JP3742615B2 - Method of melting high cleanliness steel - Google Patents
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Description
【0001】
【発明の属する技術分野】
本発明は、介在物及び窒素量の少ない溶鋼を安定して製造することができる高清浄度鋼の溶製方法に関するものである。
【0002】
【従来の技術】
【特許文献1】
特許第3230066号公報(請求項1)
【0003】
Al2O3に代表される介在物は特に缶用鋼板のような薄肉製品では、破胴に代表される重大な製品欠陥の原因となる。このような介在物の生成要因は大きく分けて3つある。すなわち、溶鋼中のフリー酸素を、Al等の還元性元素で脱酸する際に生じるもの。転炉で吹錬された酸化スラグ中のFeOやMnOなどの酸化性酸化物と、脱酸後の溶鋼中のAl等の還元性元素が、FeO+Al→Fe+Al2O3等の化学反応をし生じるもの。さらに、スラグや耐火物が巻き込まれて介在物となるものである。このうちスラグ中酸化性酸化物と溶鋼中還元性元素との反応によって生じる介在物を抑制するため、従来からスラグ改質が行われている。
【0004】
スラグ改質はスラグに改質剤を添加することにより、溶鋼中のAlとの反応を抑制しようとする方法である。例えば上記の特許文献1には、出鋼中にCaOあるいはMgOを添加して取鍋上のスラグを高融点化するとともに、スラグ上にAlを散布するスラグ改質法が記載されている。この方法によれば、取鍋中のスラグを固化させてその反応性を低下させることができ、またスラグ上に散布するAlによってスラグ中のFeOやMnOなどの還元を行い、溶鋼中のAlとの反応を抑制することができる。
【0005】
しかし上記の特許文献1の方法では、取鍋上のスラグが高融点となるために、取鍋全体にわたるスラグの均質な改質が困難となり、スラグ性状のばらつきが大きいという問題がある。また、スラグは大気にさらされた上面から凝固するため、スラグ下面の溶鋼との界面付近に、低融点の高酸素ポテンシャルのスラグが濃縮され、溶鋼の再酸化が生じて溶鋼中のトータル酸素(溶鋼中に溶解した酸素と介在物として存在する酸素合計)のばらつきが大きくなるという問題がある。さらに、溶鋼中のAlが溶鋼中のFeOやMnOと反応して生じた介在物が浮上しようとしても、表面にある固化したスラグに吸収されにくく、溶鋼中に浮遊したままとなり易いという問題がある。このため、特許文献1の方法では溶鋼の清浄性の指標である溶鋼中のトータル酸素量を20ppm以下にまで低下させることは容易ではなかった。
【0006】
このほか、転炉から取鍋に出鋼する際に溶鋼中にAlを添加する方法では、大気中の窒素が溶鋼中に取り込まれる窒素ピックアップを避けることができず、溶鋼中の窒素濃度を十分に下げることができないという問題もあった。
【0007】
【発明が解決しようとする課題】
本発明は上記した従来の問題点を解決し、従来のスラグ改質法とは異なるスラグ改質法を採用することにより、介在物及び窒素量の少ない溶鋼を安定して製造することができる高清浄度鋼の溶製方法を提供するためになされたものである。
【0008】
【課題を解決するための手段】
上記の課題を解決するためになされた本発明の高清浄度鋼の溶製方法は、転炉から取鍋に出鋼される溶鋼にフラックスを添加する第1工程と、取鍋内の溶鋼に溶鋼中のAl濃度が0.08〜0.17質量%となるようにAlを添加してガス撹拌を行う第2工程と、脱ガス装置にて撹拌を行う第3工程とからなることを特徴とするものである。なお、第1工程で添加されるフラックスが、40〜60質量%のCaOと、残部を占めるAl2O3と不可避的不純物よりなり、かつスラグ中のCaO/Al2O3濃度比が2〜4となるよう添加されることが好ましい。また、フラックスの粒径が5〜30μmであることが好ましく、第1工程においてフラックスの他にCaO源を添加することもできる。
【0009】
また、第2工程におけるガス吹き込み量を、0.05〜0.13Nm3/t/hとすることが好ましい。更に、第3工程における処理時間を5分以上とすることが好ましく、第3工程における脱ガス装置の槽内圧力を300torr以下とすることが好ましい。
【0010】
本発明の高清浄度鋼の溶製方法によれば、取鍋内の溶鋼に溶鋼中のAl濃度が0.08〜0.17質量%となるように直接Alを添加してガス撹拌を行い、溶鋼に含有されるFeOやMnOをAlと反応させて還元することによって、スラグ中酸化性酸化物と溶鋼中還元性元素との反応によって生じる介在物を抑制することができる。また、この方法によれば、溶鋼中のAlによってスラグ還元を行うため、溶鋼との界面付近のスラグも改質することができ効果的である。しかも請求項2に示すようにスラグ中のCaO/Al2O3濃度比が2〜4となるようにフラックスを添加してスラグを軟質化させ、発生したAl2O3等の介在物をスラグに吸着させ易くする。これによって介在物の少ない溶鋼を安定して製造することができる。本発明のその他の効果については、以下に実施形態とともに説明する。
【0011】
【発明の実施の形態】
