底吹き羽口を有する取鍋を用い、底吹き羽口から0.6~1.4NL/の攪拌用ガスを吹き込んで転炉または電気炉から受鋼した溶鋼を二次精錬し、次いで、取鍋の底部に設置した摺動式開閉装置を開口し、摺動式開閉装置のノズル孔に充填された詰砂を流出させて二次精錬した溶鋼を連続鋳造機のタンディッシュに注入するにあたり、前記二次精錬の末期または終了後に、前記底吹き羽口から0.6~1.4NL/の攪拌用ガスを溶鋼に吹き込むと同時に、溶鋼に浸漬させたインジェクションランスから3.3~6.8NL/の攪拌用ガスを吹き込み、底吹き羽口からの攪拌用ガスとインジェクションランスからの攪拌用ガスとの合計の攪拌動力密度を100W/溶鋼-t以上確保して2~5分間攪拌することを特徴とする、取鍋摺動式開閉装置の開口方法。本発明は上記事情に鑑みてなされたもので、その目的とするところは、自然開口率が特に低い、その底部に攪拌用ガスを吹き込むための底吹き羽口を有する取鍋を使用して溶鋼を二次精錬する場合に、通常的に使用される一般的な詰砂を用いても、且つ、特許文献2のような細工を施さずとも、自然開口率を高めることのできる、取鍋摺動式開閉装置の開口方法を提供することである。上記課題を解決するための本発明の要旨は以下のとおりである。1底吹き羽口を有する取鍋を用い、底吹き羽口から0.6~1.4NL/の攪拌用ガスを吹き込んで転炉または電気炉から受鋼した溶鋼を二次精錬し、次いで、取鍋の底部に設置した摺動式開閉装置を開口し、摺動式開閉装置のノズル孔に充填された詰砂を流出させて二次精錬した溶鋼を連続鋳造機のタンディッシュに注入するにあたり、前記二次精錬の末期または終了後に、前記底吹き羽口から0.6~1.4NL/の攪拌用ガスを溶鋼に吹き込むと同時に、溶鋼に浸漬させたインジェクションランスから3.3~6.8NL/の攪拌用ガスを吹き込み、底吹き羽口からの攪拌用ガスとインジェクションランスからの攪拌用ガスとの合計の攪拌動力密度を100W/溶鋼-t以上に確保して2~5分間攪拌することを特徴とする、取鍋摺動式開閉装置の開口方法。本発明によれば、底吹き羽口を有する取鍋を用い、底吹き羽口から0.6~1.4NL/の攪拌用ガスを吹き込んで溶鋼を二次精錬した場合であっても、取鍋の摺動式開閉装置の自然開口率を高めることが実現でき、これにより、連続鋳造鋳片の格落や屑化が低減され、製造コストが削減される。以下、本発明を詳細に説明する。本発明者らは、底部に攪拌用ガスを吹き込むための底吹き羽口を有する取鍋を使用して、転炉または電気炉から受鋼した溶鋼を二次精錬した場合に、取鍋の摺動式開閉装置の自然開口率が悪くなる原因を詳細に検討した。図1に、底部に、攪拌用ガスを吹き込むための底吹き羽口と溶鋼を排出するための摺動式開閉装置とを有する取鍋の一例の縦断面概略図を示す。取鍋1は、外殻を鉄皮5とし、その内面側に耐火物6が施工されており、摺動式開閉装置2及び底吹き羽口3が底部の耐火物6に嵌合して配置されている。底吹き羽口3は、二次精錬を行う場所では、攪拌用ガス供給管図示せずが接続され、二次精錬の任意の期間に任意の流量の攪拌用ガスが吹き込まれるようになっている。攪拌用ガスとして使用するガスは不活性ガスであり、一般的にはArガスである。底吹き羽口3は、多孔質煉瓦のポーラスプラグであっても、また、煉瓦の中にスリット状のガス流路を備えたスリットプラグであっても、どちらでも構わない。図1に示す取鍋1の摺動式開閉装置2の拡大図を図2に示す。但し、図2では、摺動式開閉装置2の外殻鉄皮や、固定板8、摺動板9などを支持する部材を省略している。この摺動式開閉装置2は、1つの固定板8と1つの摺動板9とを有し、摺動板9の移動方向が直線の往復方向である、所謂スライディングノズルであり、摺動式開閉装置2の所定位置に固定された固定板8の下面側に、油圧シリンダー図示せずの作動によって固定板8に密着して図面の左右方向に移動する摺動板9が配置されている。