JP5300860B2 - 極低炭素フェライト系ステンレス鋼の製造方法 - Google Patents

Description

本発明は、極低水準の炭素を含む高純度のフェライト系ステンレス鋼の製造方法に関し、より詳細には、ＶＯＤ（Ｖａｃｕｕｍ Ｏｘｙｇｅｎ Ｄｅｃａｒｂｕｒｉｚａｔｉｏｎ）スラグ中のＣｒ_２Ｏ_３の含有量と適正な組成及び液相分率などを制御して真空脱炭精錬効率を極大化することにより、短時間内に極低炭素フェライト系ステンレス鋼を製造する方法に関する。

一般的に、クロム（Ｃｒ）濃度が１０〜３０ｗｔ％のフェライト系ステンレス鋼は、高耐食／高加工性を要する所に適用され、このとき、耐食性及び加工性の向上のため、浸入型元素である炭素の濃度を１００ｐｐｍ以下（特別な場合、５０ｐｐｍ以下）の非常に低い水準として含むことが要求されている。この場合、通常の希釈脱炭ＡＯＤ精錬法では限界があることから真空ＶＯＤ精錬法が適用され、これを達成するため、次のような真空脱炭技術が報告されている。

特開１９９７−３１６５２８号公報では、酸素吹錬時、ステンレス溶鋼の飛散、すなわち、スプラッシュ現象により、真空槽、浸漬管の内壁及び酸素ランスの先端に溶鋼が融着する現象を減らすと同時に、Ｃｒロスを低減する真空脱炭精錬のため、脱炭開始前の塩基度（％ＣａＯ／％ＳｉＯ_２）（以下、Ｃ／Ｓと表記）１〜４、（Ａｌ_２Ｏ_３）含有量５〜３０ｗｔ％組成のフラックスを４４０〜２６５０ｋｇ程度浸漬管内に添加して溶融スラグを生成した後、真空精錬する方法を提案した。しかし、前記スラグ組成は、シリコン（Ｓｉ）脱酸を前提とした場合に相当するスラグ組成であって、アルミニウム（Ａｌ）脱酸が必要なフェライト系溶鋼の製造時には適用できないというデメリットがある。

特許第３６１６４２３号明細書では、ＶＯＤ精錬法により、ステンレス溶鋼脱炭時、極低炭素領域における脱炭速度の低下、酸素吹錬の終了時点の制御における精度の低下、過剰の酸素吹錬によるＣｒ酸化及びスラグの流動性の劣化、これによるＳｉ、Ａｌなどの還元剤の消費量の増加などを解決するため、粗脱炭後、スラグのＣ／Ｓ＝１．５〜３．５に制御し、これにＣａＯ−Ａｌ_２Ｏ_３系フラックスを投入して、スラグ組成を（ｗｔ％ＣａＯ）／（ｗｔ％ＳｉＯ_２＋ｗｔ％Ａｌ_２Ｏ_３）（以下、Ｃ／（Ｓ＋Ａ）と表記）＝１．２〜３．０の範囲で調整し、真空下酸素吹錬後、ガス中の酸素濃度から計算されたＣｒ_２Ｏ_３の発生量が４０％以下となったとき、吹錬を中止した後、ガスの撹拌によって脱炭を促進する方法を提案した。しかし、真空開始前に、Ｃ／（Ｓ＋Ａ）＝１．２〜３．０の組成を制御するためにＣａＯ−Ａｌ_２Ｏ_３系フラックスを投入した場合、粗脱炭後、スラグの重量（または容積）、スラグのＣ／Ｓ比を機器の測定及び分析によってのみ確認することができ、このためには、相当な時間がかかる。

特許第３７５２８０１号明細書では、減圧下ステンレス溶鋼の脱炭精錬時、Ｃｒロスを抑制しかつ脱炭工程を短縮するため、粗脱炭後（真空脱炭前）、溶鋼中の炭素濃度を０．２５〜０．１ｗｔ％とし、未脱酸出鋼後、減圧下酸素吹錬を行う。ここで、取鍋底での不活性ガスの供給流量を５Ｎｌ／ｍｉｎ．ｔ−ｓｔｅｅｌ以上とし、このとき生成されるスラグの重量を１５ｋｇ／ｔ−ｓｔｅｅｌ以下とすることを提案した。しかし、酸素吹錬時に発生するスラグの重量を１５ｋｇ／ｔ−ｓｔｅｅｌ以下に制御するためには、真空下酸素吹錬中にスラグの重量を測定するため、吹錬を一時的に中止しなければならないという問題がある。さらには、真空を解除し、大気圧下でスラグの重量の測定を行った後、再び真空下酸素吹錬をしなければならないという問題が生じ得る。