図1は本発明の工程を示す説明図であり、先ず▲1▼のように転炉1による吹錬が行なわれる。この工程では特別なフラックス等の添加は行われず、従来技術と同様である。吹錬が終了した溶鋼は、▲2▼のように転炉1から取鍋2に出鋼されるが、この際に溶鋼にフラックス3が添加される(第1工程)。
【0012】
フラックス3はCaOとAl2O3と不可避的不純物よりなり、好ましくはプリメルトされたカルシウムアルミネートである。フラックス3は、取鍋2上のスラグ中のCaO/Al2O3濃度比が2〜4となるように添加される。ここでカルシウムアルミネートを選択したのは、スラグ中のCaO/Al2O3濃度比を直接コントロールするためである。フラックス3中のCaO濃度を40〜60質量%としたのは、この範囲でそれ自体が低融点となり、「種スラグ」として働かせることができるからである。またスラグ中のCaO/Al2O3濃度比を2〜4とすると、改質終了後のスラグ中のCaO/Al2O3濃度比は0.9〜1.5となり、図2に示すようにスラグの融点が最も低下して軟質のスラグとすることができる。
【0013】
なおこの第1工程で添加されるフラックス3は、5〜30mmの粒径とすることが好ましい。5mmよりも細かくなると投入時に舞い上がり易くなり、30mmを越えると溶解し難くなるためである。なお後記する実施例に示すように、フラックス3とともに生石灰等のCaO源を添加することにより、スラグの組成を調整することもできる。以上の第1工程により、取鍋2上に低融点で軟質のスラグが形成される。
【0014】
次に、▲3▼に示すように取鍋2内の溶鋼にAlを添加するとともに、底部に設置したノズル4からアルゴンガス等を吹き込み、溶鋼のガス撹拌を行う(第2工程)。このように溶鋼中に直接Alを添加して攪拌することにより、溶鋼の一括脱酸を行なわせ、発生するアルミナ(介在物)を大径化させることができる。そして発生した介在物は上方に浮上し、軟質のスラグによって確実に捕捉される。
【0015】
第2工程におけるAlの添加量は、溶鋼中のAl濃度が0.08%以上となるように決定することが好ましい。図3に示すように、溶鋼中のトータル酸素を安定して20ppm以下とするためには、Al濃度を0.08%以上とする必要があるためである。これに対して従来は溶鋼中のAl濃度を0.02%以下とし、その結果として溶鋼中のトータル酸素が大きくばらついていたことが、図3に示されている。ただし溶鋼中のAl濃度が0.17%を越えると後工程で脱Al処理が必要となり、処理時間が長くなって連続鋳造に間に合わなくなるので、Al濃度の上限値は0.17%とする。なお、3)に示すように取鍋2にAlとともに生石灰を添加し、スラグの組成を調整してもよい。
【0016】
第2工程におけるガス吹き込み量は、0.05〜0.13Nm3/t/hとすることが好ましい。ガス吹き込み量がこの範囲よりも少ないとスラグと溶鋼との間の反応性を確保しにくくなり、また介在物の凝集効果も不十分となる。逆にガス吹き込み量がこの範囲を越えると、空気の巻き込みが生じて溶鋼中への窒素ピックアップ量が増加するので好ましくない。この第2工程におけるガス攪拌は、スラグと溶鋼との間の反応性及び介在物の凝集効果を確保するため、3分間以上行なうことが好ましい。
【0017】
上記した第2工程の終了後、取鍋2内の溶鋼は▲4▼に示すように、RH等の脱ガス装置5で撹拌される(第3工程)。脱ガス装置5の槽内圧力は300torr以下とし、強攪拌を行なうことが好ましい。このようにして溶鋼中に生成された介在物を凝集させるとともに、浮上した介在物を低融点スラグに吸着させて溶鋼中から分離する。この攪拌時間は5分以上とすることが好ましい。図4のグラフに示すように、5分以上の攪拌により溶鋼中のトータル酸素を20ppm以下とすることができるからである。なお、上記の攪拌時間は第3工程において成分調整が完了した後の攪拌時間を意味するものである。
【0018】
上記の工程により溶製された溶鋼はトータル酸素が20ppm以下、窒素量が20ppm以下の高清浄度鋼であり、介在物の含有量を従来よりも大幅に減少させることができる。このため、引き続き連続鋳造を行ない肉薄の缶用鋼板を製造した場合の不良発生率を、低下させることが可能となる。
【0019】
【実施例】
(実施例1)転炉からの出鋼中に、CaO50%、Al2O343%のフラックスを、溶鋼1トン当たり3.6kgの比率で溶鋼に添加した。フラックスはプリメルト品であり、粒径が5〜25mmの塊状体である。取鍋内の溶鋼に粒径20mmのショットアルミと、粒径が5〜40mmの塊状の生石灰とをそれぞれ溶鋼1トン当たり3.6kgの比率で添加し、ガス吹き込み量を0.06Nm3/t/hとしたボトムバブリングを上記の添加後3分(合計10分)行なった。この段階における溶鋼中のAlは0.125%である。次に0.5torrで15分のRH処理を実施した。処理後のスラグ組成はトータルFe:1.6%、MnO:1.3%、CaO/Al2O3:0.9である。得られた高清浄度鋼中のトータル酸素は16ppm,窒素量は18ppmであった。
【0020】
(実施例2)第2の溶鋼に、実施例1と同一条件でフラックス添加、ショットアルミと生石灰との添加及びボトムバブリング、RH処理を実施した。溶鋼中のAlは0.152%、処理後のスラグ組成はトータルFe:1.1%、MnO:1.0%、CaO/Al2O3:1.0である。得られた高清浄度鋼中のトータル酸素は11ppm,窒素量は20ppmであった。
