JP4641022B2 - Manufacturing method of high cleanliness steel - Google Patents
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本発明は、高清浄度鋼の製造方法に関するものである。 The present invention relates to a method for producing high cleanliness steel.
従来より、優れた疲労寿命や静粛性が求められる機械部品(例えば、ベアリング)などの元となる鋼材は、Al2O3に代表されるような非金属介在物の低減を極力行った清浄度の高い鋼であることが重要である。
このような清浄度の高い鋼(高清浄度鋼)は、一般的に、転炉にて溶鋼の脱炭処理を行った後、二次精錬装置にて溶鋼における化学成分の微調整や溶鋼に含まれる非金属介在物の低減を行い、連続鋳造装置にて鋳造することで製造される。
高清浄度鋼の製造では、鋼の品質を向上させるため、二次精錬の際に非金属介在物の低減を可及的に行うことが求められており、非金属介在物を低減する技術としては特許文献1又は2に示されているものがある。
Conventional steel materials such as mechanical parts (for example, bearings) that require excellent fatigue life and quietness are cleanliness that reduces non-metallic inclusions as typified by Al 2 O 3 as much as possible. It is important to have a high steel.
Such high cleanliness steel (high cleanliness steel) is generally used after fine decarburization treatment of molten steel in a converter and then fine adjustment of chemical components in the molten steel or molten steel by secondary refining equipment. It is manufactured by reducing non-metallic inclusions contained and casting with a continuous casting apparatus.
In the production of high cleanliness steel, in order to improve the quality of steel, it is required to reduce nonmetallic inclusions as much as possible during secondary refining, and as a technology to reduce nonmetallic inclusions Is disclosed in
特許文献1には、塩基度が3〜6のスラグの存在下で処理時間の2/3を高還流し、1/3を弱還流する真空脱ガス精錬を行う軸受鋼の製造法が開示されている。
特許文献2には、SiO2:10%以下、MgO:6〜15%未満、Al2O3:25〜45%、CaO:35〜60%を含有するスラグを用いて真空脱ガス精錬を行う清浄鋼の精錬方法が開示されている。
In
特許文献1の技術は、真空脱ガス処理、即ち、還流式真空脱ガス装置で精錬する際に、溶鋼を高還流や弱還流していて、高還流や弱還流する処理時間が開示されているが、高還流や弱還流の具体的な還流量等の強度が開示されていない。また、特許文献1の技術は、スラグの塩基度が具体的に開示されているが、介在物低減の観点からするとこの塩基度は低すぎることが分かっている。
したがって、特許文献1の技術を用いても、非金属介在物の低減を十分に行うことが困難である。
The technology of
Therefore, even if the technique of
また、特許文献2の技術はスラグの組成を規定して真空脱ガスを行うものであるが、還流量などの条件が示されておらず、この技術を実際の操業に適用しても非金属介在物の低減を十分に行うことが困難であった。
そこで、本発明は、非金属介在物の低減を十分に行うことができる高清浄度鋼の製造方法を提供することを目的とする。
Moreover, although the technique of
Then, an object of this invention is to provide the manufacturing method of the high cleanliness steel which can fully reduce a nonmetallic inclusion.
前記目的を達成するために、本発明は、次の手段を講じた。
即ち、本発明は、転炉又は電気炉から出鋼した溶鋼を取鍋精錬装置で精錬を行った後、前記取鍋精錬装置で精錬を行った溶鋼を還流式真空脱ガス装置で精錬することで高清浄度鋼を製造する高清浄度鋼の製造方法において、前記還流式真空脱ガス装置で行う精錬処理でのスラグの塩基度を6.5以上13.5以下とし、且つ、スラグ中の組成が式(1)を満たすようにすると共に、前記還流式真空脱ガス装置の全処理時間に対して、1/3〜1/2となる範囲の前半処理では、式(2)で求められる溶鋼還流量を180ton/min以上、210ton/min以下として溶鋼を高還流し、前記前半処理後に行う後半処理では、溶鋼還流量を110ton/min以上、140ton/min以下として溶鋼を弱還流する点にある。
In order to achieve the above object, the present invention has taken the following measures.
That is, the present invention refining the molten steel that has been refined with the ladle refining device after the refining with the ladle refining device after refining the molten steel produced from the converter or electric furnace with the reflux vacuum degassing device. In the method for producing a high cleanliness steel, the basicity of the slag in the refining process performed in the reflux type vacuum degassing apparatus is set to 6.5 to 13.5, and in the slag In the first half treatment within a range of 1/3 to 1/2 with respect to the total treatment time of the reflux-type vacuum degassing apparatus while satisfying the formula (1), it is obtained by the formula (2). In the latter half treatment performed after the first half treatment, the molten steel reflux rate is 110 ton / min or less and 140 ton / min or less. is there.
