拌する取鍋精錬を行う場合において、スラグ組成を分析し、その分析結果からスラグの固相率から算出する。
その後、得られたスラグ固相率を用いて、同文献に規定された算出式より得られた値に対して、その値を超えないようにガス流量を調整し、ガス攪拌精錬を行う。
スラグの固相率がより高い場合は、スラグの巻き込み性が抑制されるとして、より多くのガス攪拌流量を流すことができるとされている。
【０００６】
特許文献３は、軸受鋼の精錬方法において、より清浄度を高めることを目的としている。
具体的には、軸受鋼の精錬において、窒素ガスを溶鋼に供給しながら行う転炉で一次精錬工程を行い、転炉から出鋼した溶鋼中に窒素ガスを吹き込み、当該窒素ガスで撹拌するバブリング工程を行い、バブリング工程後に行う真空脱ガス処理工程を行う。
【０００７】
バブリング工程で窒素ガスを用いているので、一次精錬時に窒素濃度がばらついていても、窒素濃度を高めた状態で真空脱ガス処理を行うことができるので、真空脱ガス処理での非金属介在物の除去効果が向上し、鋼の清浄度が向上するとされている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００８】
【特許文献１】特開２００６−３２２０６０号公報
【特許文献２】特開２０１３−１３７９７３号公報
【特許文献３】特開２００６−２８３０９０号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００９】
ところで、軸受鋼などのＡｌキルド鋼において、製品欠陥につながる粒径が20μｍ強の介在物の生成要因は、転炉出鋼時などで生成されるＡｌ２Ｏ３系脱酸生成物、及び、ＬＦ処理中に溶融したＬＦスラグを巻き込み、鋼中に残存したスラグ系介在物に大別される。
また、ＬＦ（取鍋精錬）処理において、ガスを吹きこんで溶鋼を攪拌する際、溶鋼を強く攪拌しすぎると、大量のスラグが巻き込まれてしまい、溶鋼内の介在物が増加することから、従来では、スラグ系介在物の発生対策の一つとして、ＬＦ処理での弱攪拌化（低ガス流量化）がなされている。
【００１０】
一方、ＬＦ処理で弱攪拌を行うと、攪拌動力が弱くなることから、転炉出鋼時に生成されたＡｌ２Ｏ３系介在物の除去効率が低下してしまう。また、溶鋼内の温度や成分などが不均一となるなど、操業性に関する悪影響を解決することが、課題として残されている。
例えば、特許文献１、２は、鋼の清浄度の低下を防止するため、攪拌量（攪拌の強弱）を規定している。しかしながら、その攪拌量に応じた加熱量が明確に規定されていない、すなわち攪拌量と加熱量のバランスが規定されていないので、非常に稀ではあるが、実操業の条件によっては、取鍋の溶損など操業性に不具合が生じてしまう可能性がある。
【００１１】
また、特許文献３は、バブリング工程において、撹拌ガス流量が3500(Nl/min)とされており、スラグを巻き込む程度のガス流量となっているので、バブリング工程で介在物を増加させてしまう虞がある。
以上述べた課題を解決するため、本願発明者が調査を行った結果、以下に示すことが明らかとなった。
【００１２】
ＬＦ処理において、スラグ巻き込みが発生する時期は、取鍋内に投入した造滓剤の滓化が進行した後の段階である。故に、スラグ巻き込みを抑制するために、弱攪拌化が必要な期間は、滓化が進行した後の期間のみである。
これにより、ＬＦ処理での攪拌量と電極加熱量には、適正なバランスがあることを知見した。例えば、攪拌量に対して、電極加熱量が多すぎる場合、スラグ内に熱がこもってしまい、溶鋼内の温度不均一や、取鍋耐火物の寿命低下など操業面に悪影響を及ぼすこととなる。
【００１３】
そこで、本発明は、上記問題点に鑑み、ＬＦ処理にて清浄度を要求される鋼を製造する際に、攪拌ガスの量、アーク加熱のパターンを適正に規定することで、操業性・生産性を損なわずに、Ａｌ脱酸生成物（Ａｌ２Ｏ３介在物）を除去するとともに、スラグ巻き込み（スラグ系介在物の混入）を防止することができるＬＦ処理における粗大介在物の低減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】
【００１４】
上述の目的を達成するため、本発明においては以下の技術的手段を講じた。
本発明にかかるＬＦ処理における粗大介在物の低減方法は、清浄度を要求される鋼材を溶製するにあたり、ＬＦ（取鍋精錬）工程を用いる場合、前記ＬＦ処理において、前記取鍋内の溶鋼をランスを用いてガス攪拌を行うにあたり、前記ランスに設けられている吐出孔の位置に関し、前記取鍋の平面視における当該取鍋の長径と短径が交わる位置を基準位置とし、前記取鍋の平面視において、前記吐出孔の位置と前記取鍋の基準位置との距離をr(m)とし、前記取鍋の基準位置と前記吐出孔の位置を通過し、前記取鍋の内壁面に到達する直線を、前記取鍋の半径R(m)とした場合、式（１）を満たし、
0.35≦r/R≦0.75     ・・・（１）
前記吐出孔の位置における溶鋼ヘッド深さをh(m)とし、前記取鍋内の溶鋼深さをH(m)とした場合、式（２）を満たし、
0.75≦h/H≦1     ・・・（２）