(実施例3)第3の溶鋼に、実施例1と同一条件でフラックス添加、ショットアルミと生石灰との添加及びボトムバブリング、RH処理を実施した。溶鋼中のAlは0.169%、処理後のスラグ組成はトータルFe:1.0%、MnO:1.2%、CaO/Al2O3:1.0である。得られた高清浄度鋼中のトータル酸素は10ppm,窒素量は16ppmであった。
【0021】
(実施例4)第4の溶鋼に、実施例1と同一条件でフラックス添加、ショットアルミと生石灰との添加及びボトムバブリング、RH処理を実施した。なお、第2工程において、溶鋼1トン当たりフェロMn1.4kgの合金添加を行なった。溶鋼中のAlは0.114%、処理後のスラグ組成はトータルFe:1.3%、MnO:1.0%、CaO/Al2O3:0.9である。得られた高清浄度鋼中のトータル酸素は14ppm,窒素量は17ppmであった。このように、各実施例では、トータル酸素、窒素ともに20ppm以下の安定した高清浄度鋼が得られた。
【0022】
(比較例1)転炉中の溶鋼に粒径が5〜40mmの塊状の生石灰を溶鋼1トン当たり3.6kgの比率で添加したのち、出鋼した。取鍋内の溶鋼に粒径20mmのショットアルミと、粒径が5〜40mmの塊状の生石灰とをそれぞれ溶鋼1トン当たり3.6kgの比率で添加しガス吹き込み量を0.06Nm3/t/hとしたボトムバブリングを添加後3分(合計10分)行なった。溶鋼中のAlは0.004%と低かった。次に60torrで15分のRH処理を実施し、この段階で溶鋼1トン当たりフェロMn0.6kgの合金添加を行なった。処理後のスラグ組成はトータルFe:5.1%、MnO:2.8%、CaO/Al2O3:1.7である。得られた高清浄度鋼中のトータル酸素は21ppm,窒素量は24ppmであった。この比較例1は前記した特許文献1のスラグ改質に近い内容であるが、本発明に比較してトータル酸素のばらつきも大きくなる。
【0023】
(比較例2)転炉から取鍋に出鋼された溶鋼に、プリメルトされていないAl粉とCaO粉とからなるフラックスを溶鋼1トン当たり3.6kgの比率で添加した。それらの粒径は1mm以下であり、その組成はAl:45%、Al2O3:26%、CaO:15%である。その他の条件は実施例1と同様とした。この場合、出鋼時のスラグ軟化がないので均質化が困難であり、処理後のスラグ組成はトータルFe:4.2%、MnO:3.9%、CaO/Al2O3:0.2である。得られた高清浄度鋼中のトータル酸素は25ppm,窒素量は25ppmであった。
【0024】
(比較例3)転炉中の溶鋼にプリメルトされていないAl粉とCaO粉とからなるフラックスを溶鋼1トン当たり3.6kgの比率で添加した。それらの粒径は1mm以下であり、その組成はAl:45%、Al2O3:26%、CaO:15%である。更に取鍋に出鋼された溶鋼にも、同じフラックスを同量添加したが、アルミショットの添加は行なわなかった。その他の条件は実施例1と同様とした。この場合、溶鋼中のAlは0.004%と低くなり、処理後のスラグ組成はトータルFe:1.6%、MnO:6.6%、CaO/Al2O3:0.8である。得られた高清浄度鋼中のトータル酸素は20ppm,窒素量は37ppmであった。Al粉の添加により溶鋼中の窒素量が大きく増加した。
【0025】
【発明の効果】
以上に説明したように、本発明の高清浄度鋼の溶製方法によれば、介在物及び窒素量の少ない溶鋼を安定して製造することができ、缶用鋼板のような薄肉製品を製造する場合にも、製品不良率を大幅に低減できる効果がある。
【図面の簡単な説明】
【図1】本発明の工程説明図である。
【図2】CaO/Al2O3濃度比とスラグの軟化温度との関係を示すグラフである。
【図3】溶鋼中のAl濃度とトータル酸素との関係を示すグラフである。
【図4】第3工程における攪拌時間と溶鋼中のトータル酸素との関係を示すグラフである。
【符号の説明】
1 転炉
2 取鍋
3 フラックス
4 ノズル
5 脱ガス装置[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a method for producing high cleanliness steel that can stably produce molten steel with a small amount of inclusions and nitrogen.
[0002]
[Prior art]
[Patent Document 1]
Japanese Patent No. 3230066 (Claim 1)
[0003]