発明者は、まず、溶鋼中の非金属介在物の量に影響を与えるスラグ中のFeO、MnOに着目した。その理由としては、FeOやMnOを多く含むスラグで精錬を行った場合、FeOやMnOのOが溶鋼中のAl,Ti,Si等の酸素親和力の強い元素と結合し、非金属介在物(例えば、Al2O3)を非常に多く増加させるからである。
過去の操業実績や実験等によりFeOやMnOについて様々な検証を行った結果、発明者は、FeOとMnOとの総和が式(1)を満たすようにすれば、溶鋼中の非金属介在物が増加するのを抑えることができることを見出した。
The inventor first paid attention to FeO and MnO in slag, which affects the amount of nonmetallic inclusions in molten steel. The reason for this is that when refining is performed with slag containing a large amount of FeO or MnO, O of FeO or MnO binds to elements having strong oxygen affinity such as Al, Ti, Si in the molten steel, and non-metallic inclusions (for example, , Al 2 O 3 ) is increased very much.
As a result of conducting various verifications on FeO and MnO through past operational results and experiments, the inventors found that the nonmetallic inclusions in the molten steel were found if the sum of FeO and MnO satisfied Equation (1). It was found that the increase can be suppressed.
上記に加え、発明者は非金属介在物の増減はスラグの塩基度によって影響されることに着目し、精錬する際のスラグの塩基度についても様々な検証を行った。その結果、スラグの塩基度が6.5〜13.5の範囲であれば、非金属介在物の低減ができることを見出した。
さて、還流式真空脱ガス装置における精錬では、溶鋼の還流を強くする(高還流)と溶鋼内にある非金属介在物の分離浮上を促進できるというメリットがあるが、一方で高還流状態にすると還流式真空脱ガス装置内に付着した地金の多くを溶鋼に溶け込ませてしまい、非金金属介在物の生成起源となってしまうデメリットがある。
In addition to the above, the inventors focused on the fact that the increase or decrease of non-metallic inclusions is affected by the basicity of the slag, and conducted various verifications on the basicity of the slag during refining. As a result, it was found that non-metallic inclusions can be reduced when the basicity of the slag is in the range of 6.5 to 13.5.
Now, in refining in a reflux-type vacuum degassing device, there is a merit that strengthening the reflux of molten steel (high reflux) can promote the separation and floating of nonmetallic inclusions in the molten steel, There is a demerit that most of the metal that has adhered to the reflux-type vacuum degassing apparatus is melted into the molten steel, resulting in generation of non-gold metal inclusions.
また、逆に溶鋼の還流を弱くする(弱還流)と還流式真空脱ガス装置内に付着した地金が溶け出すのを少なくできるメリットがあり、一方で弱還流状態にすると非金属介在物の介在物の分離浮上が促進されないというデメリットがある。
そこで、発明者は、還流式真空脱ガス装置の精錬処理において高還流と弱還流とを使い分けることとし、攪拌によって地金が溶鋼に溶け込む度合いよりも非金属介在物が分離浮上する度合いが高くなるように、高還流及び弱還流の時期や強さ等について様々な検証を行った。
On the other hand, weakening the reflux of molten steel (weak reflux) has the advantage of reducing the melting of the ingots attached to the reflux-type vacuum degassing device. There is a demerit that the separation and floating of inclusions is not promoted.
Therefore, the inventor decided to selectively use high reflux and weak reflux in the refining treatment of the reflux type vacuum degassing apparatus, and the degree of separation and floating of nonmetallic inclusions becomes higher than the degree of melting of the metal into the molten steel by stirring. As described above, various verifications were made regarding the timing and intensity of high reflux and weak reflux.
その結果、非金属介在物が溶鋼に多く含まれている時期(還流式真空脱ガス装置の全処理時間に対して、1/3〜1/2となる範囲の前半処理)では、、式(2)で求められる溶鋼還流量を180ton/min以上、210ton/min以下である高還流状態とし、非金属介在物が分離浮上して溶鋼内に少なくなった時期(還流式真空脱ガス装置の全処理時間に対して、2/3〜1/2となる範囲の後半処理)では、溶鋼還流量を110ton/min以上、140ton/min以下である弱還流状態にすれば、良いことを見出した。 As a result, at a time when a lot of nonmetallic inclusions are contained in the molten steel (first half treatment in a range of 1/3 to 1/2 with respect to the total treatment time of the reflux type vacuum degassing apparatus), the equation ( The amount of molten steel reflux determined in 2) is set to a high reflux state of 180 ton / min or more and 210 ton / min or less, and the time when nonmetallic inclusions are separated and floated and become less in the molten steel (all of the reflux type vacuum degassing apparatus) In the latter half of the treatment time in the range of 2/3 to 1/2), it has been found that the molten steel recirculation amount should be a weak recirculation state of 110 ton / min or more and 140 ton / min or less.
なお、様々な過去の操業や実験の結果、前記スラグの塩基度を8以上11以下とすることがさらに好ましいことも見出している。 As a result of various past operations and experiments, it has been found that the basicity of the slag is more preferably 8 or more and 11 or less.
本発明における高清浄度鋼の製造方法よれば、非金属介在物の低減を十分に行うことができる。 According to the method for producing high cleanliness steel in the present invention, it is possible to sufficiently reduce nonmetallic inclusions.