さらに、前記ＬＦ処理の期間を、前半と後半の２つの期間に分け、前記ＬＦ処理の前半期間と、前記ＬＦ処理の後半期間における境界時刻を、前記ＬＦ処理の開始時刻から、10分以上20分以下、経った時刻とし、前記ＬＦ処理の前半期間において、ガス攪拌動力密度の平均をε(1)(W/ton)とした場合、式（３）で算出された値が、式（４）を満たすようにガス撹拌を行い、
ε(1)=0.0285×Q×T/Wg×log(1＋h×100/148)   ・・・（３）
50≦ε(1)≦80     ・・・（４）
前記ＬＦ処理の前半期間での、電極加熱量の平均をＥ(1)(kW/ton) とした場合、式（５）を満たし、
45≦Ｅ(1)≦55     ・・・（５）
前記ＬＦ処理の後半期間において、ガス攪拌動力密度の平均をε(2)(W/ton)とした場合、式（３）’で算出された値が、式（６）を満たし、
ε(2)=0.0285×Q×T/Wg×log(1＋h×100/148)   ・・・（３）’
10≦ε(2)≦40     ・・・（６）
前記ＬＦ処理の後半期間での、電極加熱量の平均Ｅ(2)(kW/ton) とした場合、式（７）を満たす
30≦Ｅ(2)≦40     ・・・（７）
ことを特徴とする。
【発明の効果】
【００１５】
本発明によれば、ＬＦ処理にて清浄度を要求される鋼を製造する際に、攪拌ガスの量、アーク加熱のパターンを適正に規定することで、操業性・生産性を損なわずに、Ａｌ脱酸生成物（Ａｌ２Ｏ３介在物）を除去するとともに、スラグ巻き込み（スラグ系介在物の混入）を防止することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１６】
【図１】ＬＦ（取鍋精錬）工程の概略を模式的に示した図である。
【図２Ａ】スラグ巻き込みの模式的に示した図である（流量大）。
【図２Ｂ】スラグ巻き込みの模式的に示した図である（流量小）。
【図３】取鍋を上方視におけるランスの配備位置を模式的に示した図である。
【図４Ａ】取鍋の側方断面視におけるランスの配備位置の基準を模式的に示した図である。
【図４Ｂ】取鍋の上方視におけるランスの配備位置の基準を模式的に示した図である。
【図５Ａ】ランスの配備位置による溶鋼流動の違いを模式的に示した図である（取鍋の中央にランスが配備されている）。
【図５Ｂ】ランスの配備位置による溶鋼流動の違いを模式的に示した図である（取鍋の壁面よりにランスが配備されている）。
【図６】取鍋の側方断面視におけるランスの配備位置を模式的に示した図である。
【図７】ランスに設けられた吐出孔の位置(r/R)に対するスラグ系介在物個数の関係を示す図である。
【図８】ランスに設けられた吐出孔の深さ(h/H)に対するスラグ系介在物個数の関係を示す図である。
【図９】ＬＦ処理の前半期間におけるガス攪拌動力密度ε(1)と、アルミナ系介在物個数の関係を示す図である。
【図１０】ＬＦ処理の前半期間におけるガス攪拌動力密度ε(1)と、アーク加熱電極の電極加熱量Ｅ(1)の関係を示す図である。
【図１１】ＬＦ処理の後半期間におけるガス攪拌動力密度ε(2)と、スラグ系介在物個数の関係を示す図である。
【図１２】ＬＦ処理の後半期間におけるガス攪拌動力密度ε(2)と、アーク加熱電極の電極加熱量Ｅ(2)の関係を示す図である。
【図１３】ＬＦ処理の前半期間における攪拌時間とスラグ系介在物個数の関係を示す図である。
【図１４】本発明のＬＦ処理における粗大介在物の低減方法における規定範囲を示す図である。
【図１５】本発明のＬＦ処理における粗大介在物の低減方法におけるＬＦ処理のイメージ（一例）を示す図である。
【図１６】ボール不良率へのスラグ系介在物の影響を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００１７】
以下、本発明の実施の形態を図面に基づいて、詳細に説明する。
まず、本発明は、軸受け鋼などの清浄度が要求される鋼材を対象とする。理由としては、鋼材中に存在する介在物の度合いである清浄度が低いと、疲労寿命の低下など、品質悪化が生じる虞があるためである。
また、清浄度を要求される鋼材を溶製するにあたっては、当業者常法の一般的な高清浄鋼の溶製方法（転炉−ＬＦ−ＲＨ工程）を用いることとする。
【００１８】
高炉〜転炉を経た一次精錬工程の後、ＬＦ処理を行う前に転炉工程で生成した転炉スラグ７を除滓する。除滓後、スラグ造滓材を投入する。なお、スラグ原単位は、8〜12(kg/溶鋼ton)とした。
なお、軸受け鋼などＡｌキルドの場合には、転炉出鋼中に、製品規格成分に応じたAl合金を溶鋼６に添加し、脱酸処理を行っている。
【００１９】
図１に示すように、ＬＦ（取鍋精錬）工程では、ランス４またはポーラス耐火物からのガス撹拌による成分調整、電極加熱による温度調整を実施している。
ところが、図２Ａ，Ｂに示すように、ガス撹拌により、溶鋼６中の介在物の浮上が促進されるが、スラグ／メタル界面での溶鋼流動やガス気泡によるスラグ７の巻き込み、取鍋１の内壁面に形成されている耐火物が撹拌しているガスにより削られて介在物となり、清浄度を悪化させる懸念がある。
【００２０】
また、攪拌ガスの種類としては、当業者の通常どおり、不活性なＡｒガスを用いている。なお、ガス攪拌の方法としては、ランス攪拌、取鍋１の底部からのポーラス攪拌のどちらでもかなわない。