固定板8の上面には耐火物6と嵌合する上ノズル7が配置され、一方、摺動板9の下面側には、整流ノズル10が接続されている。この整流ノズル10の下面側に、取鍋1から連続鋳造用タンディッシュ図示せずに注入する溶鋼を空気から遮断するためのロングノズル図示せずが取り付けられるようになっている。転炉や電気炉からの受鋼前に、摺動板9を待機位置図2に示す位置に位置させた状態で、上ノズル7の内部に詰砂13を充填する。詰砂13が少なく、上ノズル7の上部が溶鋼に接触すると、その部位で溶鋼が滞留して、溶鋼が凝固することがあるので、詰砂13を、図2に示すように、その上端部位置が周囲の耐火物6よりも突出した位置となるまで充填するのが一般的である。取鍋内の溶鋼を流出する際には、摺動板9を移動して固定板8と摺動板9との開口部を合致させ、詰砂13を重力により落下させ、上ノズル7の内部を空隙にする。これにより、溶鋼が上ノズル7の内部に流れ込み、整流ノズル10を通って流出する。詰砂13としては、シリカ砂やクロマイト砂のような従来使用されているものを使用すればよく、特許文献3に提案されるシリカ砂とクロマイト砂との混合体からなる詰砂であっても構わない。詰砂13は、高温の溶鋼と接触するので、詰砂自体が焼結して焼結層を形成したり、溶鋼が詰砂13に浸透して溶鋼浸透層を形成したりすることが知られている。一般的には、溶鋼温度が高い場合に焼結層を形成し、溶鋼が滞留するなどして溶鋼温度が低下した場合には溶鋼浸透層を形成する。焼結層及び溶鋼浸透層ともに、受鋼時点から鋳造開始までの経過時間が長くなるほどその厚みが厚くなり、摺動式開閉装置2の自然開口を妨げる原因となる。図3に、詰砂13の上層部に溶鋼浸透層13Aが生成した状態を模式的に示す。溶鋼を二次精錬溶鋼の脱硫処理、Alなどの成分調整、溶鋼温度の調整などする場合には、反応効率を高める或いは溶鋼成分及び温度を均一化するために、溶鋼を攪拌しながら精錬することが一般的であり、底吹き羽口3を有する取鍋1を用いて二次精錬する場合には、攪拌用ガスは底吹き羽口3を介して供給される。この場合、底吹き羽口3から大量の攪拌用ガスを吹き込むと、底吹き羽口3の損耗が激しくなる、及び、攪拌による溶鋼温度の降下が大きくなるので、これらを防止するために、底吹き羽口3からは0.6~1.4NL/の攪拌用ガスを吹き込むことが一般的である。本発明者らは、攪拌用ガスを底吹き羽口3から吹き込んで行う二次精錬では、溶鋼の攪拌力が弱く、詰砂13と接触する溶鋼の温度が低くなり、詰砂13に溶鋼が浸透して形成される溶鋼浸透層13Aの厚みが厚くなり、これが摺動式開閉装置2の自然開口率を悪化させる主原因であるとの仮定に基づき、攪拌力の検討を行った。攪拌用ガスArガスの溶鋼への吹き込みによる攪拌動力密度は下記の1式で求められる。但し、1式において、εは攪拌動力密度W/溶鋼-t、Qは攪拌用ガス吹き込み流量Nm3/min、TIは溶鋼温度K、WIは溶鋼質量t、h0は攪拌用ガス吹き込み深さm、Pは雰囲気圧力Pa、Tgは攪拌用ガス温度Kである。実機の取鍋1において、底吹き羽口3からの攪拌用Arガスの吹き込み流量を0.2Nm3/min、0.4Nm3/minの2水準、並びに、別途インジェクションランスを設置したとして、このインジェクションランスから1.0Nm3/min、2.0Nm3/minのArガスを吹き込んだときの攪拌動力密度εを算出した。インジェクションランスから2.0Nm3/minのArガスを吹き込む条件では、吹き込み深さを2.8mと0.75mとの2水準で計算した。計算結果を表1に示す。表1には、計算に必要な各種条件を併せて示す。尚、取鍋1の溶鋼質量が295トンであるので、吹き込み流量0.2Nm3/minは0.68NL/、吹き込み流量0.4Nm3/minは1.36NL/となる。