韓国公開特許第１０−０５２３１０５号公報では、ＶＯＤ法による極低炭素を含むフェライト系ステンレス鋼の精錬時にスラグによる脱炭反応を促進し、脱炭終了後、溶鋼の炭素汚染（Ｃピックアップ（Ｃ Ｐｉｃｋ−ｕｐ）という）の抑制のため、酸素吹錬の終了後、スラグ中の（Ｃｒ_２Ｏ_３）含有量を２５〜４５ｗｔ％、（ｗｔ％ＣａＯ）／（ｗｔ％Ａｌ_２Ｏ_３）（以下、Ｃ／Ａと表記）比を１．０以下に制御し、真空脱炭ステップでＣａＯを投入する方法を提案した。しかし、約１７００℃での精錬温度に相当するＣａＯ−Ａｌ_２Ｏ_３−Ｃｒ_２Ｏ_３のスラグの平衡状態図から、Ｃ／Ａ＜０．７の組成範囲では、スラグ中のＣｒ_２Ｏ_３とＡｌ_２Ｏ_３との反応により熱力学的に非常に安定したコランダム（化学記号（Ｃｒ，Ａｌ）_２Ｏ_３）化合物が生成されることがわかり、これは、熱力学的原理により脱炭反応の駆動力を低下させる結果をもたらすことになる。

特開２００６−２１３９６０号公報では、脱炭効率が高くかつＣピックアップを抑制し得るステンレス鋼の脱炭のため、真空下酸素吹錬の終了後、不活性ガスの撹拌による真空脱炭の前後に溶鋼中の酸素濃度を測定する。また、予め算出した式によってスラグ中のＣｒ_２Ｏ_３の含有量を推定し、その最終含有量が１０〜３０ｗｔ％となるように脱酸剤を添加する方法を提案した。しかし、溶鋼中の酸素濃度を測定するためには、高価格の酸素センサを毎回用いなければならず、これは、費用及び精錬時間の増加をもたらす。さらに、溶鋼中の酸素濃度からスラグ中のＣｒ_２Ｏ_３の濃度を推定しても、Ｃｒ_２Ｏ_３の含有量が１０〜３０ｗｔ％となるように制御するための脱酸剤の投入量を算出するためには、スラグの重量（または容積）に関する情報が必要であるにもかかわらず、これに関する具体的な測定方法は提示されていない。

特開１９９７−３１６５２８号公報 特許第３６１６４２３号明細書 特許第３７５２８０１号明細書 韓国公開特許第１０−０５２３１０５号公報 特開２００６−２１３９６０号公報

そこで、本発明は、前述した従来の問題を解決するためになされたものであって、その目的は、ＶＯＤ真空脱炭精錬過程において、スラグ中のＣｒ_２Ｏ_３の含有量と適正な組成及び液相分率を制御して真空脱炭精錬効率を極大化することにより、短時間内に極低炭素フェライト系ステンレス鋼の製造方法を提供することにある。

本発明に係る極低炭素フェライト系ステンレス鋼の製造方法は、ＡＯＤ精錬炉にて粗脱炭及び脱窒後、未脱酸状態で溶鋼を取鍋に出鋼した後、前記取鍋の溶鋼の上部における未脱酸スラグを除去するステップと、前記取鍋を大型の真空槽に安着して減圧した後、前記溶鋼の上部からランスを介して酸素ガスを吹き込んで脱炭反応を行うステップと、前記酸素吹錬の開始時点でＡｌを投入して、Ａｌ_２Ｏ_３を生成させるステップと、前記酸素吹錬の終了時点で生石灰を投入して、ＣａＯ−Ａｌ_２Ｏ_３−Ｃｒ_２Ｏ_３−ＭｇＯ系スラグを形成させ、酸素吹錬の終了後、流動性が良好な前記スラグと溶鋼との反応を通じて、スラグ中の［Ｃｒ_２Ｏ_３］と溶鋼中の［Ｃ］との反応により真空微細脱炭が促進されるステップと、前記真空微細脱炭効率を極大化するため、取鍋底の多孔性プラグを介してＡｒのような不活性ガスを供給するステップとを含んでなる。