ところで、スラグ７とは、溶鋼６の保温・酸化防止や、介在物捕捉などのために、溶鋼６の上面（湯面）に散布されている溶融酸化物である。また、スラグ／メタル界面とは、溶鋼６とスラグ７との境目のことである。スラグ７は、スラグ／メタル界面から溶鋼６中へ混入して、ＣａＯを含有するスラグ系介在物となる。
【００２１】
まず、取鍋１の半径方向におけるランス４の吐出孔５の位置(r/R)を規定する。
ランス４とは、内部にガス配管を通した棒状の耐火物である。ランス４の先端には、溶鋼６にガスを吐出する吐出孔５が設けられている。取鍋１内の溶鋼６にランス４を浸漬させて、吐出孔５から不活性ガスを流すことで、溶鋼６の撹拌を行う。
ランス４に設けられている吐出孔５の基準位置は、ランス４の高さ方向における、ランス４の先端の吐出孔５の中心軸の高さで且つ、ランス４を上方から見た場合におけるランス４の中心位置（円の中心点）とする。
【００２２】
なお、取鍋１は上方から見ると通常は円形であるが、楕円形の取鍋１も考慮している。
理由としては、取鍋１の鉄皮が円形であっても、鉄皮の内壁面側に形成されている耐火物の厚みが、実操業によって変わることがあるので、取鍋１を上方から見ると内部が楕円
形となっていることがある。それ故、本発明では、平面視で、円形、楕円形などの取鍋１も考慮することとしている。
【００２３】
それ故、本実施形態では、図４Ａ，Ｂに示すように、平面視で円形の取鍋１を例に挙げて説明する。それにより、取鍋１の底部における円の中心点を、取鍋１の基準位置としている。
図３に示すように、取鍋１を平面視して、その取鍋１の底部において、その内周径の長径と短径が交わる位置を基準位置とする。
【００２４】
取鍋１の平面視において、ランス４の吐出孔５の位置と、取鍋１の基準位置との距離をr(m)とし、取鍋１の基準位置と吐出孔５の位置を通過し、取鍋１の内壁面に到達する直線を、取鍋１の半径R(m)とした場合、式（１）を満たす。
0.35≦r/R≦0.75        ・・・（１）
「r/R」は、取鍋１内の半径方向におけるランス４の吐出孔５の位置を示すパラメータである。取鍋１の基準位置は、取鍋１底部における内周長径と内周短径の交点である。吐出孔５の位置は、各吐出孔５の高さ方向の位置、かつ、ランス４を上方から見た時（平面視）における、吐出孔５の中心軸の位置である。「r」(m)は、取鍋１の基準位置から吐出孔５の中心軸までの距離である。「R」(m)は、取鍋１の基準位置から、取鍋１の内壁面までの距離であって、吐出孔５の位置上を通過する。
【００２５】
このように、(r/R)を下限以上(0.35≦r/R)とすることで、図５Ａに示すように、取鍋１内において溶鋼流動が干渉せずに、溶鋼６全体を一周するような大きな一様の流動ができることとなり、溶鋼６の撹拌効率が各段に向上する。それ故、介在物の浮上分離効果が増加することとなり、清浄度がさらに上昇する。
一方で、(r/R)が下限を下回る(0.35＞r/R)と、図５Ｂに示すように、溶鋼６上部（湯面）の中心付近から壁面に向かって放射状に溶鋼流動が広がり、内壁面に沿って下方にゆき、溶鋼６下部の中心付近まで流れる溶鋼流が生じることとなる。
【００２６】
そのため、溶鋼６下部で溶鋼流動が互いに干渉し、攪拌効率が低下する。このように、撹拌効率が低下するので、取鍋１内における介在物の浮上分離効果が低下し、清浄度が悪化することとなる。
また、(r/R)が上限を超える(r/R＞0.75)と、取鍋１内の耐火物へ加わる、ガスによる力が増加するので、耐火物や付着物の剥離が起きることとなり、剥離したものが溶鋼６中に介在物として混入してしまい、清浄度が悪化することとなる。
【００２７】
それ故、本実施形態では、式（１）を満たすようにしている。
次に、取鍋１内の溶鋼深さに対するランス４に吐出孔５の位置(h/H)を規定する。
図６に示すように、吐出孔５の位置における溶鋼ヘッド深さをh(m)とし、取鍋１内の溶鋼深さをH(m)と定義する。なお、溶鋼表面位置（湯面）を、吐出孔５の位置における溶鋼ヘッド深さの基準位置とする。
【００２８】
取鍋１内の溶鋼深さにおける吐出孔５の位置(h/H)は、式（２）を満たす。
0.75≦h/H≦1        ・・・（２）
「h/H」は、溶鋼６内での吐出孔５の位置を示すパラメータである。「h」(m)は、溶鋼６の湯面から吐出孔５までの距離である。「H」(m)は、溶鋼６の湯面から取鍋１の底部までの距離である。
【００２９】
(h/H)が下限を下回る(0.75＞h/H)と、溶鋼６中において、ガスの気泡の滞留時間が短くなり、撹拌力が低下するので、介在物の除去効率が低下する。
なお、取鍋１内の吐出孔５の位置における溶鋼深さhと、取鍋１の溶鋼深さHの比の上限
((h/H)＝1)の場合とは、取鍋１底部からの攪拌、すなわちポーラス耐火物などを用いた場合のことを示すものである。
【００３０】
以上より、本実施形態では、式（２）を満たすようにしている。
さて、本実施形態においては、ＬＦ処理の期間を、前半と後半の２つの期間に分けている。
まず、ＬＦ処理の前半期間での主な役割は、操業の観点から、アーク加熱により造滓材を滓化することと、製品規格に応じた成分粗調整を各種合金添加により実施することである。加えて、品質の観点から、転炉出鋼時に生成した、Ａｌ脱酸生成物を除去することである。
【００３１】