Inclusions typified by Al 2 O 3 cause serious product defects typified by broken bodies, especially in thin products such as steel plates for cans. There are three main factors for the formation of such inclusions. That is, it is generated when deoxidizing free oxygen in molten steel with a reducing element such as Al. Oxidizing oxides such as FeO and MnO in oxidized slag blown in the converter, and reducing elements such as Al in the molten steel after deoxidation are chemistry such as FeO + Al → Fe + Al 2 O 3 Something that reacts. Furthermore, slag and a refractory are involved and become inclusions. Of these, slag reforming has been conventionally performed in order to suppress inclusions generated by the reaction between the oxidizing oxide in slag and the reducing element in molten steel.
[0004]
Slag reforming is a method of suppressing reaction with Al in molten steel by adding a modifier to slag. For example,
[0005]
However, in the method of
[0006]
In addition, in the method of adding Al to the molten steel when the steel is discharged from the converter to the ladle, a nitrogen pickup in which nitrogen in the atmosphere is taken into the molten steel cannot be avoided, and the nitrogen concentration in the molten steel is sufficient. There was also a problem that it could not be lowered.
[0007]
[Problems to be solved by the invention]
The present invention solves the above-described conventional problems, and adopts a slag reforming method different from the conventional slag reforming method, thereby enabling stable production of molten steel with a small amount of inclusions and nitrogen. It was made to provide a method for melting cleanliness steel.
[0008]
[Means for Solving the Problems]
In order to solve the above-mentioned problems, the method for melting high cleanliness steel according to the present invention includes a first step of adding flux to the molten steel discharged from the converter to the ladle, and the molten steel in the ladle. It is characterized by comprising a second step in which Al is added and gas stirring is performed so that the Al concentration in the molten steel becomes 0.08 to 0.17% by mass, and a third step in which stirring is performed by a degassing apparatus. It is what. The flux added in the first step is composed of 40 to 60 % by mass of CaO , Al 2 O 3 occupying the balance and unavoidable impurities, and the CaO / Al 2 O 3 concentration ratio in the slag is 2 to 2. It is preferable to be added to be 4. Moreover, it is preferable that the particle size of a flux is 5-30 micrometers, and it can also add a CaO source other than a flux in a 1st process.