また、本発明の他の実施例による極低炭素フェライト系ステンレス鋼の製造方法は、ＡＯＤ精錬炉にて粗脱炭及び脱窒後、未脱酸状態で溶鋼を取鍋に出鋼した後、前記取鍋の溶鋼の上部における未脱酸スラグを除去するステップと、前記取鍋を大型の真空槽に安着して減圧した後、前記溶鋼の上部からランスを介して酸素ガスを吹き込んで脱炭反応を行うステップと、前記酸素吹錬の終了時点で真空ホッパーを用いてＣａＯ．Ａｌ_２Ｏ_３フラックスを投入して、ＣａＯ−Ａｌ_２Ｏ_３−Ｃｒ_２Ｏ_３−ＭｇＯ系スラグを形成させるステップと、前記酸素吹錬の終了後、流動性が良好な前記スラグと溶鋼との活発な反応を通じて、スラグ中の［Ｃｒ_２Ｏ_３］と溶鋼中の［Ｃ］との反応により真空微細脱炭が促進されるステップと、前記真空微細脱炭効率を極大化するため、取鍋底の多孔性プラグを介してＡｒのような不活性ガスを供給するステップとを含んでなる。

本発明において、前記ＡＯＤ粗脱炭の終了後、溶鋼中の炭素及び窒素の濃度が、それぞれ０．２〜０．４ｗｔ％、１００ｐｐｍ以下であることが好ましい。

また、本発明において、前記酸素吹錬機に、１０００〜１６００Ｎｍ^３／ｈｒの流量で酸素ガスを供給して脱炭することが好ましい。

さらに、本発明は、前記酸素吹錬の開始時点で１．２〜３．８ｋｇ／ｔ−ｓｔｅｅｌのＡｌを投入することが好ましい。

また、本発明は、前記酸素吹錬の終了時点で２．５〜５．０ｋｇ／ｔ−ｓｔｅｅｌの生石灰を投入することが好ましい。

さらに、本発明において、前記ＣａＯ．Ａｌ_２Ｏ_３フラックスは、１０〜５０ｍｍ大で７〜１０ｋｇ／ｔ−ｓｔｅｅｌ投入する。

また、本発明において、前記スラグは、（ｗｔ％ＣａＯ）／（ｗｔ％Ａｌ_２Ｏ_３）：０．５〜１．０、Ｃｒ_２Ｏ_３：１５〜６０ｗｔ％、ＭｇＯ＜７ｗｔ％であり、前記ＣａＯ．Ａｌ_２Ｏ_３フラックスは、（ｗｔ％ＣａＯ）／（ｗｔ％Ａｌ_２Ｏ_３）：０．５〜０．８、（ＳｉＯ_２）＋（ＭｇＯ）＋（ＴｉＯ_２）＜１５ｗｔ％である。

本発明は、過度の酸素吹錬に頼っていた従来の極低炭素フェライト系ステンレス鋼の製造方法に対して、一定量の酸素吹錬の終了後、塊状のＣａＯ．Ａｌ_２Ｏ_３フラックスの投入により、スラグ中のクロム酸化物の活動度と液相分率との積が高い最適なスラグ組成を制御して低炭素領域における真空微細脱炭効率を極大化することにより、耐食性及び加工性を低下させる炭素濃度が非常に低いフェライト系ステンレス鋼を得ることができる。