底吹き羽口3からの攪拌用Arガスの吹き込み流量が0.6~1.4NL/の範囲では、表1に示すように、攪拌動力密度εは高々33W/溶鋼-t程度であることが分った。このように攪拌力が弱いことから、詰砂13の上層部に形成される溶鋼浸透層13Aの厚みが厚くなることが予測された。そこで、目的とする二次精錬が終了した後に、取鍋1を移動させずに、二次精錬を実施する場所においてインジェクションランスを取鍋1に浸漬させ、底吹き羽口3から0.6~1.4NL/の攪拌用Arガスを吹き込むと同時に、インジェクションランスからも3.3~6.8NL/の攪拌用Arガスを吹き込み、溶鋼を攪拌する試験を実施した。図4に、底吹き羽口3とインジェクションランス4の双方から攪拌用Arガスを溶鋼11に吹き込む様子を示す。図4において、符号12は溶鋼上のスラグである。この試験の結果、底吹き羽口3から吹き込む攪拌用ガスと、インジェクションランス4から吹き込む攪拌用ガスとの合計の攪拌動力密度εが100W/溶鋼-t以上で且つ2分間以上攪拌した場合には、取鍋1の摺動式開閉装置2の自然開口率が改善されることを確認した。これは、攪拌動力密度εが高くなることで、取鍋内全体に溶鋼流が形成され、この溶鋼流によって温度の高い溶鋼11が摺動式開閉装置2の直上に供給され、詰砂13の上層部に形成した溶鋼浸透層13Aが上部側から溶解し、溶鋼浸透層13Aの厚みが薄くなって、開口時に溶鋼静圧で破壊されることによると考えられる。インジェクションランス4の設置位置は、摺動式開閉装置2の上方とする必要はなく、どこであっても構わないが、設置上の問題がなければ、摺動式開閉装置2の上方とすることが好ましい。攪拌時間が長いほど、溶鋼浸透層13Aの溶解が進むが、溶鋼11の温度が低下し、溶鋼中の酸化物系非金属介在物の浮上分離が損なわれて品質上の問題が生じるなどの別の問題が起こるので、5分間を超えて攪拌する必要はない。2~3分間の攪拌時間が最適である。本発明は、このような知見に基づきなされたものであり、底吹き羽口3を有する取鍋1を用い、底吹き羽口3から0.6~1.4NL/の攪拌用ガスを吹き込んで溶鋼11を二次精錬し、この取鍋1の摺動式開閉装置2を連続鋳造工程で開口するにあたり、前記二次精錬の末期または終了後に、底吹き羽口3から0.6~1.4NL/の攪拌用ガスを溶鋼11に吹き込むと同時に、溶鋼11に浸漬させたインジェクションランス4から3.3~6.8NL/の攪拌用ガスを吹き込み、底吹き羽口3からの攪拌用ガスとインジェクションランス4からの攪拌用ガスとの合計の攪拌動力密度εを100W/溶鋼-t以上に確保して2~5分間攪拌する。ここで、攪拌動力密度εは上記1式で ゙定義されるものである。この構成の本発明によれば、底吹き羽口3を有する取鍋1を用い、底吹き羽口3から0.6~1.4NL/の攪拌用ガスを吹き込んで溶鋼11を二次精錬した場合であっても、摺動式開閉装置2の自然開口率を高めることが実現される。これにより、連続鋳造鋳片の格落や屑化が低減され、製造コストが削減される。最大溶鋼収容量が300トンである図1に示す取鍋を用いて、転炉から受鋼した溶鋼に対して底吹き羽口から0.6~1.4NL/の攪拌用Arガスを吹き込んで、二次精錬溶鋼の成分及び温度調整を実施する場合に、二次精錬の末期に溶鋼にインジェクションランスを浸漬させ、インジェクションランスから攪拌用Arガスを吹き込んで本発明を適用した。詰砂としては、シリカ砂にクロマイト砂を50~60質量混合した砂を使用したが、特許文献3のような細かな粒度調整は実施しなかった。その結果、取鍋の摺動式開閉装置の自然開口率は99.5となり、本発明を適用する以前の自然開口率が99.0であったことから、0.5の改善が達成された。尚、この製鋼工場では月間約1350チャージの溶鋼を処理しており、月間のチャージ数として6.7チャージ分で自然開口が増加した結果になる。