本発明の高清浄度鋼の製造方法について説明する。
以下、本発明の高清浄度鋼の製造方法は、図1に示すように、転炉1から高清浄度鋼向けの溶鋼を取鍋2に出鋼し、この取鍋2を二次精錬装置3に搬送して当該二次精錬装置3で精錬することで、高清浄度鋼の製造をするものである。二次精錬装置3で処理された高清浄度鋼向けの溶鋼は連続鋳造装置で鋳造されることとなる。なお、高清浄度鋼向けの溶鋼は電気炉から出鋼したものであってもよい。
二次精錬装置3は、取鍋精錬装置(LF装置)5と、還流式真空脱ガス装置6(以下、RH装置ということがある)とを有するもので、高清浄度鋼向けの溶鋼は取鍋精錬装置5で精錬され、その後、RH装置6で精錬されるようになっている。
The manufacturing method of the high cleanliness steel of this invention is demonstrated.
Hereinafter, the manufacturing method of the high cleanliness steel of the present invention, as shown in FIG. 1, takes out the molten steel for high cleanliness steel from the
The
取鍋精錬装置5は、電極加熱式の精錬装置であって、溶鋼が装入された取鍋2と、取鍋2の溶鋼内にガスを吹き込む吹き込み装置7と、溶鋼を加熱する電極式加熱装置8と、フラックス等を投入するための供給装置9とを有している。
吹き込み装置7は、取鍋2の底部に設けられてその底部からガスを吹き込むポーラス吹込口15と、取鍋2の上部からガスを吹き込むランス16とを備えている。ランス16の先端には溶鋼内にガスを吹き込むノズルが設けられている。なお、吹き込み装置7は、ポーラス吹込口15のみを有するものであっても、ランス16のみを有するものであってもよい。
The
The blowing
以上の取鍋精錬装置5では、電極式加熱装置8で溶鋼を所定温度まで上げて、吹き込み装置7からガスを吹き込んで溶鋼を攪拌することによって、化学成分の微調整を行うと共に、溶鋼2内に含まれる非金属介在物の低減を行うことができる。
RH装置6は、溶鋼の脱ガスを行うものであって、溶鋼が装入された取鍋2と、真空状態となって溶鋼内の脱ガスを行う脱ガス槽10とを有している。取鍋2は、取鍋精錬装置5で用いられた取鍋2と同一のものであって、脱ガス槽10の直下に配置されるようになっている。
In the
The
脱ガス槽10の下部には取鍋2内の溶鋼に浸漬させる2本の浸漬管11が設けられており、この浸漬管11の一方にはArガス等の不活性ガスを吹き込む吹き込み口(図示省略)が設けられている。脱ガス槽10の上部には、脱ガス槽10のガスを排気する排気口13が設けられている。
以上のRH装置6では、浸漬管11を取鍋2内の溶鋼に浸漬し、吹き込み口から不活性ガスを吹き込むと共に、排気口13から脱ガス槽10のガスを排気して脱ガス槽10内を略真空状態して溶鋼を脱ガス槽10と取鍋2との間で循環させることで、溶鋼内に存在する水素等のガス成分を除去することができる。なお、RH装置6では成分の微調整のため合金を入れることがある。
Two
In the
以下、本発明の高清浄度鋼の製造方法について詳しく説明する。図1は、本発明の高清浄度鋼の製造方法の過程を示したものである。
図1に示すように、高清浄度鋼の製造方法では、RH装置で行う精錬処理(以降、RH装置で精錬処理を行うことをRH精錬ということがある)でのスラグの塩基度を6.5以上13.5以下している。詳しくは、RH精錬の初期でのスラグの塩基度を6.5〜13.5の範囲としている。言い換えれば、LF装置で溶鋼の精錬処理(以降、LF装置で精錬処理を行うことをLF精錬ということがある)が終了したときのスラグの塩基度が6.5〜13.5の範囲に入るようにしている。
Hereinafter, the manufacturing method of the high cleanliness steel of this invention is demonstrated in detail. FIG. 1 shows the process of the manufacturing method of the high cleanliness steel of the present invention.
As shown in FIG. 1, in the manufacturing method of high cleanliness steel, the basicity of the slag in the refining process performed in the RH apparatus (hereinafter, refining process in the RH apparatus may be referred to as RH refining) is 6. 5 or more and 13.5 or less. Specifically, the basicity of the slag at the initial stage of RH refining is in the range of 6.5 to 13.5. In other words, the basicity of the slag is within the range of 6.5 to 13.5 when the refining treatment of molten steel in the LF device (hereinafter, refining treatment with the LF device is sometimes referred to as LF refining) is completed. I am doing so.
RH精錬では、スラグ中の組成が式(1)を満たした状態で精錬処理を行っている。詳しくは、LF精錬の前に、LF精錬の際に溶鋼に浮かぶスラグのFeOとMnOの量が式(1)以下になるように、溶鋼2上に浮かぶスラグを除滓すると共に、溶鋼2に添加物を投入してスラグの組成を調整する。
In RH refining, the refining process is performed in a state where the composition in the slag satisfies the formula (1). Specifically, before the LF refining, the slag floating on the
RH精錬では、当該処理での前半は、吹き込み口から吹き込むArガスを強く(Arガス流量を増加)して溶鋼を高還流し、処理の後半は、吹き込み口から吹き込むArガスを弱く(Arガス流量を減少)して溶鋼を弱還流している。Arガスの流量(還流ガス流量)は、式(2)を用いて算出している。
具体的には、
(i)RH装置の全処理時間に対して、1/3〜1/2となる範囲の前半処理では、式(2)で求められる溶鋼還流量が180ton/min以上、210ton/min以下となるように、還流ガス流量、即ち、Arガスの吹き込み量を調整している。
In RH refining, in the first half of the treatment, the Ar gas blown from the blowing port is strengthened (Ar gas flow rate is increased) to highly reflux the molten steel, and in the latter half of the treatment, the Ar gas blown from the blowing port is weakened (Ar gas). (The flow rate is reduced) and the molten steel is weakly refluxed. The Ar gas flow rate (recirculation gas flow rate) is calculated using Equation (2).