本発明の好ましい実施例による極低炭素フェライト系ステンレス鋼の製造方法を示すフローチャートである。 １７００℃で、ＣａＯ−Ａｌ_２Ｏ_３−Ｃｒ_２Ｏ_３−５ｗｔ％ＭｇＯの４元系スラグの液相分率に及ぼすクロム酸化物の含有量による影響を示すグラフである。 １７００℃で、ＣａＯ−Ａｌ_２Ｏ_３−Ｃｒ_２Ｏ_３−５ｗｔ％ＭｇＯの４元系スラグの液相領域においてクロム酸化物の熱力学的活動度を示すグラフである。 スラグの液相分率とクロム酸化物の活動度との積をクロム酸化物の含有量に対して示すグラフである。 １６００℃、真空条件でスラグのＣ／Ａ比及びクロム酸化物の含有量に応じた２１ｗｔ％Ｃｒを含むフェライト系ステンレス溶鋼の脱炭効率を示すグラフである。 １７００℃で、ＣａＯ−Ａｌ_２Ｏ_３−Ｃｒ_２Ｏ_３−５ｗｔ％ＭｇＯの４元系スラグの安定相を示す平衡状態図である。

以下、添付図面を参照して本発明の好ましい実施例を説明する。

図１は、本発明の好ましい実施例による極低炭素フェライト系ステンレス鋼の製造方法を示すフローチャートである。本発明の好ましい実施例による極低炭素フェライト系ステンレス鋼の製造方法は、ＡＯＤ精錬炉にて粗脱炭及び脱窒精錬を行うことにより、１００ｐｐｍ以下の窒素と０．２〜０．４ｗｔ％の炭素とを含む溶鋼を、未脱酸（ＡｌまたはＦｅＳｉなどの脱酸剤を添加していない状態をいう）状態で取鍋に出鋼するステップと、前記取鍋の溶鋼の上部に浮遊する未脱酸スラグを除去するステップと、前記取鍋を大型の真空槽に安着した後、１００ｍｂａｒ以下の圧力で減圧を行うステップと、前記溶鋼の上部からランスを介して１０００〜１６００Ｎｍ^３／ｈｒの流量の酸素ガスの吹き込み（酸素吹錬という）による脱炭反応が行われるステップと、前記酸素吹錬の開始時点で１．２〜３．８ｋｇ／ｔ−ｓｔｅｅｌのＡｌを投入して、（Ａｌ_２Ｏ_３）を人為的に生成させるステップと、前記酸素吹錬の終了時点で２．５〜５．０ｋｇ／ｔ−ｓｔｅｅｌの生石灰を投入して、結果的に、流動性が良好なＣａＯ−Ａｌ_２Ｏ_３−Ｃｒ_２Ｏ_３−ＭｇＯ系スラグを形成させるステップと、もしくは前記２つのステップを省略し、酸素吹錬の終了時点で真空ホッパーを用いて１０〜５０ｍｍ大のＣａＯ．Ａｌ_２Ｏ_３フラックス（ｆｌｕｘ）を７〜１０ｋｇ／ｔ−ｓｔｅｅｌ投入して、流動性が良好なＣａＯ−Ａｌ_２Ｏ_３−Ｃｒ_２Ｏ_３−ＭｇＯ系スラグを形成させるステップと、酸素吹錬の終了後、前記流動性が良好なスラグと溶鋼との活発な反応を通じて、スラグ中の［Ｃｒ_２Ｏ_３］と溶鋼中の［Ｃ］との反応により真空（１０ｍｂａｒ以下）微細脱炭が促進されるステップと、前記真空微細脱炭効率を極大化するため、取鍋底の多孔性プラグを介してＡｒのような不活性ガスを供給するステップとを含んでなる。

図２は、１７００℃で、ＣａＯ−Ａｌ_２Ｏ_３−Ｃｒ_２Ｏ_３−５ｗｔ％ＭｇＯの４元系スラグの液相分率（ｆ_{ｌｉｑｕｉｄ}）に及ぼすクロム酸化物の含有量による影響を示すグラフであって、スラグ中のクロム酸化物の含有量が２０ｗｔ％以下のとき、スラグのＣ／Ａ比にかかわらず、９０％以上の液相が確保されるのに対し、クロム酸化物の含有量が３０ｗｔ％以上のときには、スラグのＣ／Ａ比が増加するにつれ、ｆ_{ｌｉｑｕｉｄ}が急激に減少することがわかる。