[0009]
Moreover, it is preferable that the gas blowing amount in the second step is 0.05 to 0.13 Nm 3 / t / h. Furthermore, the treatment time in the third step is preferably 5 minutes or more, and the pressure in the tank of the degassing device in the third step is preferably 300 torr or less.
[0010]
According to the melting method of high cleanliness steel of the present invention, gas is agitated by directly adding Al to the molten steel in the ladle so that the Al concentration in the molten steel is 0.08 to 0.17% by mass. By reducing FeO and MnO contained in the molten steel by reacting with Al, inclusions produced by the reaction between the oxidizing oxide in the slag and the reducing element in the molten steel can be suppressed. Moreover, according to this method, since slag reduction is performed by Al in the molten steel, the slag near the interface with the molten steel can also be modified, which is effective. Moreover, as shown in
[0011]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
FIG. 1 is an explanatory view showing the steps of the present invention. First, blowing by the
[0012]
The
[0013]
In addition, it is preferable that the
[0014]
Next, as shown in (3), while adding Al to the molten steel in the
[0015]
The amount of Al added in the second step is preferably determined so that the Al concentration in the molten steel is 0.08% or more. As shown in FIG. 3, in order to stably bring the total oxygen in the molten steel to 20 ppm or less, the Al concentration needs to be 0.08% or more. On the other hand, FIG. 3 shows that the Al concentration in the molten steel is 0.02% or less and the total oxygen in the molten steel varies greatly as a result. However, if the Al concentration in the molten steel exceeds 0.17%, a de-Al treatment is required in the subsequent process, and the treatment time becomes long and the continuous casting cannot be made in time. Therefore, the upper limit of the Al concentration is set to 0.17% . In addition, as shown to 3), quick lime may be added to the
[0016]
The gas blowing rate in the second step is preferably 0.05 to 0.13 Nm 3 / t / h. If the gas blowing amount is less than this range, it becomes difficult to ensure the reactivity between the slag and the molten steel, and the effect of agglomerating inclusions becomes insufficient. On the other hand, if the amount of gas blown exceeds this range, air entrainment occurs and the amount of nitrogen pick-up into the molten steel increases, which is not preferable. The gas agitation in the second step is preferably performed for 3 minutes or more in order to ensure the reactivity between the slag and the molten steel and the effect of inclusion aggregation.
[0017]
After completion of the second step, the molten steel in the
[0018]
The molten steel produced by the above process is a high cleanliness steel having a total oxygen content of 20 ppm or less and a nitrogen content of 20 ppm or less, and can greatly reduce the inclusion content. For this reason, it becomes possible to reduce the defect occurrence rate when continuous casting is carried out to produce a thin steel plate for cans.
[0019]
【Example】
(Example 1) In the steel output from the converter, 50% CaO and 43% Al 2 O 3 flux were added to the molten steel at a rate of 3.6 kg per ton of molten steel. The flux is a pre-melt product and is a massive body having a particle size of 5 to 25 mm. To the molten steel in the ladle, shot aluminum with a particle size of 20 mm and massive quick lime with a particle size of 5 to 40 mm are added at a rate of 3.6 kg per ton of molten steel, and the gas blowing rate is 0.06 Nm 3 / t. The bottom bubbling was performed for 3 minutes (total 10 minutes) after the above addition. Al in the molten steel at this stage is 0.125%. Next, RH treatment for 15 minutes was performed at 0.5 torr. The slag composition after the treatment is total Fe: 1.6%, MnO: 1.3%, and CaO / Al 2 O 3 : 0.9. Total oxygen in the obtained high cleanliness steel was 16 ppm, and the nitrogen content was 18 ppm.
[0020]
(Example 2) The second molten steel was subjected to flux addition, shot aluminum and quicklime addition, bottom bubbling, and RH treatment under the same conditions as in Example 1. Al in the molten steel is 0.152%, and the slag composition after the treatment is total Fe: 1.1%, MnO: 1.0%, CaO / Al 2 O 3 : 1.0. Total oxygen in the obtained high cleanliness steel was 11 ppm, and the nitrogen content was 20 ppm.
