JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）p. 87-90

JFE スチール西日本製鉄所（倉敷地区）における軸受鋼の清浄度向上技術
Recent Developments to Improve Cleanliness of Bearing Steelin West Japan Works (Kurashiki), JFE Steel渡邉佑介

WATANABE Yusuke

JFE スチール

鍋島

誠司

NABESHIMA Seiji

水島合金鉄

寺畠

知道

TERABATAKE Tomomichi

JFE スチール

西日本製鉄所（倉敷地区） 製鋼部製鋼技術室
BN 事業推進部

主任部員（係長）

主査・博士（工学）

東日本製鉄所（千葉地区） 製鋼部製鋼技術室長

要旨
高炭素クロム軸受鋼の疲労寿命向上を目的とした製鋼工程における至近の酸化物系介在物低減技術を紹介する。
二次精錬工程において，スラグ起因の介在物を低減するために LF（取鍋精錬設備）での溶鋼攪拌ガス流量を適正化した。また，連続鋳造工程での溶鋼の汚染を防止するために，取鍋開孔時にタンディッシュ内へ流入する詰砂をタンディッシュ外へ排出する設備を導入した。加えて，詰砂排出実施に伴いタンディッシュへの詰砂中 SiO2 の混入を低減するため，タンディッシュフラックスの組成を見直し，タンディッシュフラックスの溶融性を向上させ，タンディッシュスラグによる大気のシール性，およびタンディッシュ内で浮上した介在物の吸収性を向上させた。以上の手法を用いて，軸受鋼のスラスト寿命は従来の 3.9 倍まで向上した。

Abstract:
Recent developments to reduce oxide inclusions in steelmaking process to improve fatigue life of high carbon
chromium bearing steel are described. In the secondary steelmaking process, flow rate of stirring gas in ladle furnace
is optimized to minimize oxide inclusions originating from slag. In the continuous casting process, nozzle sand isdischarged to outside the tundish to prevent contamination. With the combination of techniques introduced above,
the fatigue life of bearing steel extended to 3.9 times.

1． はじめに系介在物と Ti 系介在物が挙げられ，これらの介在物径は寿2）

命へ及ぼす影響が大きいことから （図 1），酸化物および高炭素クロム軸受鋼は，転動疲労強度特性に優れており，鋼中 [Ti] の低減が効果的と考えられ，軸受鋼素材メーカー

軸受鋼用途のレース，ころがり軸受，鋼球として主に使用さ各社にて低酸化物化，および低 [Ti] 化の技術開発が行なわれる。軸受が適用される機械の小型化，軽量化の伸展に伴い，れてきた 。酸化物系介在物の生成起源としては，脱酸生軸受の長寿命化へのニーズは高まってきている。軸受鋼の成物，取鍋やタンディッシュ内スラグの巻き込み，耐火物起3）

疲労による剥離の起点の多くは介在物であり，寿命向上のためには鋼の清浄度向上による酸化物低減が有効とされてい る。JFE ス チ ー ル

西 日 本 製 鉄 所（ 倉 敷 地 区 ） で は，2007 年 12 月に LF（取鍋精錬設備）を導入するなど，清浄1）度向上に取組んできた 。本報では軸受鋼長寿命化のための製品清浄度向上に関する最近の取組み状況について紹介する。

2． 製鋼工程における清浄度向上の取組み
2.1

軸受鋼中の介在物が寿命に及ぼす影響

軸受鋼の疲労寿命に影響を及ぼす介在物としては酸化物

図 1 軸受鋼中の介在物径と疲労寿命の関係
Fig. 12016 年 1 月 27 日受付－ 87 －Copyright © 2016 JFE Steel Corporation. All Rights Reserved.

2）

Relationship between maximum radius of inclusion and2)
fatigue life of bearing steel

JFE スチール西日本製鉄所（倉敷地区）における軸受鋼の清浄度向上技術

因の介在物や溶鋼の汚染などが考えられてきた。本報では，

鋼 量 190 t に 対 し て 取 鍋 底 吹 き Ar ガ ス の 流 量 を 0.005～

取鍋内スラグの巻き込み対策として行なった LF 攪拌ガス流

0.023 m -norm./s の条件で変化させた場合の浴面流速と均一量の最適化や，脱酸生成物の低減を行なうために行なった混合時間を評価した。浴面流速は浴面位置の水平方向の流取鍋の詰砂のタンディッシュ外への排出の技術に関して概速を用い，スラグ巻き込み臨界流速との比較を行なった。ま要を示す。

