JPS5922766B2 - 製鋼法 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

本発明は連続鋳造工程にて気泡を発生させることなく、
リムド鋼相当のＴ、 （Ａｌ ） （ｔｏｔａｌ Ａｌ
含有量）及び（Ｓｉ）（Ｓｉ含有量）を有する鋼を製造
する方法に関する。 リムド鋼は精錬過程で故意に脱酸を殆んど行わず、造塊
時に多量のＣＯガスを発生させ、その気泡によるリミン
グアクションにより凝固界面の不純物を洗い流して製造
される鋼種である。 これを連続鋳造法の如（凝固の進行とともに鋳片を引抜
移動させる方法によって製造せんとする場合は、気泡の
発生が激し過ぎると鋳型内の湯動きが活発となる為に、
又は未凝固溶鋼の深部からの突沸現象が起こる為に危険
であり、気泡の発生が弱（ても連続鋳造時の凝固速度が
早いため、表面近傍に微細な気泡がトラップされて製品
においてピンホール欠陥が生じるという問題が存在する
ため、リムド鋼の連続鋳造化は殆んど行われていない。 従って連続鋳造適用鋼種としては、ＡＩあるいはＳｉに
より脱酸を行ったギルド鋼及びセミキルド鋼に限定され
るが、Ｓｉギルド鋼は勿論のこと、Ａｌギルド鋼、Ａｌ
−８ｉキルド鋼もＡ１によるスラグ中あるいは耐火物中
のＳｉＯ２の還元によって溶鋼中の（Ｓｉ）が増加し、
このよりなＳｉの存在によって深絞り性の劣化、Ｚｎメ
ッキ密着性の劣化、テンパーカシ−の発生、カラー鋼板
腰折れ等の品質上の問題が発生し、穴拡げ性の劣化、冷
延率の制限等鋼材加工上の問題も生じていた。 また特にＡｌキルド鋼、Ａｌ−８ｉキルド鋼の場合は、
Ａｌ２Ｏ３クラスタの存在による鋳片品質の劣化の他、
ＡＩ脱酸生成物による取鍋ノズルあるいはタンディツシ
ュノズルの詰り等操業上の問題、更にはＡＩ添加費が高
いというコスト上の問題が存在する。 このようにＡｌ又はＳｉによって脱酸したギルド鋼ある
いはセミキルド鋼はＡＩあるいはＳｉの存在に起因する
欠点があるため、用途上の制約は避は得す、上述の欠点
がない品質のものが要求される場合には造塊分塊法によ
るリムド鋼が適用されているのが実情である。 しかしながら、造塊分塊法に比べて歩留りが高（、生産
性の良い連続鋳造法の適用鋼種拡大は時代の趨勢であり
、Ｓｉを殆んど含まず、ＡＩ含有量の低い所謂リムド相
当鋼種の連続鋳造化も当然に要望され、これに応えてい
くつかの試みがなされている。 前述のような深絞り性の劣化等の欠点をさげるためには
、（Ｓｉ）はなるべく低い方が好ましいが、少（ともリ
ムド鋼として認められる０、 ０２０％以下にする必要
がある。 またＡＩ添加コスト上、並びに耐火物中の５ｉ０２の還
元によって生じる溶鋼中の（Ｓｉ）の増加及び取鍋ノズ
ル又はタンディツシュノズルの詰りを防止する為には、
Ｔ、（ＡＩ）についても低い方が好ましい。 しかしながら、例えば熱延鋼板等の鋼中窒素の固定の必
要な鋼種においては、Ｔ、 （Ａｌ ）は０．０１０〜
０．０２０％必要とし、冷延鋼板で箱焼鈍する場合等は
、連続鋳造時の気泡の発生を防止するのに必要なＡＩ添
加量でよい等、用途によって異なるので、Ｔ、（Ａｌ）
は０．０２０％以下であればリムド鋼相当品として十分
な値を示しているといえる。 なお、一般にＡｌキルド鋼としては、Ｔ、（Ａｌ）は０
．０３０％以上である。 而してこのような値以下にＴ、（Ａｌ）、〔Ｓｉ〕を抑
制する場合には、当然脱酸不足となり、ＣＯ気泡が発生
すると考えられる。 一般に溶融金属中において気泡が発生する条件は、気泡
の内圧が大気圧、気泡の位置における溶湯の静水圧、及
び凝集力によって気泡が受ける圧力の和よりも犬である
ことである。 換言すれば、溶鋼中の成分の反応によって生成されるＣ
Ｏ，Ｎ２、Ｎ２等のガス圧の総和が、前記大気圧、静水
圧、凝集力による圧力の総和よりも小さければ気泡は発
生しない。 ところでＮ２ガス、Ｎ２ガスの分圧はＣＯＯ２０比べて
小さいので、気泡の発生を防止するにはＣＯＯ２０発生
を抑えなければならないが、前述のピンホール欠陥は鋳
型内の薄い凝固殻に小気泡がトラップされた結果生じた
ものであるので静水圧は極めて小さく、また凝集力によ
って気泡が受ける圧力も１ｍｍφ程度の気泡では小さい
ので、結局気泡発生の防止の為にはＣＯガス圧を大気圧
すなわち１気圧以下にすれば良いということになる。 ＣＯＯ２０溶鋼中のＣと自由Ｏとが（１）式の如（反応
して生成したものであり、 Ｃ十〇＝ＣＯ（ｇ） ・・・・・・（１）但し
、ｃｌ：溶鋼中のＣ Ｑ：溶鋼中の自由Ｏ ＣＯ（ｇ）：ＣＯＯ２ ０衡状態ではＣ濃度及び自由Ｏ濃度とＣＯＯ２０圧力Ｐ
ＣＯとの間には平衡定数をＫとすると（２）式の関係が
成立する。 但し、〔Ｃ〕：溶鋼中のＣ濃度 〔Ｏ〕：溶鋼中の自由Ｏ濃度 この平衡状態では、自由〔Ｏ〕を７０ ｐｐｍ以下に抑
制する場合は、〔Ｃ〕が０．３％程度の高濃度であって
もＰＣＯが１気圧以下となる。 従って凝固が進行している状態においては、自由