次いで、ＬＦ処理の後半期間での主な役割は、操業の観点から、溶鋼６の成分微調整と、連々パターン(連続して異鋼種を鋳造する際の繋ぎ方)での温度調整である。加えて、品質の観点から、滓化したスラグ７の巻き込みを極力抑えることである。
そこで、本実施形態においては、ＬＦ処理の前半期間とＬＦ処理の後半期間の境界時刻を、ＬＦ処理の開始時刻から、10分以上20分以下経った時刻としている。
【００３２】
ところで、上で述べた規定の下限、すなわちＬＦ処理の後半期間を開始する時刻を、ＬＦ処理の開始時刻から10分未満とした場合、スラグ滓化が不足し、溶鋼６の表面に固形物が残ってしまう。そのため、溶鋼６の成分調整に必要な溶鋼サンプリング、すなわち測温が困難となり、操業の継続が困難となってしまう虞がある。
一方で、上で述べた規定の上限、すなわちＬＦ処理の後半期間を開始する時刻を、ＬＦ処理の開始時刻から20分超えとした場合、スラグ７が過剰に滓化した段階であり、スラグ７の巻き込みによるスラグ系介在物の増加を留意する必要がある。この状況で強攪拌を継続実施すると、スラグ系介在物の増加が懸念される。
【００３３】
さて、本実施形態においては、ＬＦ処理の前半期間において、ガス攪拌動力密度の平均をε(1)(W/ton)とした場合、式（３）で算出された値が、式（４）を満たすようにガス撹拌を行うこととしている。
ε(n)=0.0285×Q×T/Wg×log(1＋h×100/148)   ・・・（３）
50≦ε(1)≦80     ・・・（４）
なお、ＬＦ処理の開始時刻においては、以下に示す撹拌方法と電極加熱方法とする。
【００３４】
上記のガス攪拌動力密度を示す、式（３）は、「参考文献：第100、101回西山記念技術講座  攪拌を利用した最近の製鋼技術の動向、ｐ71」に記載されているものである。
ただし、「ε」はガス攪拌動力密度(W/ton)である。「Q」はＬＦガス流量(Nl/min)であり、「T」は溶鋼温度(K)である。また、「Wg」は溶鋼重量(ton)であり、「h」は取鍋１内の吐出孔５の位置における溶鋼深さ(m)である。また、「n」はＬＦ処理の期間であり、「n=1」はＬＦ処理の前半期間を示し、「n=2」はＬＦ処理の後半期間を示す。
【００３５】
ε(1)が下限を下回る(50＞ε(1))と、転炉出鋼段階で生じた、脱酸Ａｌ２Ｏ３生成物の除去効率が低下してしまう虞がある。
一方、ε(1)が上限を超える(ε(1)＞80)と、溶鋼６の湯面の変動が大きくなり、溶鋼６のステッピングが大となる虞がある。その結果、ＬＦ処理において炉蓋２への付着物が大きくなり、その付着物の除去作業が必要となり、且つその作業に多くの時間を要することとなるので、生産性が阻害されてしまう。
【００３６】
それ故、本実施形態では、式（３）で算出されたε(1)が、式（４）を満たすようにしている。
また、本実施形態においては、ＬＦ処理の前半期間での、アーク加熱電極３の電極加熱
量の平均をＥ(1)(kW/ton)とした場合、式（５）を満たすようにしている。
45≦Ｅ(1)≦55     ・・・（５）
なお、アーク加熱電極３の電極加熱量Ｅは、カーボン電極によるサブマージアーク加熱時の電圧、電流量、及び、力率で設定され、式（Ａ）で求められる。
【００３７】
Ｅ(kW/ton)＝電圧(V)×電流(A)×力率(%)/100/Wg/1000    ・・・（Ａ）
ただし、「Wg」は溶鋼重量(ton)である。
Ｅ(1)が下限を下回る(45＞Ｅ(1))と、造滓材の滓化が極端に遅くなり、ＬＦ処理の時間全体が長期となり生産性が阻害される。
一方、Ｅ(1)が上限を超える(Ｅ(1)＞55)と、アーク加熱電極３よりスラグ７へ入熱した熱量が溶鋼６に伝えきれず、スラグ７のみ温度が上昇することとなる。その結果、スラグライン耐火物の溶損が大きくなり、取鍋１の寿命が低下する虞がある。
【００３８】
続いて、ＬＦ処理の後半期間の攪拌期では、スラグ７の巻き込みを極力低減するため、滓化期と比べて、低攪拌、低加熱量に設定する。
本実施形態では、ＬＦ処理の後半期間において、ガス攪拌動力密度の平均をε(2)(W/ton)とした場合、上記の式（３）で算出された値が、式（６）を満たすようにしている。なお、ここで算出されたε(2)は、「特許請求の範囲」に記載の式（３）’で算出された値に該当する。
【００３９】
10≦ε(2)≦40     ・・・（６）
ε(2)が下限を下回る(10＞ε(2))と、溶鋼６の成分及び温度の不均一がそれぞれ認められ、操業性の悪化を招く虞がある。
一方、ε(2)が上限を超える(ε(2)＞40)と、スラグ７の巻き込みが進行し、品質悪化要因となる。
【００４０】
次いで、本実施形態においては、ＬＦ処理の後半期間での、アーク加熱電極３の電極加熱量の平均Ｅ(2)(kW/ton) とした場合、式（７）を満たすようにしている。
30≦Ｅ(2)≦40     ・・・（７）
Ｅ(2)が下限を下回る(30＞Ｅ(2))と、溶鋼温度が上昇せず、溶鋼６の温度調整が困難になる虞がある。
【００４１】
一方、Ｅ(2)が上限を超える(Ｅ(2)＞40)と、アーク加熱電極３よりスラグ７へ入熱した熱量が溶鋼６に伝えきれず、スラグ７のみ温度が上昇することとなる。その結果、スラグライン耐火物の溶損が大きくなり、取鍋１の寿命が低下する虞がある。
［実施例］
以下に、本実施例における実験条件を示す。
【００４２】