In particular,
(I) With respect to the total treatment time of the RH apparatus, in the first half treatment within a range of 1/3 to 1/2, the molten steel reflux amount obtained by the formula (2) is 180 ton / min or more and 210 ton / min or less. As described above, the flow rate of the reflux gas, that is, the amount of Ar gas blown is adjusted.
(ii)後半処理では、溶鋼還流量が110ton/min以上、140ton/min以下となるように、Arガスの吹き込み量を調整している。
一般的に、RH精錬では、その全体の精錬時間(全体処理時間)は、30分〜60分間である。RH精錬の前半の10分(30分の1/3)〜30分(60分の1/2)間に溶鋼還流量が180ton/min〜210ton/minとなる範囲で還流した場合、RH精錬の後半の20分(30分の2/3)〜30分(60分の1/2)間は、110ton/min〜140ton/minとなる範囲で還流することになる。
(Ii) In the latter half treatment, the Ar gas blowing rate is adjusted so that the molten steel reflux rate is 110 ton / min or more and 140 ton / min or less.
Generally, in RH refining, the total refining time (overall processing time) is 30 minutes to 60 minutes. If the reflux rate of molten steel is 180 ton / min to 210 ton / min in the first 10 minutes (1/3 of 30) to 30 minutes (1/2 of 60) of RH refining, During the latter half of 20 minutes (2/3 of 30) to 30 minutes (1/2 of 60), it will recirculate in the range of 110 ton / min to 140 ton / min.
表1は、本発明の高清浄度鋼の製造方法を実施した実施例と、本発明の高清浄度鋼の製造方法を実施しなかった比較例とを示したものである。 Table 1 shows an example in which the manufacturing method of the high cleanliness steel of the present invention was performed and a comparative example in which the manufacturing method of the high cleanliness steel of the present invention was not performed.
実施例や比較例では、還元処理後の溶鋼に対して非金属介在物の低減度合いを評価するためにアルミナ系介在物個数を測定した。
アルミナ系介在物個数はEPMA(電子プローブ・マイクロアナライザー)で計測した。使用したEPMAは日本電子社製「JXA−8000」シリーズで、測定条件は加速電圧20kv、X線種はK線、ビーム径は2μmとし、EDS検出器を使用した。
EPMAで観測された介在物の短径が5μm以上の介在物で、CaO−Al2O3−SiO2−MgOの4元系換算でAl2O3を50%以上且つCaOを5%以下含有するものをアルミナ系介在物とし、その個数を計測した。計測では、信頼性を確保するために3000mm2以上観測した。
In Examples and Comparative Examples, the number of alumina inclusions was measured in order to evaluate the degree of reduction of nonmetallic inclusions in the molten steel after the reduction treatment.
The number of alumina inclusions was measured with EPMA (Electron Probe Microanalyzer). The EPMA used was “JXA-8000” series manufactured by JEOL Ltd., the measurement conditions were an acceleration voltage of 20 kv, the X-ray type was K-ray, the beam diameter was 2 μm, and an EDS detector was used.
Inclusions with a minor axis of 5 μm or more observed by EPMA and containing 50% or more of Al 2 O 3 and 5% or less of CaO in terms of CaO—Al 2 O 3 —SiO 2 —MgO quaternary system. Those to be used were alumina inclusions, and the number of the inclusions was counted. In the measurement, 3000 mm 2 or more was observed in order to ensure reliability.
以下、実施例及び比較例について詳しく説明する。
表1に示すように、比較例1、2では、RH精錬において前半処理の溶鋼還流量が180ton/min〜210ton/minとなる範囲であり溶鋼を高還流しているが、高還流する時間(以降、高還流時間ということがある)が全体処理時間に対して1/3未満(高還流割合33%未満)と短い。その結果、前半処理において、高還流時間が短いので溶鋼内のアルミナ系介在物の分離浮上を十分に行うことができず、処理後のアルミナ系介在物の個数は4.0個/cm2よりも多くなった(評価「×」)。
Hereinafter, examples and comparative examples will be described in detail.
As shown in Table 1, in Comparative Examples 1 and 2, in the RH refining, the molten steel reflux amount in the first half treatment is in the range of 180 ton / min to 210 ton / min, and the molten steel is highly refluxed. Hereinafter, it may be referred to as a high reflux time) and is as short as less than 1/3 (high reflux ratio is less than 33%) with respect to the total processing time. As a result, since the high reflux time is short in the first half treatment, the alumina inclusions in the molten steel cannot be sufficiently separated and floated, and the number of alumina inclusions after the treatment is 4.0 pieces / cm 2 . (Evaluation “×”).