図３は、１７００℃で、ＣａＯ−Ａｌ_２Ｏ_３−Ｃｒ_２Ｏ_３−５ｗｔ％ＭｇＯの４元系スラグの液相領域においてクロム酸化物の熱力学的活動度（ａ_ＣｒＯｘ）を示すグラフであって、スラグ中のクロム酸化物の含有量が６０ｗｔ％以下のとき、スラグのＣ／Ａ比が増加するにつれ、ａ_ＣｒＯｘは、急激に減少することがわかる。また、Ｃ／Ａ＝０．５のときには、クロム酸化物の含有量に応じてａ_ＣｒＯｘが増加し、３０ｗｔ％以上では一定値を示すのに対し、Ｃ／Ａ≦１．０のときには、クロム酸化物の含有量が約６０ｗｔ％まで増加するにつれ、ａ_ＣｒＯｘは、直線的に増加する傾向を示している。

図４は、図２及び図３の結果から導き出すことができ、スラグの液相分率とクロム酸化物の活動度との積をクロム酸化物の含有量に対して示すグラフである。スラグのＣ／Ａ比が増加するほど、ｆ_{ｌｉｑｕｉｄ}×ａ_ＣｒＯｘの値は減少し、同じＣ／Ａ比では、クロム酸化物の濃度に対して最大値を有する傾向を示している。

既に公知の文献によれば、炭素濃度が高い領域では、下記式１の反応により溶鋼中の炭素がＣＯガスによって除去され、このとき、固有量の酸素ガスを十分に供給することにより脱炭反応を促進できることが知らされている。

［Ｃ］＋１／２Ｏ_２（ｇ）＝ＣＯ（ｇ） −−−（１）

ここで、（ｇ）は、ガスの状態を意味する。しかし、溶鋼中の炭素濃度が数百ｐｐｍ以下の濃度領域に減少すると、脱炭反応速度が急減に減少すると同時に、溶鋼の主な合金成分であるＣｒは、下記式２により（Ｃｒ_２Ｏ_３）に酸化する。

２［Ｃｒ］＋３／２Ｏ_２（ｇ）＝（Ｃｒ_２Ｏ_３） −−−（２）

したがって、炭素濃度が低い領域では、酸素ガスの供給を遮断し、酸素吹錬機で発生した（Ｃｒ_２Ｏ_３）と溶鋼中の炭素とで、下記式３のような反応を誘導する。

（Ｃｒ_２Ｏ_３）＋３［Ｃ］＝２［Ｃｒ］＋３ＣＯ（ｇ） −−−（３）

式３に表された脱炭反応の平衡定数は、下記式４のように表すことができる。

Ｋ＝｛（ａ_Ｃｒ）^２・（Ｐ_ＣＯ）^３｝／｛ａ_{Ｃｒ２Ｏ３}・（ａ_Ｃ）^３｝ −−−（４）

式４から、スラグ中のクロム酸化物の活動度であるａ_{Ｃｒ２Ｏ３}が大きく、かつＣＯガスの分圧であるＰ_ＣＯが低いほど、脱炭反応の駆動力が大きくなり、このとき、真空条件が一定であれば、脱炭反応の効率は、ａ_{Ｃｒ２Ｏ３}によって左右されることがわかる。しかし、実際の反応は、このような熱力学的駆動力のみならず、速度論的因子にも影響され、これは、スラグの流動性が脱炭反応に影響を及ぼすことを示唆する。純粋な（Ｃｒ_２Ｏ_３）は、融点が非常に高い（約２３３０℃）酸化物であって、一般的な精錬温度である１６００〜１７００℃では固体として存在する。そのため、熱力学的には、純粋な（Ｃｒ_２Ｏ_３）と溶鋼中の炭素とが反応することが最も好ましいが、その速度は非常に遅く、適正な時間内に所望する水準の炭素濃度まで精錬を完了できなくなる。したがって、ａ_{Ｃｒ２Ｏ３}が減少しても、適切なスラグの流動性を確保することが必須的であり、このため、添加剤（以下、フラックスという）を投入することにより、流動性スラグを形成させることが欠かせない。

上記図２〜４で述べているように、酸素吹錬機で発生した（Ｃｒ_２Ｏ_３）を、（ＣａＯ）、（Ａｌ_２Ｏ_３）、（ＭｇＯ）などの成分を添加して希釈することによる液相スラグの分率と（Ｃｒ_２Ｏ_３）の活動度とを熱力学的に計算することができ、好ましくは、２つの値の積が高い領域を選択することが必要になる。このとき、（ＣａＯ）は、生石灰の形態で投入することができ、（ＭｇＯ）は、酸素吹錬機でＶＯＤ取鍋耐火物から物理化学的な原因によって自然的に発生する。しかし、純粋な（Ａｌ_２Ｏ_３）は、非常に高い価格であるため、単独で添加することが難しく、これを解消するために、次のような方法を用いることができる。