〔０〕
を７０ ｐｐｍ以下に抑制する場合は、当然にＣＯＯ２
０発生は抑えることができる。 そうすると（Ｓｉ）、Ｔ、〔ＡＩ、）の低い溶鋼を連続
鋳造法にて鋳造せんとする場合は、Ｓｉ、ＡＩによる脱
酸に頼ることな（、別の方法で脱酸を行って自由

〔０〕
をコントロールすれば良いことになる。 このような観点に立って脱酸を行う鋳片製造方法として
は、特開昭５３−７３４２２、特開昭５４−９３６１８
が公知である。 これらは転炉精錬後真空脱ガス処理を行い、〔Ｃ〕と自
由〔Ｏ〕を低下せしめた後、ＡＩ （前者）あるいはＡ
ＩとＴｉ （後者）添加による脱酸を行う方法であり
、これにより〔Ｓｉ、ｌ］、Ｔ、（Ａｌ）の低い溶鋼を
連続鋳造可能である。 しかしながらこれらの方法では、未脱酸状態で、しかも
溶鋼中の自由〔Ｏ〕が高い状態で真空に引く為にスプラ
ッシュが発生しやすく、更に真空設備の排気能力が大き
いことが要求される。 このスプラッシュ等により炉壁に付着した地金が真空処
理時に溶鋼中に脱落する為、自由〔Ｏ〕のコントロール
が難しい等の欠点も有する。 また真空処理中の温度低下が大きい為、転炉の出鋼温度
を高（せざるを得す、これにより転炉工程での脱燐が不
足し、また転炉耐火物の溶損が太きいという問題がある
。 更に真空処理に長時間を要するため、工程上大きな制約
を受け、また真空処理設備費及び真空処理のランニング
コストが高いという欠点も存在する。 本発明は斯かる事情に鑑みてなされたものであって、真
空処理を施さないにも拘らず、気泡を発生させることな
く連続鋳造が可能であるリムド鋼相当品を製造する方法
を提供することを目的とする。 本発明に係る製鋼法は、（１）浴面下よりガスを導入し
得るようにした転炉（例えば所謂複合吹錬炉）において
、添加する造滓剤の量を溶銑１トン当り２０ｋｇ以下に
するために、要すれば溶銑中の〔Ｓｉ〕、ＣＰ）を所要
値、例えば夫々０．３％、０．１２％程度以下にまで溶
銑を予め脱硫、脱燐し、この予備処理を施した又は施し
ていない溶銑を転炉に装入し、該溶銑に溶銑１トン当り
２０ｋｇ以下の造滓剤を添加して酸素吹錬を行い、（・
２）酸素吹錬中の適宜期間及び酸素吹錬後、浴面下より
ガスを導入して攪拌精錬を行い、この攪拌精錬後に転炉
から取鍋へ転炉スラグの混入を抑制しつつ出鋼し、（３
）連続鋳造機にてスラブ又はプルームを鋳造するような
場合は、攪拌精錬後における転炉から取鍋への出鋼中及
び／又は出鋼後、ＡＩ添加による脱酸を行い、自由〔０
〕が７０ ｐｐｍ以下、Ｔ、〔ＡＩ〕が０．０２０％以
下、（Ｓｉ）が不可避的含有量である溶鋼を溶製し、該
溶鋼を連続鋳造機により鋳造するものであり、また連続
鋳造機にてビレットを鋳造するような場合は（１）、（
２）の処理を行った後、（３′）要すれば攪拌精錬後に
おける転炉から取鍋への出鋼中及び／又は出鋼後、ＡＩ
添加による脱酸を行い、自由

〔０〕が１００〜１８０
ｐｐｍ、（Ｓｉ、ｌが不可避的含有量である溶鋼を溶製
し、（４′）該溶鋼を連続鋳造機により鋳造するに際し
て、該連続鋳造機を構成する鋳型内の溶鋼中にＡＩを添
加して脱酸処理を行い、鋳型内溶鋼の自由〔Ｏ〕を７０
ｐｐｍ以下、Ｔ、（Ａｌ、１を０．０２０％以下、（Ｓ
ｉ）を不可避的含有量とならしめるものである。 以下本発明に係る製鋼法を上記番号順に処理工程を追っ
て詳述する。 −（１） 次順の転炉工程における自由