まず、一次精錬工程については、以下に示すように行った。
容量が250(ton)の転炉を用いた（ただし、tonは粗鋼トン）。なお、転炉の操業においては、当業者常法通りに処理を実施した。また、容量が250(ton)の取鍋１を用いた。
また、鋼材の成分範囲を表１に示す。（ただし、数値単位は全てwt%）。
【００４３】
【表１】
2017171983.tif 000003
【００４４】
また、転炉出鋼時においては、転炉出鋼流に合わせて、脱酸用に金属Ａｌを投入した。
なお、造滓化材に関して、スラグ原単位を8〜12(kg/ton)とし、造滓剤の総量としては、2000〜3000(kg)とした。また、造滓剤として、石灰、ＭＴランダム（主成分はＡｌ２Ｏ３）、軽ドロを使用した。
次いで、二次精錬工程については、以下に示すように行った。
【００４５】
ＬＦ（取鍋精錬）工程について、撹拌方法をランス撹拌、またはポーラスガス攪拌とした。ガスには、Arを用いた。また電極を、3相カーボン電極とした。なお、ＬＦ工程においては、当業者常法通りに処理を実施した。
また、ＬＦ工程を終えて搬出される時のスラグ７の組成は、当業者常法通りのＣａＯ−ＳｉＯ２−Ａｌ２Ｏ３−ＭｇＯ系であり、ＣａＯが50〜57(mass％)であり、ＳｉＯ２が5〜10(mass％)であり、Ａｌ２Ｏ３が25〜35(mass％)であり、ＭｇＯが5〜12(mass％)である。
【００４６】
ＲＨ（真空脱ガス）工程について、真空度を１(Torr)以下とした。還流時間を、30分以上とした。還流ガス流量を、1000〜3000(l/min) とした。還流ガスには、Arを用いた。なお、ＲＨ工程においては、当業者常法通りに処理を実施した。
また、連続鋳造工程については、当業者常法通りの高炭素鋼ブルーム製造方法で実施した。
【００４７】
アルミナ系介在物の個数の評価方法については、以下に示すように行った。
酸溶解法を用いて、ビレット中のアルミナ系介在物の個数を評価した。
具体的には、サンプルを溶解させて、10μｍのフィルターに捕捉された残渣から介在物を抽出し、EDXによって介在物組成を分析し、Ａｌ２Ｏ３濃度が70wt.%以上の幅20μｍ以上の介在物個数をカウントした。
【００４８】
スラグ系介在物の個数の評価方法については、以下に示すように行った。
スライム溶解法を用いて、ビレット（鋼材）中のスラグ系介在物の個数を評価した。なお、陽極をサンプル（ビレット）とし、陰極をSUSとした。電解液を、10%FeCl2水溶液とした。
具体的には、スライム溶解法によりサンプル（鋼材）を溶解させて、20μmのメッシュに捕捉された残渣から介在物を抽出し、その介在物をエネルギー分散型X線分析 (Energy dispersive X-ray spectrometry:EDX) により組成分析し、CaO濃度が5wt.%以上、粒径が30μｍ以上の介在物の個数をカウントした。
【００４９】
なお、不良率の評価方法については、鋼材を外径2.45ｍｍの球（ボール）に加工後、目視で確認して、表面に介在物が検出されたものを不良品とした。
次に、本発明にかかるＬＦ処理における粗大介在物の低減方法の実施例及び比較例について、説明する。
表２、３に、本発明のＬＦ処理における粗大介在物の低減方法の実施例を示す。表４、５に、ＬＦ処理における粗大介在物の低減方法の比較例を示す。
【００５０】
【表２】
2017171983.tif 000004
【００５１】
【表３】
2017171983.tif 000005
【００５２】
【表４】
2017171983.tif 000006
【００５３】
【表５】
2017171983.tif 000007
【００５４】
表２、３のＮｏ，１（実施例）を参照すると、(r/R)が0.75であり、式（１）を満たし、且つ(h/H)が0.75であり、式（２）を満たしている。
また、ＬＦ処理の前半期間と後半期間の境界時刻（ＬＦ処理後半が開始された時刻）は、16.2(min)であり、ＬＦ処理の開始時刻から10分以上20分以下経った時刻の範囲を満たす。
【００５５】
ε(1)が式（３）より50(W/ton)と算出され、式（４）を満たし、Ｅ(1)が式（Ａ）より46(kW/ton)と算出され、式（５）を満たしている。ε(2)が式（３）より30(W/ton)と算出され、式（６）を満たし、Ｅ(2)が式（Ａ）より35(kW/ton)と算出され、式（７）を満たしている。
また、溶鋼６の温度不均一などの操業異常が無いことが確認できる。アルミナ系介在物の個数が276(個/50g)であり、300(個/50g)以下を満たしている。スラグ系介在物の個数が0.8(個/kg)であり、2(個/kg)以下を満たしている。ボールの不良率が6.9(ppm)であり、10(ppm)以下を満たしている。
【００５６】
表２、３のＮｏ，７（実施例）を参照すると、(r/R)が0.35であり、式（１）を満たし、且つ(h/H)が1であり、式（２）を満たしている。
また、ＬＦ処理の前半期間と後半期間の境界時刻は、10.2(min)であり、ＬＦ処理の開始時刻から10分以上20分以下経った時刻の範囲を満たす。
ε(1)が式（３）より67(W/ton)と算出され、式（４）を満たし、Ｅ(1)が式（Ａ）より49(kW/ton)と算出され、式（５）を満たしている。ε(2)が式（３）より11(W/ton)と算出され、式（６）を満たし、Ｅ(2)が式（Ａ）より32(kW/ton)と算出され、式（７）を満たしている。