第一に、酸素吹錬の初期に一定量のＡｌを投入することにより、下記式５によって（Ａｌ_２Ｏ_３）を生成させることができる。

２［Ａｌ］＋３［Ｏ］＝（Ａｌ_２Ｏ_３） −−−（５）

したがって、酸素吹錬機で（Ａｌ_２Ｏ_３）、（Ｃｒ_２Ｏ_３）、及び少量の（ＭｇＯ）が生成され、酸素吹錬の終了後に生石灰を投入することにより、ｆ_{ｌｉｑｕｉｄ}×ａ_ＣｒＯｘの値が高いＣａＯ−Ａｌ_２Ｏ_３−Ｃｒ_２Ｏ_３−ＭｇＯのスラグを形成することができる。

第二に、上記のように、酸素吹錬の初期にＡｌを投入して（Ａｌ_２Ｏ_３）を生成するためには、酸素の追加供給と共に、吹錬時間がさらに必要になる。したがって、より好ましくは、酸素吹錬の終了後、真空状態において塊状のＣａＯ．Ａｌ_２Ｏ_３フラックスを一定量投入することにより、ｆ_{ｌｉｑｕｉｄ}×ａ_ＣｒＯｘの値が高いＣａＯ−Ａｌ_２Ｏ_３−Ｃｒ_２Ｏ_３−ＭｇＯのスラグを形成することができる。この場合、上記第一の方法に比べて、精錬時間の短縮及び脱炭効率の増大効果を同時に満足することができる。

図５は、１６５０℃、真空条件でスラグのＣ／Ａ比及びクロム酸化物の含有量に応じた２１ｗｔ％Ｃｒを含むフェライト系ステンレス溶鋼の脱炭効率を示すグラフである。ここで、脱炭効率は、下記式６によって求めることができる。

脱炭効率（％）＝｛１−（最終炭素濃度）／（初期の炭素濃度）｝×１００ −−−（６）

スラグのＣ／Ａ比が１．３のときよりも０．６のとき、そして、スラグ中のクロム酸化物の含有量が２０ｗｔ％のときよりも６０ｗｔ％のとき、さらに高い脱炭効率を示しており、スラグのＣ／Ａ比がより支配的な因子であることがわかる。

また、従来例における微細脱炭機のスラグ組成を本発明例における場合と比較して、真空微細脱炭効果を表１に示している。

上記表１に示すように、発明例ではいずれも、従来例と比較して、Ｃピックアップになることなく、微細脱炭効果が非常に優れていることがわかる。

図６に示すように、１７００℃の温度で、５ｗｔ％ＭｇＯを含む従来の微細脱炭スラグ組成は、Ｃ／Ａ＜１．０、（Ｃｒ_２Ｏ_３）＞５０ｗｔ％であり、主に、液相スラグと共に、ＭｇＯ．Ｃｒ_２Ｏ_３クロマイト、（Ａｌ，Ｃｒ）_２Ｏ_３コランダム、及び（Ｍｇ，Ａｌ）（Ａｌ，Ｃｒ）_２Ｏ_４スピネル化合物が相互共存する状態に相当することがわかる。この場合、熱力学的に非常に安定したコランダム、スピネルのような化合物の生成は、前述の上記式３及び４で述べているように、スラグ中の（Ｃｒ_２Ｏ_３）の活動度の減少を意味するため、これは、つまり、脱炭効率が低下の原因となる。しかし、本発明で提案した微細脱炭スラグ組成は、０．５≦（Ｃ／Ａ）≦１．０、１５≦（ｗｔ％Ｃｒ_２Ｏ_３）≦６０であり、主に、液相スラグと共にクロマイトが共存し、少量のＣａＯ．Ｃｒ_２Ｏ_３、Ｃｒ_２Ｏ_３、コランダム化合物が存在していることがわかる。既に公知の文献によれば、クロマイト化合物は、分解及び溶解がコランダムまたはスピネル化合物に比べて比較的容易であるため、脱炭反応の効率が大きく減少することは発生しないことがわかる。