〔０〕の
抑制を容易にするためには、後述する如く転炉内のスラ
グ量を溶鋼１ｔ（トン）当り４０ｋｇ以下に抑制すべく
、添加造滓剤の量を溶銑１を当り２０に９以下にする必
要があるが、溶銑の（Ｓｉ）が高い場合は、脱燐に必要
とされる塩基度確保の為に、スラグ量が犬とならざるを
得す、また溶銑の〔Ｐ〕が高い場合も脱燐に必要とされ
るスラグ量を確保する為に、多量の造滓剤を添加せざる
を得さい。 従って溶銑の成分濃度によっては転炉吹錬に先立ち、脱
燐等の予備処理を行う必要がある。 本発明による製造対象がリムド鋼代替品であるという性
質に鑑みれば、成品のＰ、Ｓ濃度は共に０．０３０％以
下が好ましいので、転炉工程終了迄にこの程度にまで脱
燐、脱硫する必要がある。 溶銑の（Ｐ）が０．１２％程度の通常銑では、溶銑の（
Ｓｉ）を０．２０％程度以下に迄脱硫しておけば、転炉
において添加する造滓剤の量が溶銑１を当り２０に９以
下であっても、前記Ｐ濃度程度迄脱燐できる。 なお溶銑のＣＰ、ｌがこれを超える場合は予め脱燐処理
する。 また第１図はソーダ灰による脱燐処理効果を、横軸に（
Ｓｉ、）を、また縦軸に〔Ｐ〕をとり、脱燐処理前を白
丸、脱燐処理後を黒丸で示したグラフであるが、この図
から明らかな如く、（Ｓｉ）が０．３０％以上存在する
と脱燐効果が極めて小さく、ソーダ灰を添加しても脱燐
効果が得られない。 従って脱燐処理を転炉吹錬に先立って行う場合、高炉出
銑時の溶銑の（Ｓｉ）が０．３０％以上であるときは、
脱燐処理に先立ち（Ｓｉ）を０．３０％以下、好ましく
は０．２０％以下に迄脱硫処理する必要がある。 この脱硅処理は高炉鋳床、トーピードカー、溶銑鍋のい
ずれかにおいて溶銑への酸化鉄の添加、あるいは酸素ガ
スの吹付は等により行う。 このようにして脱硫処理した溶銑は、溶銑のＣＰ）が高
い場合又は成品に要求されるＰ濃度が特に低い場合は溶
銑鍋において、溶銑中に脱燐剤を添加しインペラの回転
により溶銑と脱燐剤を混合せしめる皿洗、あるいは脱燐
剤を懸濁させたガスを溶銑中に吹込み添加混合せしめる
インジェクションにより脱燐処理する。 脱燐剤としては生石灰、石灰石、又はソーダ灰を使用す
るが、この場合には同時に脱硫反応も生じる。 なお脱燐剤として生石灰又は石灰石を用いる場合は、ス
ラグの塩基度調整の為の珪石等の添加、滓化促進の為の
ホタル石の添加、必要な脱燐能を得る為の酸化鉄の添加
又は酸素ガスの吹込み等を同時に行うとよい。 また脱燐剤としてソーダ灰を用いる場合は、ソーダ灰だ
けでも脱燐効果は十分あるが、酸化鉄の添加又は酸素ガ
スの吹込み等を同時に行うとより効果的である。 なお上述の脱燐処理で〔Ｓ〕が十分低下しない場合、又
は成品に要求されるＳ濃度が特に低い場合は、Ｓと親和
力の強い金属、あるいはそれらの化合物（例えばＣａ、
Ｍｇ、 ＣａＣ２、Ｎａ２Ｃ０３）等の添加により別
途脱硫処理する。 また上述の脱硫、脱燐、脱硫の各処理は、溶銑を炉床上
を流出させながら、上流側に配置した脱硫処理室で酸素
吹付は又は酸化鉄の添加により脱硫処理し、下流側に配
置した脱燐、脱硫処理室でソーダ灰添加又は酸素吹付け
にまり脱燐、脱硫処理する連続処理法で行ってもよい。 なお溶銑組成、成品に要求される組成、品質によっては
これらの予備処理の一部又は全部を省略し得る。 さて必要に応じてこのような処理を受けた溶銑は、次に
転炉において酸素吹錬を行うが、酸素吹錬中の適宜期間
及び酸素吹錬後、浴面下よりガスを導入して鋼浴を攪拌
せしめる。 斯かる攪拌精錬を行う理由は後述するように、主に（１
）式によるＣ脱酸を促進させるためであるが、攪拌精錬
時に鋼浴面上に転炉スラグが多量に存在すると、スラグ
から溶鋼中に多量の酸素が供給されて攪拌精錬時のＣ脱
酸効果を損う。 このような転炉スラグから溶鋼への酸素供給の影響を実
質的に受けないようにするためには、転炉スラグの量は
溶鋼１を当り４０ｋｇ以下にしておく必要があり、更に
溶銑のＣＰ、ｌが０．１２％、（Ｓｉ）が０，２％程度
であるときは添加する造滓剤の量を溶鋼１を当り２０ｋ
ｌｉｉ＋以下にすれば、酸素吹錬によって生成するスラ
グの量と合わせて、転炉内スラグの量を溶鋼１を当り４
０ｋｇ以下にすることができることが本願発明者等の研
究の結果間らかになった。 造滓剤としては通常の転炉吹錬に使用される石灰系のも
のを用いればよく、なおホタル石等の媒溶剤を使用する
ことも可能である。 この場合には、造滓剤と媒溶剤とを合わせた添加量が溶
鋼１を当り２０ｋｇ以下になるようにすればよい。 また酸素吹錬中に冷却剤を投入することも可能であるが
、要するに溶鋼１を当り転炉内に生成しているスラグ量
が４０ｋｇ以下になるように添加物の量を規定すればよ
い。 （２） 前述した如き酸素吹錬中の適宜期間（全期間又
は一部期間）及び酸素吹錬後、浴面下よりＡｒ等のガス
を導入して鋼浴を攪拌せしめ、酸素吹錬末期の攪拌力の
低下を補い、酸素吹錬による脱炭を効率良（行わしめ、
溶鋼中の自由（０）の増加を防止するとともにに酸素吹
錬においてはＣ脱酸を促進させる。 この酸素吹錬後のＣ脱酸は攪拌用のガスとしてＡｒ等の
不活性ガスを使用する場合に、鋼浴中の気泡におけるＣ
Ｏガス分圧が不活性ガスに希釈されて低くなるため、溶
鋼中のＣと自由Ｏとの（１）式による反応が生じて起こ
るものである。 すなわち（１）式により生成したＣＯ気泡を不活性ガス
により希釈してＣＯガス分圧を下げ（１）式によるＣＯ
の生成を促進させるか、あるいはＡｒ気泡を溶鋼中に多
量に分布させ（１）式の反応により生成するＣＯをＡｒ
気泡中に希釈混合して溶鋼中から排出せしめて（１）式
の反応を促進させ、溶鋼中の自由