比較例3、4では、後半処理において溶鋼還流量が110ton/min〜140ton/minであり溶鋼を弱還流しているものの、弱還流する時間(以降、弱還流時間ということがある)が全体処理時間に対して1/2未満(弱還流割合50%未満)と短い。その結果、後半処理において、弱還流によって溶鋼内のアルミナ系介在物の分離浮上させる度合よりも、浸漬管11や脱ガス槽10に付着した地金等が溶け出して溶鋼を汚染する度合が高くなり、溶鋼内のアルミナ系介在物を増加させてしまうこととなった。処理後のアルミナ系介在物の個数は4.0個/cm2よりも多くなった(評価「×」)。
In Comparative Examples 3 and 4, although the molten steel reflux amount is 110 ton / min to 140 ton / min in the latter half treatment and the molten steel is weakly refluxed, the time for weak reflux (hereinafter sometimes referred to as weak reflux time) is the total treatment. It is as short as less than 1/2 (less than 50% weak reflux ratio) with respect to time. As a result, in the latter half treatment, the degree of contamination of the molten steel due to melting of the bullion and the like attached to the
比較例5、6では、前半処理の還流時間は、全体処理時間に対して1/3以上で十分であるものの、溶鋼還流量が180ton/min以下であって溶鋼を高還流する状態になっていない。その結果、前半処理において、溶鋼の還流状態が弱いことから溶鋼内のアルミナ系介在物が十分に分離浮上することができず、処理後のアルミナ系介在物の個数は4.0個/cm2よりも多くなった(評価「×」)。
比較例7、8では、前半処理の還流時間がは、全体処理時間に対して1/3以上で十分であるものの、溶鋼還流量が210ton/min以上であって溶鋼を還流が強すぎる。
In Comparative Examples 5 and 6, although the recirculation time of the first half treatment is sufficient to be 1/3 or more of the total treatment time, the molten steel recirculation amount is 180 ton / min or less, and the molten steel is in a state of high recirculation. Absent. As a result, since the reflux state of the molten steel is weak in the first half treatment, the alumina inclusions in the molten steel cannot be sufficiently separated and floated, and the number of alumina inclusions after the treatment is 4.0 / cm 2. (Evaluation “×”).
In Comparative Examples 7 and 8, the reflux time of the first half treatment is 1/3 or more with respect to the total treatment time, but the molten steel reflux amount is 210 ton / min or more and the reflux of the molten steel is too strong.
その結果、前半処理において、溶鋼の還流状態が強いのでより多くのアルミナ系介在物の分離浮上させることができる一方で、溶鋼の還流状態が強すぎるあまり、浸漬管11や脱ガス槽10に付着した地金等が溶け出す速度が早くなる。即ち、還流によってアルミナ系介在物の分離浮上する速度よりも地金が溶け出す速度が勝り、処理後のアルミナ系介在物の個数は4.0個/cm2よりも多くなった(評価「×」)。
比較例9、10では、後半処理の還流時間は、全体処理時間に対して1/2以上で十分であるものの、溶鋼還流量が110ton/min以下であって溶鋼の還流が弱すぎる。
As a result, in the first half treatment, the molten steel reflux state is strong, so that more alumina inclusions can be separated and floated. On the other hand, the molten steel reflux state is too strong and adheres to the
In Comparative Examples 9 and 10, the reflux time of the second half treatment is sufficient to be ½ or more of the total treatment time, but the molten steel reflux amount is 110 ton / min or less and the reflux of the molten steel is too weak.
その結果、後半処理において、溶鋼の還流状態が弱すぎることから溶鋼内のアルミナ系介在物を十分に分離浮上することができず、処理後のアルミナ系介在物の個数は4.0個/cm2よりも多くなった(評価「×」)
比較例11、12では、後半処理の還流時間は、全体処理時間に対して1/2以上で十分であるものの、溶鋼還流量が140ton/min以上であって、後半処理にしては溶鋼の還流が強すぎる。前半処理において多くのアルミナ系介在物が分離浮上するため、後半処理を行う時点では、溶鋼内のアルミナ系介在物が絶対的に少なくなっている。このような状態で、溶鋼を強く還流させると、還流によってアルミナ系介在物の分離浮上する速度よりも地金が溶け出す速度が勝ってしまうことになる。その結果、処理後のアルミナ系介在物の個数は4.0個/cm2よりも多くなった(評価「×」)。
As a result, since the reflux state of the molten steel is too weak in the latter half treatment, the alumina inclusions in the molten steel cannot be sufficiently separated and floated, and the number of alumina inclusions after the treatment is 4.0 /
In Comparative Examples 11 and 12, although the reflux time of the second half treatment is sufficient to be 1/2 or more of the total treatment time, the molten steel reflux amount is 140 ton / min or more, and the reflux of the molten steel is used for the second half treatment. Is too strong. Since many alumina inclusions separate and float in the first half treatment, the alumina inclusions in the molten steel are absolutely reduced at the time of the second half treatment. If the molten steel is strongly refluxed in such a state, the speed at which the metal melts out will be faster than the speed at which the alumina inclusions separate and float by the reflux. As a result, the number of alumina inclusions after the treatment was larger than 4.0 pieces / cm 2 (evaluation “×”).