結果的に、極低炭素フェライト系ステンレス溶鋼の真空脱炭時、微細脱炭スラグのＣ／Ａ比及び（Ｃｒ_２Ｏ_３）含有量を最適化し、これを満足するために、本発明で提案されたＣａＯ．Ａｌ_２Ｏ_３フラックスの投入時期、投入量、投入方法を適用したり、あるいは酸素吹錬の開始前にＡｌを投入し、酸素吹錬の終了後に生石灰を投入して前記最適な組成を満足する方法を適用することにより、炭素濃度５０ｐｐｍ以下の水準を達成することができる。

［実施例］
以下、本発明の実施例について説明する。

Ｆｅ−１８％Ｃｒ組成を有するように、電気炉にてくず鉄や合金鉄などを溶解した後、ＡＯＤ精錬炉にて粗脱炭工程を経て約１７００℃の温度で取鍋に出鋼した。前記取鍋には、溶鋼とスラグとがあり、真空脱炭効率を高めるために、機械的な方法によってスラグを除去した。このとき、溶鋼温度は約１６３０℃、炭素濃度は０．２６ｗｔ％、窒素濃度は９５ｐｐｍとして測定された。このとき、炭素濃度が０．２％未満であれば、真空精錬時、ＣＯ気泡の発生量が少なく、脱窒反応の促進効果を期待できなくなり、炭素濃度が０．４％以上になると、精錬時間が非常に長くなるという問題が生じ得る。また、窒素濃度が１００ｐｐｍ以上になると、真空精錬時、ＣＯ気泡による脱窒反応が行われるとしても、所望する水準の低い窒素濃度に到達できないことがある。前記取鍋を真空槽の位置する脱炭精錬スタンドに移してカバーを被せた後、溶鋼の上部からランスを用いて気体酸素を供給して、３０分間脱炭精錬を行った。反応終了後の溶鋼温度は約１７６０℃まで上昇し、溶鋼の組成は、下記表２のように分析された。

酸素吹錬の終了直後、真空雰囲気下でホッパーを用いて１０〜５０ｍｍ大のＣａＯ．Ａｌ_２Ｏ_３フラックスを８．８ｋｇ／ｔ−ｓｔｅｅｌ投入し、取鍋底からＡｒを供給して、強力な撹拌による微細脱炭を２０分間行った。下記表３には、微細脱炭を行った後、スラグ試料を採取して分析した結果を、表４には、溶鋼成分を示している。

上記表３のスラグ成分から、スラグのＣ／Ａ＝０．６９、クロム酸化物の含有量は５９．３ｗｔ％、（ＭｇＯ）含有量は６．３ｗｔ％であって、本発明で提案した範囲を満足しており、結果的に、溶鋼中の炭素濃度３９ｐｐｍが得られる。真空微細脱炭の終了後、クロム酸化物の還元及び溶鋼脱酸の目的から、Ａｌ及びＴｉスポンジを投入して、Ａｌ、Ｔｉの濃度を最終調整した。下記表５には、最終真空精錬の終了後における溶鋼成分を示している。

真空下各種合金鉄の投入により、少量のＣ、Ｎピックアップ現象があるが、従来の技術を適用した際のピックアップの程度に比べて、極めてわずかな水準であることがわかる。

以上のように、詳細な説明及び図面を通じて本発明の最適な実施例を開示した。用語は、単に本発明を説明するための目的で使用されたものであって、意味の限定または特許請求の範囲に記載された本発明の範囲を制限するためのものではない。そのため、本技術分野における通常の知識を有する者であれば、これより様々な変形及び均等な他の実施例が可能であることを理解することができる。したがって、本発明の真の技術的保護の範囲は、添付された特許請求の範囲の技術的思想により定められなければならない。

Claims (8)