た，均一混合時間の評価として，図 2 に示す位置に溶鋼と2.2同じ物性のトレーサーを配置し，取鍋内全体でのトレーサー製造プロセスの改善

2.2.13濃度の時間変化を求め，その濃度分布の標準偏差 s を用いLF 攪拌ガス流量の最適化た。

酸化物系介在物の起源のひとつとして取鍋スラグが挙げ

Ar ガス流量ごとの浴面流速の解析結果を図 3 に示す。太られる。取鍋スラグは LF 工程にて強攪拌されると溶鋼中に線で囲まれた領域が臨界流速である 0.75 m/s 以上の流速に巻き込まれ，RH で浮上し切れなかった場合は CaO-Al2O3 系なっている箇所を示している。Ar ガス流量を上昇させるに介在物として疲労寿命へ悪影響を及ぼすため，攪拌ガスは従い臨界流速以上になる領域が増えていく，すなわちスラ低流量のほうが望ましい。一方で，成分調整の主工程であグの巻き込みが発生しやすい状態になっていることがわかる LF での攪拌力不足は LF での成分的中を困難とするため，る。この計算結果を基に臨界流速以上になる面積の比率とLF の次工程である RH での合金投入量を増やすことに繋が均一混合時間（s＝10り，合金の不純物由来の介在物生成起源となってしまう可を図 4，5 にそれぞれ示す。浴面流速については Ar ガス流能性がある。そこで，スラグが巻き込まず，攪拌も確保可量の増加に伴い巻き込み臨界流速以下になる面積の比率が能なガス流量に適正化するにあたり，スラグ巻き込みが発低下していく傾向が見られたのに対し，均一混合時間は Ar－3となるまでの時間）を整理した結果生する鋼浴面の臨界流速と溶鋼内の三次元定常流動解析による浴面流速の計算を行なった。スラグ - メタル界面における巻き込みスラグのエネルギー収支式は（1）式で示され，巻き込みが発生する臨界流速 VCR は（1）式を展開した（2）4）

式 で 表 さ れ る 。 こ こ で RP： ス ラ グ 滴 径（m）
，V： 流 速2（m/s），s： ス ラ グ - メ タ ル 界 面 張 力（mJ/m ），r： 密 度3（kg/m ）を示す。
（2）式を用いて計算を行なった結果，臨界流速は 0.75 m/s と推定できた。
33

1 4pRP
4pRP
2V 2＞
RP・＿ 4pRP s ＋ɡ（rm－rs）
33
2…………………………………………………… （1）VCR＝{48ɡ（rm－rs）srs2}

1
4………………… （2）計算により求めた臨界流速と浴面流速を比較するため，三次元定常解析を実施した。解析モデルを図 2 に示す。溶

図 2 三次元シミュレーションの解析モデル
Fig. 2

Schematic model of three dimensional simulations

図 3 攪拌ガスが鋼浴面の流速に及ぼす影響
Fig. 3
JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）

Effect of flow rate of stirring gas on velocity of flowing metal－ 88 －JFE スチール西日本製鉄所（倉敷地区）における軸受鋼の清浄度向上技術

図 4 攪拌ガス流量が鋼浴面流速に及ぼす影響
Fig. 4

図 6 タンディッシュ外への詰砂排出作業の模式図

Effect of flow rate of stirring gas on velocity of flowing
metalFig. 6

Schematic diagram of discharging nozzle sand outsideof tundish

したがって，これらの反応を防止する，鋳造開始前に取鍋内の詰砂をタンディッシュ外に排出する設備改造を実施した。模式図を図 6 に示すが，タンディッシュ外へ詰砂排出を行なう場合，スライディングノズル（S/N）を開孔する作業が 2 回生じることとなり，鋳造 2 回目の開孔作業で地金が S/N プレートに固着するため開孔率が低下する。プレー
トへの地金の固着を回避する 1 回目の S/N 開閉作業終了後に，S/N プレートより不活性ガスを吹き込めるよう設備改造を行なった。その結果，安定的に詰砂排出操業が行なえ，タンディッシュ内への SiO2 流入低減ができ，タンディッシュスラグの組成変動を抑えることが可能となる。

図 5 攪拌ガス流量が均一混合時間に及ぼす影響
Fig. 5

一方，CaO-SiO2-Al2O3 系スラグでは（CaO）/（SiO2）が下Effect of flow rate of stirring gas on mixing time

がることにより融点が下がることが一般的に知られており，詰砂をタンディッシュ外へ排出することでタンディッシュスガス流量が増加するに従い均一混合時間が短くなる傾向が3確認されたが，流量が 0.017 m -norm./s の範囲では均一混合時間に著しい変化は認められなかった。以上の結果より，融性は悪化する傾向にある。タンディッシュ内への SiO2 流入低減の影響を考慮して溶融性を確保する場合，タンディッ

3

シュフラックスの低（CaO）/（SiO2）化が考えられる。この取鍋の詰砂排出操業際にタンディッシュフラックス自体による溶鋼中 [Al] の酸Ar ガス流量を 0.017 m -norm./s として操業を行なった。
2.2.2

ラグの（CaO）/（SiO2）が上がり，融点が上昇することで溶介在物生成機構のひとつとして，取鍋の詰砂による汚染化が発生することが懸念されるため，鋳造終了時点で最低が考えられる。取鍋の開孔率を向上させるため取鍋のノズ限確保しなければならない塩基度を平衡計算により求めた。