〔０〕を低下させるも
のである。 この攪拌精錬により溶鋼中の〔Ｃａと自由（０）と平衡
するＰＣＯは１気圧以下となる。 攪拌ガスの導入は、通常の転炉を使用し、該転炉内の鋼
浴中に攪拌ガス用のランスを挿入して行ってもよいが、
第２図に示すように転炉の炉底に羽口１を設置してなる
複合吹錬炉を用いて、この羽口１から攪拌ガスを導入し
鋼浴を攪拌するのが最も効率がよい。 またこの羽目は炉壁下部に設置しても同様の効果がある
ことは勿論である。 酸素吹錬中の浴面下より導入されるガス、あるいは吹錬
後のＣ脱酸時に導入されるガスはＡｒ、Ｘｅ、Ｋｒのよ
うな不活性ガスが好ましいが、経済性に優れたＡｒを使
用するのが好ましい。 攪拌ガスのコストを考え、酸素吹錬中はＣＯ，ＣＯ２、
Ｎ２等安価なガスで攪拌を行うとよいが、溶鋼中のＮの
吸収に敏感な鋼種では、Ｎ２攪拌の途中からＡｒ等のＮ
２を含まないガスに切換える必要がある。 なお酸素吹錬中の攪拌ガスの一部を０２ とすること
も可能であり、またこれらのガスを組み合わせて使用し
てもよい。 酸素吹錬後のＣ脱酸時の攪拌ガスはＡｒ等の不活性ガス
が好ましい。 Ｃ脱酸時の攪拌ガスとしてはＣＯは適当でな（、またＣ
Ｏ２もＣＯと０２ とに分解してＣＯガス分圧を増加
させるので好ましくない。 さて攪拌ガス供給量は溶鋼１を当り０．０３Ｎｒｎ：７
分以上とするのがよい。 ０．０３ Ｎｍ’／分未満であると攪拌効果が少く、ま
た攪拌精錬のみを行う場合は脱酸速度が遅い為、処理時
間が長（なり処理中の溶鋼温度の低下が問題になる。 上述の如き攪拌精錬を、酸素吹錬と並行して行う所謂複
合吹錬においては、通常の転炉吹錬に比して吹止め時の
（Ｃ）ｘ（０）が小さい。 第３図はこの酸素吹錬とＡｒガス攪拌精錬を併用した複
合吹錬の場合の終点における（Ｃ，１と自由（０，１と
の関係を黒丸で、また通常の純酸素上吹吹錬（ＬＤ）の
終点における〔Ｃ〕と自由〔Ｏ〕との関係を斜線領域で
示したものである。 この図から明らかなように、通常吹錬（ＬＤ’）に比し
て複合吹錬の場合は自由〔Ｏ〕が低目に推移し、同一〔
Ｃ〕に対し後工程で脱酸処理しなければならなＸ、山田
〔Ｏ〕が少いという利点がある。 また図中実線でＰＣＯ＝７６０ｍｍＨｇの場合の平衡状
態における（Ｃ，ｌと自由〔Ｏ〕との関係を示したが、
複合吹錬の場合は（Ｃ）と自由

〔０〕との関係がこの平
衡状態に近く、ＰＣＯと終点（Ｃ，ｌをコントロールす
ることにより

〔０〕が略々一義的にコントロールされ、
この点でも複合吹錬は有利である。 また前述した如く転炉スラグの量が溶鋼１を当り４０ｋ
ｇ以下であるので、スラグから溶鋼への酸素の供給によ
る実質的影響は受けない。 従って酸素吹錬吹止め時の自由〔Ｏ〕のバラツキが小さ
く、この転炉スラグの量を可及的少量にとどめる吹錬法
も、前述の複合吹錬効果を効果的なものとするのに大い
に貢献している。 このように転炉スラグの量を可及的少量にした複合吹錬
は精錬法として極めて優れたものであるといえる。 次に攪拌のみを行って、Ｃ脱酸を計るわけであるが、こ
のＣ脱酸効果を損なわないために、複合吹錬における酸
素吹錬は〔Ｃ〕が０．０５％以上にて吹止める。 けだし〔Ｃ〕が０．０５％未満では溶鋼中の自由〔Ｏ〕
が高くなりすぎて攪拌によっても十分にＣ脱酸されず、
後述するＡＩによる脱酸では自由