1. 極低炭素フェライト系ステンレス鋼の製造方法において、
   ＡＯＤ精錬炉にて粗脱炭及び脱窒後、未脱酸状態で溶鋼を取鍋に出鋼した後、前記取鍋の溶鋼の上部における未脱酸スラグを除去するステップと、
   前記取鍋を大型の真空槽に安着して減圧した後、前記溶鋼の上部からランスを介して酸素ガスを吹き込んで脱炭反応を行うステップと、
   前記酸素吹錬の開始時点でＡｌを投入して、Ａｌ_２Ｏ_３を生成させるステップと、
   前記酸素吹錬の終了時点で生石灰を投入して、ＣａＯ−Ａｌ_２Ｏ_３−Ｃｒ_２Ｏ_３−ＭｇＯ系スラグを形成させ、酸素吹錬の終了後、流動性が良好な前記スラグと溶鋼との反応を通じて、スラグ中の［Ｃｒ_２Ｏ_３］と溶鋼中の［Ｃ］との反応により真空微細脱炭が促進されるステップと、
   前記真空微細脱炭効率を極大化するため、取鍋底の多孔性プラグを介してＡｒのような不活性ガスを供給するステップと
   を含んでなることを特徴とする、極低炭素フェライト系ステンレス鋼の製造方法。
2. 極低炭素フェライト系ステンレス鋼の製造方法において、
   ＡＯＤ精錬炉にて粗脱炭及び脱窒後、未脱酸状態で溶鋼を取鍋に出鋼した後、前記取鍋の溶鋼の上部における未脱酸スラグを除去するステップと、
   前記取鍋を大型の真空槽に安着して減圧した後、前記溶鋼の上部からランスを介して酸素ガスを吹き込んで脱炭反応を行うステップと、
   前記酸素吹錬の終了時点で真空ホッパーを用いてＣａＯ．Ａｌ_２Ｏ_３フラックスを投入して、ＣａＯ−Ａｌ_２Ｏ_３−Ｃｒ_２Ｏ_３−ＭｇＯ系スラグを形成させるステップと、
   前記酸素吹錬の終了後、流動性が良好な前記スラグと溶鋼との活発な反応を通じて、スラグ中の［Ｃｒ_２Ｏ_３］と溶鋼中の［Ｃ］との反応により真空微細脱炭が促進されるステップと、
   前記真空微細脱炭効率を極大化するため、取鍋底の多孔性プラグを介してＡｒのような不活性ガスを供給するステップと
   を含み、
   前記スラグは、（ｗｔ％ＣａＯ）／（ｗｔ％Ａｌ _２ Ｏ _３ ）：０．５〜１．０、Ｃｒ _２ Ｏ _３ ：１５〜６０ｗｔ％、ＭｇＯ＜７ｗｔ％であることを特徴とする、極低炭素フェライト系ステンレス鋼の製造方法。
3. 前記ＡＯＤ粗脱炭の終了後、溶鋼中の炭素及び窒素の濃度が、それぞれ０．２〜０．４ｗｔ％、１００ｐｐｍ以下であることを特徴とする、請求項１または２に記載の極低炭素フェライト系ステンレス鋼の製造方法。
4. 前記酸素吹錬機に、１０００〜１６００Ｎｍ３／ｈｒの流量で酸素ガスを供給して脱炭することを特徴とする、請求項１または２に記載の極低炭素フェライト系ステンレス鋼の製造方法。
5. 前記酸素吹錬の開始時点で１．２〜３．８ｋｇ／ｔ−ｓｔｅｅｌのＡｌを投入することを特徴とする、請求項１に記載の極低炭素フェライト系ステンレス鋼の製造方法。
6. 前記酸素吹錬の終了時点で２．５〜５．０ｋｇ／ｔ−ｓｔｅｅｌの生石灰を投入することを特徴とする、請求項１に記載の極低炭素フェライト系ステンレス鋼の製造方法。
7. 前記ＣａＯ．Ａｌ_２Ｏ_３フラックスは、１０〜５０ｍｍ大で７〜１０ｋｇ／ｔ−ｓｔｅｅｌ投入することを特徴とする、請求項２に記載の極低炭素フェライト系ステンレス鋼の製造方法。
8. 前記ＣａＯ．Ａｌ_２Ｏ_３フラックスは、（ｗｔ％ＣａＯ）／（ｗｔ％Ａｌ_２Ｏ_３）：０．５〜０．８、（ＳｉＯ_２）＋（ＭｇＯ）＋（ＴｉＯ_２）＜１５ｗｔ％であることを特徴とする、請求項２に記載の極低炭素フェライト系ステンレス鋼の製造方法。

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