【００５７】
また、溶鋼６の温度不均一などの操業異常が無いことが確認できる。アルミナ系介在物の個数が182(個/50g)であり、300(個/50g)以下を満たしている。スラグ系介在物の個数が1.3(個/kg)であり、2(個/kg)以下を満たしている。ボールの不良率が9.3(ppm)であり、10(ppm)以下を満たしている。
表２、３のＮｏ，１０（実施例）を参照すると、(r/R)が0.66であり、式（１）を満たし、且つ(h/H)が0.92であり、式（２）を満たしている。
【００５８】
また、ＬＦ処理の前半期間と後半期間の境界時刻は、11.1(min)であり、ＬＦ処理の開始時刻から10分以上20分以下経った時刻の範囲を満たす。
ε(1)が式（３）より63(W/ton)と算出され、式（４）を満たし、Ｅ(1)が式（Ａ）より54(kW/ton)と算出され、式（５）を満たしている。ε(2)が式（３）より38(W/ton)と算出され、式（６）を満たし、Ｅ(2)が式（Ａ）より37(kW/ton)と算出され、式（７）を満たしている。
【００５９】
また、溶鋼６の温度不均一などの操業異常が無いことが確認できる。アルミナ系介在物の個数が157(個/50g)であり、300(個/50g)以下を満たしている。スラグ系介在物の個数が1.7(個/kg)であり、2(個/kg)以下を満たしている。ボールの不良率が5.3(ppm)であり、10(ppm)以下を満たしている。
一方、表４、５のＮｏ，２２（比較例）は、(r/R)が0.34であり、式（１）を満たしていない。また、ε(1)が式（３）より49(W/ton)と算出され、式（４）を満たしていない。すなわち、吐出孔５の位置の下限はずれであり、ＬＦ処理の前半期間での攪拌動力の下限はずれである。その結果、アルミナ系介在物の個数、スラグ系介在物の個数、ボールの不良率、すべて満たしていない。
【００６０】
表４、５のＮｏ，２４（比較例）は、Ｅ(1)が式（Ａ）より44(kW/ton)と算出され、式（５）を満たしていない。すなわち、ＬＦ処理の前半期間での加熱量の下限はずれである。その結果、滓化不足により、ＬＦ処理の継続ができなかった。
表４、５のＮｏ，２７（比較例）は、ＬＦ処理の前半期間と後半期間の境界時刻が9(min)とされ、ＬＦ処理の開始時刻から10分以上20分以下経った時刻の範囲を満たしていない。すなわち、ＬＦ処理の前半期間における処理時間不足である。その結果、滓化不足により、ＬＦ処理の継続ができなかった。
【００６１】
表４、５のＮｏ，３０（比較例）は、ε(2)が式（３）より8(W/ton)と算出され、式（６）を満たしていない。すなわち、ＬＦ処理の後半期間での攪拌動力の下限はずれである。その結果、溶鋼温度が不均一で、次工程のＲＨでの温度ドロップが大である。
表４、５のＮｏ，３３（比較例）は、Ｅ(2)が式（Ａ）より28(kW/ton)と算出され、式（７）を満たしていない。すなわち、ＬＦ処理の後半期間での加熱量の下限はずれである。その結果、溶鋼温度の低下により、連鋳機の要求温度に調整することができなかった。
【００６２】
以上より、本発明の技術を用いれば、良好な結果が得られることが確認できる。
なお、比較例１３、１４は、取鍋１の半径方向におけるガス吐出位置の下限はずれである。比較例１５、１６は、取鍋１の半径方向におけるガス吐出位置の上限はずれである。比較例１７、１８は、溶鋼深さに対するガス吐出位置の下限はずれである。比較例１９、２０は、ＬＦ処理の前半期間での攪拌動力の下限はずれである。
【００６３】
また、比較例２１は、ＬＦ処理の前半期間での攪拌動力の上限はずれであり、ＬＦ処理において炉蓋２への付着が大である。比較例２３は、ＬＦ処理の前半期間での加熱量の下限はずれであり、滓化不足により、ＬＦ処理の継続ができなかった。
比較例２５、２６は、ＬＦ処理の前半期間での加熱量の上限はずれであり、スラグライン耐火物の溶損が大である。比較例２８は、ＬＦ処理の前半期間における処理時間の上限はずれである。比較例２９は、ＬＦ処理の後半期間での攪拌動力の下限はずれであり、溶鋼温度が不均一で、次工程のＲＨでの温度ドロップが大である。
【００６４】
比較例３１、３２は、ＬＦ処理の後半期間での攪拌動力の上限はずれである。比較例３４は、ＬＦ処理の後半期間での加熱量の下限はずれであり、溶鋼温度の低下により、連鋳機の要求温度に調整ができなかった。比較例３５、３６は、ＬＦ処理の後半期間での加熱量の上限はずれであり、スラグライン耐火物の溶損が大である。比較例３７は、ＬＦ処理の前半期間における処理時間不足であり、滓化不足により、ＬＦ処理の継続ができなかった。比較例３８は、ＬＦ処理の前半期間における処理時間の上限はずれである。
【００６５】
ここで、図７、８を参照しながら、吐出孔５の位置を規定する理由を述べる。
なお、図７〜１３に示す、プロット（○印、×印）は、表２〜５の実験番号に対応している。
吐出孔５から吐出されるガスによる溶鋼流動（溶鋼流）は、取鍋１の底部から溶鋼６の上部に上昇すると、溶鋼６の上部の中心付近から内壁面に向かって放射状に広がり、その後内壁面を伝って下降し、溶鋼６の下部（取鍋１の底部）の中心付近に向かうこととなる。