〔０〕のバラツキが大
きくて、所定の値にコントロールするのが難しいためで
ある。 このようにして複合吹錬にて得た溶鋼をＡｒによって攪
拌精錬した結果を第３図に白丸で示したが、この図から
明らかな如く、攪拌による脱炭及び脱酸効果は著しく、
酸素吹錬終点〔Ｃ〕が０．０５％以上の場合は自由〔Ｏ
〕が２００ ｐｐｍ以下に迄脱酸可能であり、後述する
ＡＩ脱酸処理にて添加するＡＩ量は著しく小量でよいこ
とになる。 このような攪拌精錬後には転炉から取鍋への出鋼が行わ
れるが、この出鋼にあたっては取鍋への転炉スラグの混
入を抑制するために、出鋼開始時のスラグの流出及び出
鋼末期のスラグの流出を防止する所謂スラグカット出鋼
を行う必要がある。 出鋼開始時のスラグ流出防止方法としては、転炉（複合
吹錬炉）の炉壁土部に通常設置しである礼状の出鋼口に
、ボロ布、スケール等の詰め物をする方法がある。 また出鋼末期のスラグ流出防止方法としては、耐火物性
の球状物（スラグボール）を出鋼口上に落下させ出鋼口
を閉塞するスラグボール法、ストッパーにて出鋼口を閉
塞するスラグストッパー法、溶鋼面上に浮いている出鋼
口近辺のスラグに生石灰粉を添加してスラグを固化させ
出鋼口からスラグが流出しないようにする生石灰粉法等
が公知である。 更に出鋼開始時及び出鋼末期のスラグ流出を共に防止で
きる方法として、出鋼口にスライディングバルブを設置
して、スライディングバルブの開閉により出鋼を制御す
る出鋼ロスライディングゲート法も知られている。 更に取鍋内溶鋼面上のスラグな固化する為に生石灰を添
加するか、又は取鍋内のスラグをスラグトラッカー等に
より排除することにより、取鍋自溶鋼面上のスラグ量を
少くすることも可能であり、要するに本発明方法の実施
にあたってはこのような方法も適宜採択すればよい。 なお、このような方法によっても出鋼時のスラグ流出防
止、又は取鍋スラグの除去は完全には行えないが、取鍋
自溶鋼面上のスラグ厚を５０ｍｍ以下にすることは十分
可能である。 （３）（３’）（４’） 次に該溶鋼を連続鋳造機に
て鋳造するに際し、Ａｌ添加による脱酸を行い連続鋳造
機を構成する鋳型内の未凝固溶鋼中の自由

〔０〕を７０
ｐｐｍ以下に迄低下せしめる。 この工程においてビレット連続鋳造機のように取鍋又は
タンディツシュのノズル径が小さい（１５ｍｍφ以下）
場合は、ＡＩ脱酸生成物Ａｌ２Ｏ３によるノズル詰りか
起きやすい。 具体的にはＡ１添加による脱酸にて得た取鍋、タンディ
ツシュ内の溶鋼中の自由

〔０〕が１１００ｐｐ以下であ
るときはノズル詰りか多発する。 従ってビレットを連続鋳造する場合にはタンディツシュ
迄の段階では自由

〔０〕を１００〜１８０ ｐｐｍに調
整してノズル詰りを回避することとし、然る後、鋳型内
情鋼中の自由

〔０〕が７０ ｐｐｍ以下になるように、
鋳型内情鋼中にＡＩを添加して脱酸を行う。 なおタンディツシュ段階で自由

〔０〕を１８０ｐｐｍ以
下とした理由はこの値を超えると鋳型内情鋼中へのＡｌ
添加が多くなりすぎて、自由

〔０〕及びＡｌ添加量の制
御が困難になるためである。 また自由

〔０〕が１８０ ｐｐｍを超えるとタンディツ
シュノズル等の耐火物の溶損が激しく、溶損した耐火物
が鋳型内情鋼中に混入し、品質上の欠陥を引き起こすこ
ともある。 Ａｌ添加方法としては、Ａ１粒を添加してもよいが、後
述するようにタンディツシュ−鋳型間を不活性ガスでシ
ールした場合に添加しやすく、且つ自由

〔０〕の調整が
行いやすいＡＩ線供給法が好ましい。 一方スラブ、ブルーム連続鋳造機のように取鍋ノズル、
タンディツシュノズルのノズル径が１５ｍｍφ以上であ
る場合は、このようにＡｌ脱酸処理を２段階に分ける必
要はなく、鋳造される迄のいずれかの期間に自由