(Example 3) Flux addition, addition of shot aluminum and quicklime, bottom bubbling, and RH treatment were performed on the third molten steel under the same conditions as in Example 1. Al in the molten steel is 0.169%, and the slag composition after the treatment is total Fe: 1.0%, MnO: 1.2%, CaO / Al 2 O 3 : 1.0. Total oxygen in the obtained high cleanliness steel was 10 ppm, and the nitrogen content was 16 ppm.
[0021]
(Example 4) Flux addition, shot aluminum and quicklime addition, bottom bubbling, and RH treatment were performed on the fourth molten steel under the same conditions as in Example 1. In the second step, 1.4 kg of ferro-Mn alloy was added per ton of molten steel. Al in the molten steel is 0.114%, and the slag composition after the treatment is total Fe: 1.3%, MnO: 1.0%, and CaO / Al 2 O 3 : 0.9. Total oxygen in the obtained high cleanliness steel was 14 ppm, and the nitrogen content was 17 ppm. Thus, in each Example, the stable high cleanliness steel whose total oxygen and nitrogen are both 20 ppm or less was obtained.
[0022]
(Comparative Example 1) Bulk molten lime having a particle size of 5 to 40 mm was added to the molten steel in the converter at a rate of 3.6 kg per ton of molten steel, and then steel was produced. To the molten steel in the ladle, shot aluminum with a particle size of 20 mm and massive quick lime with a particle size of 5 to 40 mm are added at a rate of 3.6 kg per ton of molten steel, and the gas blowing rate is 0.06 Nm 3 / t / 3 minutes after addition of the bottom bubbling set to h (total 10 minutes). Al in the molten steel was as low as 0.004%. Next, RH treatment was performed at 60 torr for 15 minutes, and at this stage, 0.6 kg of ferro-Mn alloy was added per ton of molten steel. The slag composition after the treatment is total Fe: 5.1%, MnO: 2.8%, and CaO / Al 2 O 3 : 1.7. Total oxygen in the high cleanliness steel obtained was 21 ppm, and the nitrogen content was 24 ppm. Although the comparative example 1 is similar to the slag reforming described in
[0023]
(Comparative example 2) The flux which consists of Al powder and CaO powder which are not pre-melted was added to the molten steel delivered to the ladle from the converter in the ratio of 3.6 kg per ton of molten steel. Their particle size is 1 mm or less, and the composition is Al: 45%, Al 2 O 3 : 26%, CaO: 15%. Other conditions were the same as in Example 1. In this case, it is difficult to homogenize because there is no slag softening at the time of steel production. The slag composition after the treatment is total Fe: 4.2%, MnO: 3.9%, CaO / Al 2 O 3 : 0.2 It is. Total oxygen in the obtained high cleanliness steel was 25 ppm, and the amount of nitrogen was 25 ppm.
[0024]
(Comparative example 3) The flux which consists of Al powder and CaO powder which are not pre-melted to the molten steel in a converter was added in the ratio of 3.6 kg per ton of molten steel. Their particle size is 1 mm or less, and the composition is Al: 45%, Al 2 O 3 : 26%, CaO: 15%. Furthermore, the same amount of the same flux was added to the molten steel delivered to the ladle, but aluminum shot was not added. Other conditions were the same as in Example 1. In this case, Al in the molten steel is as low as 0.004%, and the slag composition after the treatment is total Fe: 1.6%, MnO: 6.6%, CaO / Al 2 O 3 : 0.8. Total oxygen in the obtained high cleanliness steel was 20 ppm, and the nitrogen content was 37 ppm. Addition of Al powder greatly increased the amount of nitrogen in molten steel.
[0025]
【The invention's effect】
As described above, according to the method for melting high cleanliness steel of the present invention, molten steel with a small amount of inclusions and nitrogen can be stably produced, and a thin product such as a steel plate for cans is produced. In this case, the product defect rate can be greatly reduced.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a process explanatory diagram of the present invention.
FIG. 2 is a graph showing the relationship between the CaO / Al 2 O 3 concentration ratio and the softening temperature of slag.
FIG. 3 is a graph showing the relationship between Al concentration in molten steel and total oxygen.
FIG. 4 is a graph showing the relationship between the stirring time in the third step and the total oxygen in the molten steel.
[Explanation of symbols]
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