比較例13、14では、スラグの組成が式(1)を満たしていない状態であって、RH精錬においてFeOやMnOを多く含んだスラグを用いて精錬処理を行ったことになる。スラグがFeOやMnOを多く含んだ状態であると、スラグによって溶鋼中のAl,Ti,Si等の酸素親和力の強い元素を酸化させ非金属介在物、即ち、アルミナ等を増加させてしまう要因となる。その結果、処理後のアルミナ系介在物の個数は4.0個/cm2よりも多くなった(評価「×」)。
比較例15、16では、RH精錬においてスラグの塩基度(C/S)が6.5以下と低く、熱力学平衡論的に溶鋼中のOが大きくなり脱酸が進行しなくなり、アルミナ系介在物が増大する。その結果、処理後のアルミナ系介在物の個数は4.0個/cm2よりも多くなった(評価「×」)。
In Comparative Examples 13 and 14, the slag composition does not satisfy the formula (1), and the smelting was performed using slag containing a large amount of FeO and MnO in RH refining. If the slag contains a large amount of FeO or MnO, the slag oxidizes elements with strong oxygen affinity, such as Al, Ti, Si, etc., in the molten steel, which increases non-metallic inclusions, that is, alumina. Become. As a result, the number of alumina inclusions after the treatment was larger than 4.0 pieces / cm 2 (evaluation “×”).
In Comparative Examples 15 and 16, the basicity (C / S) of slag is as low as 6.5 or less in RH refining, O in the molten steel becomes large in terms of thermodynamic equilibrium, and deoxidation does not proceed. Things increase. As a result, the number of alumina inclusions after the treatment was larger than 4.0 pieces / cm 2 (evaluation “×”).
比較例17、18では、RH精錬においてスラグの塩基度(C/S)が13.5以上と高く、スラグの固相率が高くなった状態である。言い換えれば、スラグの粘性が高い状態であるため、RH精錬では浸漬管11を溶鋼に浸漬する際にスラグが割れ難く、還流中に溶鋼のみならずスラグの一部を吸い上げてしまいやすく、その結果、処理後のアルミナ系介在物の個数は4.0個/cm2よりも多くなった(評価「×」)。スラグが割れ難いと、製品品質を低下させるばかりでなく、操業上大きなトラブルを引き起こす虞がある。
実施例19〜22では、RH精錬でのスラグの塩基度は6.5〜13.5の範囲であり、スラグ中の組成が式(1)を満たした状態である。しかも、前半処理の還流時間は、全体処理時間に対して1/3〜1/2となる範囲であって、溶鋼還流量も180ton/min〜210ton/minの範囲で溶鋼を強還流している。
In Comparative Examples 17 and 18, the basicity (C / S) of slag is as high as 13.5 or more in RH refining, and the solid phase ratio of slag is high. In other words, since the viscosity of the slag is high, in the RH refining, the slag is difficult to break when immersing the
In Examples 19 to 22, the basicity of slag in RH refining is in the range of 6.5 to 13.5, and the composition in the slag satisfies the formula (1). Moreover, the reflux time of the first half treatment is in a range of 1/3 to 1/2 of the total treatment time, and the molten steel reflux is also strongly refluxed in the range of 180 ton / min to 210 ton / min. .
実施例19〜22では、前半処理においては、溶鋼の還流が強すぎず弱すぎないことから、還流によって地金が溶け出す速度よりも還流によって溶鋼内のアルミナ系介在物を分離浮上させる速度が勝ると共に、溶鋼内のアルミナ系介在物の分離浮上させるための時間も十分に取れている。これに加え、スラグに含まれるFeOやMnOも式(1)を満たしており、これらの量が少ないことからこのスラグによってアルミナ系介在物を増加させてしまうことも殆ど無い。
その結果、実施例19〜22では、溶鋼に含まれるアルミナ系介在物を4.0個/cm2以下にすることができた(評価「○」)。
In Examples 19 to 22, in the first half treatment, since the reflux of the molten steel is not too strong and not too weak, the rate of separating and floating alumina inclusions in the molten steel by reflux is higher than the rate at which the metal melts by reflux. In addition to being superior, sufficient time is taken to separate and float the alumina inclusions in the molten steel. In addition to this, FeO and MnO contained in the slag also satisfy the formula (1), and since these amounts are small, the slag hardly increases alumina inclusions.
As a result, in Examples 19 to 22, the alumina inclusions contained in the molten steel could be reduced to 4.0 pieces / cm 2 or less (evaluation “◯”).
実施例23〜26では、実施例19〜22の条件を満たしているが、RH精錬でのスラグの塩基度が8.0〜11の範囲である。この実施例23〜26では、熱力学平衡論的に溶鋼中のOが十分に低減でき、且つ、スラグ粘性が高すぎない範囲にあるため実施例19〜22により多くのアルミナ系介在物を除去することができた。即ち、実施例23〜26では、溶鋼に含まれるアルミナ系介在物を2.0個/cm2以下にすることができた(評価「◎」)。
図2〜4は、表1における実施例及び比較例において、溶鋼還流量とアルミナ系介在物個数との関係をまとめたものである。詳しくは、図2は、後半処理においては、溶鋼還流量を110ton/min〜140ton/minの範囲とし、且つ、還流時間を2/3〜1/2とした上で、前半処理において溶鋼還流量を変化させたものである。図3は、前半処理においては、溶鋼還流量を180ton/min〜210ton/minの範囲とし、且つ、還流時間を1/3〜1/2とした上で、後半処理において溶鋼還流量を変化させたものである。
In Examples 23 to 26, the conditions of Examples 19 to 22 were satisfied, but the basicity of slag in RH refining was in the range of 8.0 to 11. In Examples 23 to 26, O in the molten steel can be sufficiently reduced in terms of thermodynamic equilibrium, and more alumina inclusions are removed than in Examples 19 to 22 because the slag viscosity is not too high. We were able to. That is, in Examples 23 to 26, the alumina inclusions contained in the molten steel could be reduced to 2.0 pieces / cm 2 or less (evaluation “)”).