〔０〕
を７０ ｐｐｍ以下にするのに必要最小限のＡＩ量を添
加して脱酸処理を行えばよい。 この添加場所としては、前掲（２）の転炉（複合吹錬炉
）から取鍋への出鋼中、出鋼後の取鍋内、タンディツシ
ュ内、更には鋳型内としてもよ（、また複数の場所で行
ってもよい。 Ａｌの添加は、スラブ又はブルームを製造スる場合は勿
論のこと、ビレットの製造時に溶鋼中の自由〔Ｏ〕を１
００〜１８０ｐｐｍに調整する場合にも、取鍋内におい
て行った方が好ましい。 けだし作業工程上有利であり、またタンディツシュ内に
おいてＡｌ添加する場合に比してより均一な脱酸が可能
であり、取鍋自溶鋼中にＡｒ等を導入して攪拌を行えば
より効果的に脱酸が可能であるからである。 ところで取鍋内でのＡｌ脱酸時に溶鋼面上に転炉スラグ
が存在すると、ＡＩによってスラグ成分の５ｉ０２が（
３）式により一部還元され、 ３Ｓｉ０２＋４Ａ１→３Ｓｉ＋２Ａ１２０３ ・・・
・・・（３）溶鋼中の（Ｓｉ）が増加する所謂Ｓｉ ピ
ックアップが起きる。 ところが本発明では前述のようにスラグカット出鋼を行
っているので溶鋼中の（Ｓｉ、ｌの増加を抑制すること
ができる。 第４図はＡｌ添加量と溶鋼中の〔Ｓｉ〕との関係を、通
常出鋼（取鍋自溶鋼面上のスラグ厚２００ｍｍ）の場合
を破線で、スラグカット出鋼（スラグ厚５０ｍｍ）の場
合を実線で、スラグレス（スラグ厚Ｏｍｍ ）の場合を
１点鎖線で夫々示している。 図から明らかなようにスラグ厚が５０ｍｒ／Ｌの場合は
、スラグカット出鋼を行わない場合に比して、Ａｌ添加
後の（Ｓｉ）は％以下に抑制することができる。 そして複合吹錬及び攪拌精錬によって既に溶鋼中の自由

〔０〕は相当低下しているので、脱酸のためのＡｌ添加
量は小量でよ（、連続鋳造すべき溶鋼のＴ、（Ａｌ、１
を０．０２０％以下とする程度のＡｌ添加では（Ｓｉ）
の増加は極く微量であり、不可避的含有量に止まる。 Ａｌ添加量は、添加前の溶鋼中の自由

〔０〕を例えば固
体電池の如き電気化学的現象を利用した酸素プローブに
よって測定して決定するが、該溶鋼は転炉スラグの量を
可及的に少量とじた複合吹錬及び攪拌精錬によって既に
脱酸処理を受けているため、極めて少量のＡＩ添加で溶
鋼中の自由（０〕を７０ｐｐｍ以下に迄脱酸でき、Ａｌ
添加後の溶鋼中のＴ、（Ａｌ）はリムド鋼相当鋼として
品質上要求される０、０２０％以下に十分とどめること
ができる。 また取鍋内にＡＩを添加する場合には、スラグカット出
鋼を行っているので溶鋼面上に存在するスラグの量は少
く、スラグ中の酸素によるＡＩのロスが少い為、溶鋼中
の自由〔Ｏ〕も高精度で制御できる。 また鋼材の用途に応じて必要とされるＭｎ等の合金元素
の調整は、転炉から取鍋への出鋼中又は出鋼後の取鍋内
に合金を添加することにより行う。 更に転炉から取鍋への出鋼中に溶鋼が空気酸化されるの
を防止するため、出鋼時の溶鋼周辺はＡｒ等の不活性ガ
スでシールするのが望ましい。 更にまた取鍋に出鋼された溶鋼は表面が空気に接してい
るので放熱防止、空気酸化防止上の見地からフラックス
又はもみがら等を投入するのが好適である。 なお上述した一連の工程では、通常の連続鋳造前段階で
要する工程よりも攪拌精錬を行う時間だけ処理時間が長
くなるが、前述した如き真空処理を行う場合に比して大
幅に短く、従って溶鋼温度も通常の連続鋳造の場合より
も特に高くする必要はない。 次にこのような脱酸処理を行った溶鋼は連続鋳造機にて
鋳造されるが、溶鋼中の自由〔Ｏ〕は前述した７ ０
ｐｐｍ以下の条件を満足しているのでＣＯは発生せず、
ピンホール等の欠陥のない鋳片を安定的に製造すること
ができる。 なお連続鋳造の際には溶鋼の再酸化を防止する処置、す
なわち取鍋ノズルとしてロングノズルを、タンディツシ
ュノズルとして浸漬ノズルを使用し、且つ取鍋〜タンデ
ィラフュ間及びタンディツシュ−鋳型間をＡｒ等の不活
性ガスでシールを行う等の公知の処置を採るのが望まし
い。 次に本発明の実施例を２５０７ｎ１１Ｌ厚のスラブ及び
１１６ｍｍ”のビレットを夫々製造する場合について詳
述する。 まず２５０ｍｍ厚のスラブを製造する場合は、第１表Ａ
欄（処理前）記載の成分濃度及び温度をもつ溶銑２４０
ｔを第５図に示す脱硫処理設備の溶銑鍋３に入れて脱珪
処理を行った。 第５図中４は水冷式４重管ラバール型ランスであって、
第６図はその下端面を示している。 このランス４は中心孔及びその周辺に３等配に位置させ
た３孔を有し、中心孔からはＮ２をキャリアガスとして
生石灰の粉末を２５ｋｇ／分の割合で供給し、周辺３孔
からは０□を３ＯＮ７７１３／分（溶銑１を当り０．１
１Ｎｒｎ’／分）の送酸速度で溶鋼に吹付けた。 同時に脱珪処理を効果的に行うために浸漬型黒鉛ランス
５からＮ２を溶鋼中に導入し攪拌を行った。 このような処理を２１分間行った結果、溶銑中の各成分
濃度は第１表Ｂ欄（脱硫処理後）に示した如（になった
。 即ち（Ｓｉ）は０．２２％と０．３％以下となった。 またＣＰ）は脱硫処理前後火々において、いずれも０．
１２％より低（脱燐処理は必要ではないのでその後脱硫
処理にて生成したスラグを排除した後、この溶銑を第２
図に示す２７０ｔの転炉（複合吹錬炉）２に装入し、更
に鋼屑３０ｔを加え、生石灰４．５ｔ、ホタル石０．５
ｔを添加して複合吹錬を行った。 なお羽口１は内管内径１２．７ｍｍφ、内外管間隙１．
１ｍｍの２重管構造を有し、内管がＣｕ、外管がステン
レス鋼で形成されている。 酸素吹錬時の送酸速度は４０００ ｏＮｍ／時であり、
攪拌用Ａｒの吹込速度は９Ｎｍ’／分である。 なお、生石灰とホタル石の総量は、溶銑と鋼屑の総量２
７０ｔに対して前述の溶銑１を当り２０ｋｇの割合内に
おさまる。 複合吹錬によって第１表Ｃ欄（複合吹錬後）に示した如
（、〔Ｃ〕が０．０８％、自由