ル内に砂を詰めることが一般的に行なわれているが，取鍋

タンディッシュスラグ中 SiO2 による溶鋼中 [Al] の酸化は（5）の詰砂は低級酸化物である SiO2 を含んでおり，タンディッ式にて起こるとした。

シュ内の溶鋼に詰砂が混入することにより以下の反応のよう2（SiO2）＋3[Al]＝3（Al2O3）＋4[Si] …………… （5）に溶鋼中 [Al] や [Mg] が酸化し介在物を生成すると考えられている。

5）（5）式の平衡定数 K を学振推奨値 を用いて以下の（6），（7）4[Al]＋3（SiO2）→ 3[Si]＋2（Al2O3）…………… （3）式を計算した。

2[Mg]＋（SiO2）→ [Si]＋2（MgO） …………… （4）－ 89 －

JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）

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log K＝－
K＝

37 670＋ 6.94 ……………………… （6）T

a3Al2O3・a4Si
a2SiO2・a3Al……………………………… （7）

ここで T は溶鋼温度（K）を示し，aAl2O3，aSi，aSiO2，aAl はそれぞれ Al2O3，Si，SiO2，Al の活量を示す。また，aSiO2 は（8）式に表される Ohta らの式

6）を用い，fSi，fAl は学振推奨値を用いて（9），（10）式を用いて算出した。また，介在物として生じる Al2O3 の活量は aAl2O3＝1 として計算した。
図 7 製造プロセスの改善による軸受鋼のスラスト寿命の向上

log aSiO2＝0.036（％ MgO）＋0.061（％ Al2O3）

Fig. 7＋0.123（％ SiO2）－0.595（％ SiO2）/（％ CaO）

Fatigue life of bearing by each experiment－6.456 ………………………………… （8）
C

Si

Mn
Si[％ Mn]log fSi＝e Si[％ C]＋e Si[％ Si]＋e量最適化を行なった。攪拌ガス流量を増加するに従い，

PS＋e Si[％ P]＋e Si[％ S]

浴面流速が臨界流速を超える範囲が増加するのに対して，

eCSi＝0.18，eSiSi＝0.103，eMnSi＝－0.014 6，ePSi＝0.09，

均一混合時間は 0.017 m -norm./s の流量では著しい変化

3

eSSi＝0.066 ……………………………………… （9）は認められなったため，0.017 m -norm./s で操業を行なっ3た結果，従来に比べ 1.7 倍のスラスト寿命向上効果が確認
CSiPSlog f Al＝e Al[％ C]＋e Al[％ Si]＋e Al[％ P]＋e Al[％ S]eCAl＝0.091，eSiAl＝0.056，ePAl＝0.033，ePAl＝0.035

できた。
（2）タンディッシュ内での [Al]，[Mg] の酸化低減を目的と……………………………………………………（10）

して，タンディッシュ外へ取鍋の詰砂を行なえるよう設備改造を実施し，併せてタンディッシュスラグ組成変更をこれらの計算を元にスラグ中（Al2O3），軸受鋼の [Al] 範囲行なった。上記の LF 攪拌ガス流量最適化と併せることにを考慮して鋳造終了時に再酸化が抑止できる（CaO）/（SiO2）

より，スラスト寿命は 3.9 倍まで向上した。

を求めた。タンディッシュ内酸化物のマスバランス計算より，
参考文献
1）JFE 技報．2009, no. 23, p. 55.

鋳造初期に添加するフラックスの組成を切り替えた。

2.3

軸受鋼スラスト寿命の変化

以上の内容を実施した際の軸受鋼のスラスト寿命の変化を図 7 に示す。従来の寿命に対して，LF 攪拌ガス流量の最適化により 1.7 倍に向上，さらに取鍋内の詰砂排出およびタンディッシュスラグ組成の最適化を行なうことにより 3.9 倍2）似内昭夫．鉄鋼材料の革新的高強度・高機能化起番研究開発プロジェ
クト 第 1 回シンポジウム講演予稿集．2009, p. 105.
3）Yamaguchi, T.; Shinkai, M.; Kano, T.; Kishi, M. Electric Furnace Steel.
2002, vol. 73, no. 1, p. 61.
4）浅井滋生．第 100・101 回西山記念技術講座．1984, p. 90.
5）日本学術振興会．製鋼反応推奨値に関するデータブック．1984．
6）Ohta, H.; Suito, H. Metall. Mater. Trans. B. 1998, vol. 29B, p. 119.

まで向上した。

3． おわりに
本稿では，高炭素クロム軸受鋼の疲労寿命向上を目的とした製鋼工程における至近の酸化物系介在物低減技術を紹介した。
（1）LF でのスラグ巻き込み低減防止として，LF 攪拌ガス流

JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）
Copyright © 2016 JFE Steel Corporation. All Rights Reserved. 禁無断転載－ 90 －渡邉佑介

鍋島誠司

寺畠知道