2 to 4 summarize the relationship between the molten steel reflux amount and the number of alumina inclusions in the examples and comparative examples in Table 1. Specifically, FIG. 2 shows that in the latter half treatment, the molten steel reflux amount is in the range of 110 ton / min to 140 ton / min and the reflux time is 2/3 to 1/2, and the molten steel reflux amount in the first half treatment. Is a change. FIG. 3 shows that in the first half treatment, the molten steel recirculation amount is in the range of 180 ton / min to 210 ton / min and the recirculation time is 1/3 to 1/2, and the molten steel recirculation amount is changed in the second half treatment. It is a thing.
また、図4は、表1における実施例及び比較例において、高還流及び弱還流とアルミナ系介在物個数との関係をまとめたものである。詳しくは、図4は、前半処理の溶鋼還流量を180ton/min〜210ton/minの範囲とし、且つ、後半処理の溶鋼還流量を110ton/min〜140ton/minの範囲とした上で、還流時間(前半処理及び後半処理の還流時間の割合)を変化させたものである。
図2に示すように、前半処理の溶鋼還流量を180ton/min〜210ton/minの範囲とすることで、アルミナ系介在物の個数を4.0個/cm2以下にすることができる。前半処理の溶鋼還流量が180ton/min未満であったり、前半処理の溶鋼還流量が210ton/minを超えると、アルミナ系介在物の個数は4.0個/cm2よりも多くなる。
FIG. 4 summarizes the relationship between high reflux and weak reflux and the number of alumina inclusions in the examples and comparative examples in Table 1. Specifically, FIG. 4 shows that the molten steel reflux amount in the first half treatment is in the range of 180 ton / min to 210 ton / min, and the molten steel reflux amount in the second half treatment is in the range of 110 ton / min to 140 ton / min. (Ratio of reflux time of first half treatment and second half treatment) was changed.
As shown in FIG. 2, the number of alumina inclusions can be reduced to 4.0 pieces / cm 2 or less by setting the molten steel recirculation amount in the first half treatment to a range of 180 ton / min to 210 ton / min. When the molten steel reflux amount in the first half treatment is less than 180 ton / min, or the molten steel reflux amount in the first half treatment exceeds 210 ton / min, the number of alumina inclusions is more than 4.0 pieces / cm 2 .
図3に示すように、後半処理の溶鋼還流量を110ton/min〜140ton/minの範囲とすることで、アルミナ系介在物の個数を4.0個/cm2以下にすることができる。後半処理の溶鋼還流量が110ton/min未満であったり、後半処理の溶鋼還流量が140ton/minを超えると、アルミナ系介在物の個数は4.0個/cm2よりも多くなる。
図4に示すように、後半処理の還流時間が全体処理時間に対して1/2〜2/3の範囲とすることで、アルミナ系介在物の個数を4.0個/cm2以下にすることができる。後半処理の還流時間が1/2未満であったり、後半処理の還流時間が2/3を超えると、アルミナ系介在物の個数は4.0個/cm2よりも多くなる。
As shown in FIG. 3, the number of alumina inclusions can be reduced to 4.0 pieces / cm 2 or less by setting the molten steel recirculation amount in the latter half treatment to a range of 110 ton / min to 140 ton / min. When the molten steel reflux amount in the latter half treatment is less than 110 ton / min, or the molten steel reflux amount in the latter half treatment exceeds 140 ton / min, the number of alumina inclusions is more than 4.0 pieces / cm 2 .
As shown in FIG. 4, the number of alumina inclusions is reduced to 4.0 pieces / cm 2 or less by setting the reflux time of the second half treatment to a range of 1/2 to 2/3 of the total treatment time. be able to. If the reflux time of the second half treatment is less than 1/2 or the reflux time of the second half treatment exceeds 2/3, the number of alumina inclusions exceeds 4.0 pieces / cm 2 .
図5は、溶鋼に含まれるアルミナ系介在物個数と、この溶鋼を元にして製造したベアリングでの転動寿命との関係をまとめたものである。図5において、「◎」、「○」、「×」のプロットの記号は、表1に対応している。
図5に示すように、アルミナ系介在物個数が少なくなる程、ベアリングが破壊に至るまでの転動回数が増加していて転動寿命は長い。一方で、アルミナ系介在物個数が多くなる程、転動寿命となるベアリングの転動回数が減少していて転動寿命は短いことが分かる。転動寿命とアルミナ系介在物個数との傾向を示す傾向線aは右肩下がりとなっている。ここで、傾向線aに着目すると、アルミナ系介在物個数が4.0個/cm2よりも多くなる範囲では、アルミナ系介在物個数が多くなるにつれて転動寿命の変化はあまりなく、転動寿命は50×106回以下である。
FIG. 5 summarizes the relationship between the number of alumina inclusions contained in the molten steel and the rolling life of a bearing produced from the molten steel. In FIG. 5, “◎”, “◯”, and “×” plot symbols correspond to Table 1.