〔０〕が３４０ ｐｐｍ
となり、これは第３図に示した如き、ＰＣＯ＝７６０ｍ
ｍＨｇのときの平衡状態に近い。 またＣＰ）、〔Ｓ〕も夫々０．０１８％、０．０２２％
と共に０゜０３０％以下の所定濃度になっている。 次に複合吹錬後、２個の羽口１の各内管から合計２ＯＮ
ｍ″／分の割合でＡｒを５分間溶鋼中に吹込み攪拌精錬
を行った。 その結果第１表り欄（攪拌精錬後）に示した如く、自由

〔０〕が２１０ｐｐｍに迄脱酸された。 次いで転炉から取鍋へ出鋼したが、出鋼時には出鋼ロス
ライディングゲート法により取鍋内への転炉スラグの流
入を極力抑えた。 これにより取鍋自溶鋼面上のスラグ厚は５０ｖｕｎとす
ることができた。 この出鋼時において、溶鋼中に棒状のＡＩを１２０ｋｇ
（溶鋼１を当り約０．４５ｋｇ）添加し、同時にＭｎ成
分調整のためＨＣＦｅ−Ｍｎ （Ｆｅ−Ｍｎ合金）を適
量添加した。 またＡｔ脱酸によって生成するＡｌ２Ｏ３系介在物の浮
上を促進させるために、取鍋蓋をした後浸漬ランスを溶
鋼中に挿入し、３’Ｑ／ｃａの圧力で５分間Ａｒによる
攪拌を行った。 このＡＩ脱酸処理後の各成分濃度を第１表Ｅ欄（ＡＩ脱
酸処理後）に示すが、（Ｓｉ）が０．０１２％、Ｔ、（
Ａｌ）が０．００６％と、リムド鋼相当品用の溶鋼とし
て十分な値を示しており、さらに自由