【００６６】
そのため、図７に示すように、ランス４の吐出孔５の位置が適正でない、すなわち式（１）を満たさない場合、溶鋼６の下部で溶鋼流動が互いに干渉して、攪拌効率が低下するため、介在物の浮上分離効果が低下し、清浄度が悪化することとなる。
また、図８に示すように、吐出孔５の位置における溶鋼浸漬深さhが足りない、すなわち式（２）を満たさない場合、溶鋼６中でのガスの滞留時間が短くなり、気泡／ガスの付着頻度が減ることから、介在物の除去効率が低下することとなる。
【００６７】
それ故、ランス４の吐出孔５を、式（１）、式（２）を満たすように、配置している。
図９、１０を参照しながら、ＬＦ処理の前半期間での処理条件を、規定する理由を述べる。
ＬＦ処理の前半期間での主な役割は、操業において、アーク加熱により造滓材を滓化することと、製品規格に応じた成分粗調整を各種合金添加により実施することである。加えて、品質の観点からは、転炉出鋼時に生成した、Ａｌ脱酸生成物を除去することである。
【００６８】
図９に示すように、ガス撹拌の攪拌量が少ない、すなわち式（３）で算出されたε(1)が式（４）を下回る(50＞ε(1))場合（比較例No.19、20、23）、転炉出鋼時に生じた初期のＡｌ２Ｏ３脱酸生成物を除去することができず、アルミナ系介在物の個数が多くなることが確認できる。
一方、ε(1)が式（４）より超える攪拌動力(ε(1)＞80)とした場合（比較例No.22)、ＬＦ処理において炉蓋２への地金／スラグなどの付着物の量が多く、その付着物の除去作業に多大な時間を費やすこととなった。
【００６９】
図１０に示すように、式（３）で算出されたε(1)が式（４）を満たす場合において、電極加熱量Ｅ(1)が、式（５）を下回る(45＞Ｅ(1))場合（比較例No.23、24）、造滓剤の滓化の進行が遅く、滓化不良が生じ、精錬処理を継続することができなかった。
一方、アーク加熱電極３における電極加熱量Ｅ(1)が、式（５）を超える(Ｅ(1)＞55)場合（比較例No.25、26）は、スラグ７内に熱がこもりすぎて、取鍋１のスラグライン耐火
物の溶損が激しく、その結果、取鍋１の寿命が大きく低下する事態となった。
【００７０】
以上より、ＬＦ処理の前半期間での処理条件に関し、式（３）で算出されたε(1)が、式（４）を満たし、且つ式（Ａ）で算出されたＥ(1)が、式（５）を満たすようにしている。
図１１、１２を参照しながら、ＬＦ処理の後半期間での処理条件を、規定する理由を述べる。
【００７１】
ＬＦ処理の後半期間での主な役割は、操業の観点から、溶鋼６の成分微調整、連々パターンでの温度調整である。加えて、品質の観点から、滓化したスラグ７の巻き込みを極力抑えることである。なお、ＬＦ処理の後半期間においては、ＬＦ処理の前半期間と比べ、ガス撹拌の攪拌量を少なく設定し、その攪拌量に応じてアークにおける電極加熱量も低く抑えることとしている。
【００７２】
図１１に、ＬＦ処理の後半期間のガス攪拌動力密度の平均ε(2)と、スラグ系介在物の個数の関係を示す。
図１１に示すように、ガス撹拌の攪拌量が小さすぎる、式（３）で算出されたε(2)が式（６）を下回る(10＞ε(2))場合（比較例No.29、30）は、溶鋼温度の不均一性が生じ、次工程のＲＨ処理にて、大きな温度ドロップが生じてしまった。その結果、充分なＲＨ処理の時間を確保することができなかった。
【００７３】
逆に、ガス撹拌の攪拌量が大きい、式（３）で算出されたε(2)が式（６）を超える(ε(2)＞40)場合は（比較例No.31、32）、懸念していたスラグ７の巻き込みが大量に発生し、スラグ系介在物の増加が認められた。
一方、図１２に示すように、式（３）で算出されたε(2)が式（６）を満たす場合において、電極加熱量Ｅ(2)が、式（７）を下回る(30＞Ｅ(2))場合（比較例No.33、34）、溶鋼温度が上昇せず、溶鋼６の温度制御が不可能となった。
【００７４】
また、電極加熱量Ｅ(2)が、式（７）を超える(Ｅ(2)＞40)場合は（比較例No.25、26）、スラグ７内に熱がこもりすぎて、取鍋１のスラグライン耐火物の溶損が激しく、その結果、取鍋１の寿命が大きく低下する事態となった。
図１３を参照しながら、ＬＦ処理の前半期間から後半期間へと切り換えるための境界条件を、規定する理由を述べる。
【００７５】
図１３に示すように、ＬＦ処理の前半期間(攪拌時間前半)を10分未満とした場合（比較例No.27、37）、スラグ滓化が不足して、溶鋼６の表面に固形物が残ってしまった。これより、溶鋼６の成分調整に必要な溶鋼サンプリング、すなわち測温が困難となり、操業の継続が困難となった。
一方で、過剰な時間でＬＦ処理を行う、すなわちＬＦ処理の前半期間が20分超えとした場合（比較例No.28、38）、スラグ系介在物の増加が認められる。このスラグ系介在物が増加した理由としては、20分を超える長時間処理において、スラグ７が過剰に滓化した段階のまま、前半期間の条件である強攪拌条件で攪拌したため、スラグ７の巻き込みが大量に発生した、と考えられる。
【００７６】
ここで、図１４、１５を参照しながら、本発明の規定について述べる。
図１４は、本発明の規定に関するグラフであり、図中のＬＦ処理の前半期間及び後半期間を囲む範囲が本発明の規定範囲である。