As shown in FIG. 5, as the number of alumina inclusions decreases, the number of rolling times until the bearing breaks increases and the rolling life is longer. On the other hand, it can be seen that as the number of alumina inclusions increases, the number of rolling of the bearing, which is the rolling life, decreases and the rolling life is short. A trend line a indicating a tendency between the rolling life and the number of alumina inclusions is downwardly sloping. Here, paying attention to the trend line a, in the range where the number of alumina inclusions exceeds 4.0 / cm 2 , there is not much change in rolling life as the number of alumina inclusions increases. The lifetime is 50 × 10 6 times or less.
しかしながら、傾向線aを見ると、アルミナ系介在物個数が4.0個/cm2よりも少なくなるにつれて、転動寿命は顕著に増加しており、アルミナ系介在物個数が4.0個/cm2となる位置が臨界線となっている。即ち、傾向線aに着目すると、臨界点を境として転動寿命が50×106回から急激に増加している。
また、アルミナ系介在物個数が2.0個/cm2以下になると、転動寿命は100×106回以上であって、これは、ベアリングの疲労寿命としては非常に優れたものになる。したがって、アルミナ系介在物個数は2.0個/cm2よりも少なくするのが好ましい。
However, looking at the trend line a, as the number of alumina inclusions becomes less than 4.0 / cm 2 , the rolling life increases remarkably, and the number of alumina inclusions becomes 4.0 / The position where cm 2 is the critical line. That is, when attention is paid to the trend line a, the rolling life is rapidly increased from 50 × 10 6 times at the critical point.
When the number of alumina inclusions is 2.0 pieces / cm 2 or less, the rolling life is 100 × 10 6 times or more, which is very excellent as the fatigue life of the bearing. Therefore, the number of alumina inclusions is preferably less than 2.0 / cm 2 .
図6は実施例においてスラグの塩基度とアルミナ系介在物の個数との関係をまとめたものである。
図6に示すように、RH精錬において、スラグの塩基度を6.5〜13.5の範囲で精錬処理した場合、アルミナ系介在物の個数は4.0個/cm2以下となるため、転動寿命が50×106回以上である寿命の長い強固なベアリングを製造することができる。さらに、スラグの塩基度を8〜11の範囲で精錬処理した場合、アルミナ系介在物の個数は2.0個/cm2以下となるため、転動寿命が100×106回以上であるより寿命の長い強固なベアリングを製造することができる。
FIG. 6 summarizes the relationship between the basicity of slag and the number of alumina inclusions in the examples.
As shown in FIG. 6, in the RH refining, when the basicity of slag is refined in the range of 6.5 to 13.5, the number of alumina inclusions is 4.0 pieces / cm 2 or less. It is possible to manufacture a long-life bearing having a rolling life of 50 × 10 6 times or more. Furthermore, when the basicity of the slag is refined in the range of 8 to 11, the number of alumina inclusions is 2.0 pieces / cm 2 or less, so that the rolling life is 100 × 10 6 times or more. A strong bearing with a long life can be manufactured.
したがって、高清浄度鋼を製造するにあたり、本発明の高清浄度鋼の製造方法を採用すれば、当該高清浄度鋼で製造した機械部品(例えば、ベアリング)の疲労寿命(転動寿命)を優れたものにすることが可能となる。 Therefore, when the high cleanliness steel manufacturing method of the present invention is adopted in manufacturing the high cleanliness steel, the fatigue life (rolling life) of the machine parts (for example, bearings) manufactured with the high cleanliness steel is reduced. It becomes possible to make it excellent.
1 転炉
2 取鍋
3 二次精錬装置
5 取鍋精錬装置
6 RH装置
1
Claims (2)
前記還流式真空脱ガス装置で行う精錬処理でのスラグの塩基度を6.5以上13.5以下とし、且つ、スラグ中の組成が式(1)を満たすようにすると共に、
前記還流式真空脱ガス装置の全処理時間に対して、1/3〜1/2となる範囲の前半処理では、式(2)で求められる溶鋼還流量が180ton/min以上、210ton/min以下である高還流状態とし、
前記前半処理後に行う後半処理では、式(2)で求められる溶鋼還流量が110ton/min以上、140ton/min以下である弱還流状態とすることを特徴とする高清浄度鋼の製造方法。
The basicity of the slag in the refining process performed in the reflux-type vacuum degassing apparatus is 6.5 or more and 13.5 or less, and the composition in the slag satisfies the formula (1),
In the first half treatment within a range of 1/3 to 1/2 with respect to the total treatment time of the reflux type vacuum degassing apparatus, the molten steel reflux amount obtained by the formula (2) is 180 ton / min or more and 210 ton / min or less. A high reflux state,
In the second half treatment performed after the first half treatment, a method for producing a high cleanliness steel, characterized in that a molten steel reflux amount obtained by the formula (2) is in a weak reflux state of 110 ton / min or more and 140 ton / min or less.
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