図１４に示すように、ＬＦ処理の前半期間において、ガス攪拌動力密度の平均ε(1)の値が小さい（図中の１）と、Ａｌ２Ｏ３系介在物の除去不足となってしまう。一方、ε(1)の値が大きい（図中の３）と、ＬＦ処理において炉蓋２に地金／スラグなどが多く付着
することとなってしまう。
【００７７】
電極加熱量の平均をＥ(1)の値が大きい（図中の２）と、取鍋１の耐火物を溶損させてしまう。電極加熱量の平均をＥ(1)の値が小さい（図中の４）と、滓化不良となってしまう。
一方、ＬＦ処理の後半期間において、ガス攪拌動力密度の平均ε(2)の値が小さい（図中の５）と、溶鋼６の温度不均一となってしまう。ε(2)の値が小さい（図中の６）と、スラグ７の巻き込みが増加してしまう。
【００７８】
電極加熱量の平均をＥ(2)の値が大きい（図中の２）と、取鍋１の耐火物を溶損させてしまう。電極加熱量の平均をＥ(2)の値が小さい（図中の７）と、溶鋼温度が低下してしまう。
以上述べた理由により、本発明では、ＬＦ処理の攪拌条件を規定している。その規定をまとめたものを、以下に示す。
【００７９】
図１５は、本発明のＬＦ処理における粗大介在物の低減方法の一例を示すグラフである。
１）ＬＦ処理において、ランス４を溶鋼６が装入された取鍋１内に配置する際には、吐出孔５の位置に関し、(r/R)が式（１）を満たし、且つ(h/H)が式（２）を満たすようにする。
【００８０】
２）図１５に示すように、ＬＦ処理の期間を前半と後半の２つの期間に分け、その前半期間と後半期間の境界の時刻を、ＬＦ処理の開始時刻から10分以上20分以下、経った時刻とする。
３）ＬＦ処理の前半期間において、Ａｌ２Ｏ３系介在物除去のために、ガス攪拌の攪拌量を高めに設定し、そのガス攪拌の攪拌量に応じたアーク加熱電極３の電極加熱量を設定する。
【００８１】
すなわち、式（３）で算出されたガス攪拌動力密度の平均ε(1)が、式（４）を満たし、電極加熱量の平均をＥ(1)が、式（５）を満たすようにガス撹拌を行う。
滓化完了後は、ＬＦ処理の後半期間に移行する。理由としては、滓化後に前半期間の攪拌条件で攪拌を行うと、スラグ７の巻き込みが発生するためである。
４）ＬＦ処理の後半期間において、スラグ７の巻き込みを抑制するために、前半期間に比べてガス攪拌の攪拌量を弱くし、その攪拌量に対応したアーク電極の電極加熱量を設定する。
【００８２】
すなわち、式（３）で算出されたガス攪拌動力密度の平均ε(2)が、式（６）を満たし、電極加熱量の平均をＥ(2)が、式（７）を満たすようにガス撹拌を行う。
以上、本発明によれば、ＬＦ処理にて清浄度を要求される鋼を製造する際に、攪拌ガスの量、アーク加熱のパターンを適正に規定することで、操業性・生産性を損なわずに、Ａｌ脱酸生成物（Ａｌ２Ｏ３介在物）を除去するとともに、スラグ７の巻き込み（スラグ系介在物の混入）を防止することができるので、製品の不良率を低下させることが可能となる。
【００８３】
図１６は、スラグ系介在物個数（横軸）と縦軸ボール不良率（縦軸）の関係を示す図である。なお、この図１６においては、プロットをアルミナ系介在物個数でソートしている。また、300(個/50g)以下を○(良)、300(個/50g)以上を×(不可)でプロットしている。
図１６に示すように、本発明によれば、粒径が20(μｍ)以上のアルミナ系介在物の個数が300(個/50g)以下となり、粒径が30(μｍ)以上のスラグ系介在物の個数が2(個/kg)以下となる。
【００８４】
すなわち、本発明の規定範囲内で溶製を実施することで、操業性に悪影響を及ぼさずに、且つ、スラグ系介在物を2(個/kg)以下とし、アルミナ系介在物を300(個/50g)以下とすることができるので、製品不良（ボール不良率）を低下させ、安定的に良好な品位の製品を提供することができる。
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】
【００８５】
１  取鍋
２  炉蓋
３  アーク加熱電極
４  ランス
５  吐出孔
６  溶鋼
７  スラグ
【図１】
2017171983.tif 000008
【図２Ａ】
2017171983.tif 000009
【図２Ｂ】
2017171983.tif 000010
【図３】
2017171983.tif 000011
【図４Ａ】
2017171983.tif 000012
【図４Ｂ】
2017171983.tif 000013
【図５Ａ】
2017171983.tif 000014
【図５Ｂ】
2017171983.tif 000015
【図６】
2017171983.tif 000016
【図７】
2017171983.tif 000017
【図８】
2017171983.tif 000018
【図９】
2017171983.tif 000019
【図１０】
2017171983.tif 000020
【図１１】
2017171983.tif 000021
【図１２】
2017171983.tif 000022
【図１３】
2017171983.tif 000023
【図１４】
2017171983.tif 000024
【図１５】
2017171983.tif 000025
【図１６】
2017171983.tif 000026