〔０〕は連続鋳造
時に気泡を発生させるおそれがない５５ ｐｐｍを示し
た。 而して２５０ｍｍ厚のスラブ連続鋳造機にて取鍋〜タン
ディラフュ間、タンディツシュ−鋳型間をＡｒにてシー
ルし、取鍋ノズルにロングノズルを、タンディツシュノ
ズルに浸漬ノズルを使用して引抜速度１．３ｙｒＬ／分
で鋳造したが、気泡の発生、従ってまたピンホールの発
生は皆無であり、表面性状の良好な鋳片が製造できた。 次に１１６ｍｍｃ″ｌビレットを製造する場合について
述べる。 第２表Ａ欄（処理前）記載の成分濃度及び温度をもつ溶
銑７０ｔを第７図に示すような溶銑鍋６に移し、ＫＲ法
による脱硫処理を行った。 すなわちインペラ７の先端を溶銑中に浸漬し、インペラ
７を５ Ｏｒ、ｐ、ｍ、で回転させて溶銑を攪拌しなが
ら、浸漬ランス８により送酸速度１２Ｎｍ’／分（溶銑
１を当りｏ、 １７ Ｎｍ、、ｉ分）で０２を溶鋼中に
２２分間吹込んだ。 また脱硫処理を効率良く行うために、送酸期間中の前半
にてホッパー９より２００ｋｇ（溶銑１を当り約２．９
ｋｇ）の生石灰を投入した。 との脱砂処理後の溶銑の各成分濃度を第２表Ｂ欄（脱砂
処理後）に示す。 脱硫処理により（Ｓｉ、ｌは０．１６％と０．３％以下
となったが、〔Ｐ〕が０．１３２％と０．１２％より大
きいので、次に脱燐処理を行った。 すなわち脱硫処理にて生成したスラグを排除し、送酸用
ランス８を取り除いた後、ホッパー９から焼結鉱を溶銑
中に投入し、インペラ７０回転によって溶銑と混合せし
めて脱燐処理を行った。 インペラ７０回転速度は５０ｒ、ｐ、ｍ、であり、全処
理時間は２０分であったが、焼結鉱は溶銑１を当り２０
ｋｇを攪拌開始後５分以内に連続的に添加した。 この脱燐処理後の溶銑中の各成分濃度を第２表Ｃ欄（脱
燐処理後）に示したが、ＣＰ）、〔Ｓ〕はいずれも所要
条件を満たす値となっている。 脱燐処理後スラグを排除して溶銑を第２図と同様な構造
の７０を複合吹錬炉に装入し、更に鋼屑５ｔを加え、生
石灰１ｔ、ホタル石０．２ｔを添加して複合吹錬を行っ
た。 送酸速度は１０００ＯＮｍ”／時であり、攪拌用Ａｒの
吹込速度は４Ｎ７７＋３７分である。 羽目の材質は内管がＣｕ、外管がステンレス鋼と第２図
の場合と同様であるが、内管内径は７．７５ ｒＩＬｍ
φ、内外管間隙は０．８ ｍｍと形状は稍々小さい。 なお生石灰とホタル石の総量は、溶銑と鋼屑の総量７５
ｔに対して、前述の溶銑１を当り２０ｋｇの割合内にお
さまっている。 複合吹錬によって第２表り欄（複合吹錬後）に示した如
く、〔Ｃ〕が０．１４％、自由（０，）が２００ ｐｐ
ｍとなり、これは第３図に示す如き、ＰＣＯ＝７６０ｍ
ｍＨｇのときの平衡状態に近い。 また脱燐も行われ、ＣＰ）が０．０１１％と０．０３％
以下になっている。 次に複合吹錬の後、２個の羽口の各内管から合計８ Ｎ
ｍ″／分の割合でＡｒガスを５分間溶鋼中に吹込み攪拌
精錬を行った。 その結果箱２表Ｅ欄（攪拌精錬後）に示した如く、自由

〔０〕は１７０ｐｐｍに迄低下した。 次いで転炉から取鍋へ出鋼したが、出鋼開始時には出鋼
口にボロ布を詰めてスラグ流出を防止した。 また出鋼末期には第８図に示すようなスラグボール法に
よって出鋼口を閉塞してスラグの流出を防止した。 第８図は転炉１０が横転して、転炉炉壁土部に設置した
出鋼口１１から溶鋼が出鋼されている状態を模式的に示
したものであり、転炉頭部開口から水平方向に挿入され
たボール投下器具１２の先端に収納された耐火物性のス
ラグボール１３が、出鋼末期の適宜時点で出鋼口の上方
から出鋼口に向けて投下され、出鋼口を閉塞して転炉ス
ラグの流出を防止する様子を表わしている。 このようにしてスラグカット出鋼することにより、取鍋
溶鋼面上のスラグ厚は３０闘凄することができた。 この出鋼時において、溶鋼中に棒状のＡＩを７ ｋｇ
（溶鋼１を当り約０．０９ｋｇ）を添加して若干の脱酸
処理を行い、同時にＭｎ成分調整のためＨＣＦｅ−Ｍｎ
を適量添加した。 このＡＩ脱酸処理後の溶鋼中の自由

〔０〕は第２表Ｆ欄
（ＡＩ脱酸処理後）に示すように１１０ｐｐｍと、ビレ
ットを連続鋳造する際のタンディツシュ段階迄の基準１
００〜１８０ ｐｐｍに適合している。 なおこの実施例ではＡＩ添加による脱酸を行ったが、終
点〔Ｃ〕が高い場合は終点の自由〔Ｏ〕が低く、攪拌精
錬後の時点で溶鋼中の自由

〔０〕が１８０ｐｐｍ以下と
なる場合もあるので、この場合はタンディツシュ段階迄
はＡＩ添加による脱酸をする必要はないことは言うまで
もない。 このようにして溶製された溶鋼を１１６ｍｍ”のビレッ
ト連続鋳造機にて鋳造する際に、溶鋼１を当り１５０ｋ
ｇの割合でＡｌ線を鋳型内溶鋼に供給した。 引抜速度は２．２ｍ１分であり、やはり溶鋼の再酸化を
防止するためＡｒによるシールを行った。 その結果、気泡の発生従ってピンホールの発生は皆無で
あり、表面性状の良好な鋳片が製造できた。 鋳型内溶鋼の各成分濃度を第２表Ｇ欄（鋳型内溶鋼）に
示したが、Ｓｉ脱酸は全（行っていないので、（Ｓｉ）
が０．０１０％と低いことは当然であるが、Ｔ、（Ａｌ
）も０．０１１％と従来のＡｌギルド鋼の０．０３０％
以上に比して極めて低く、リムド鋼相当の溶鋼として十
分な値を示している。 さらに自由（０）も５０ｐｐｍと極めて低いので気泡の
発生も当然に起らなかった。 上述の二つの実施例は、いずれも成品中のＣ量が０．０
３〜０．１０％程度の低炭素リムド鋼相当品についての
ものであるが、成品中のＣ濃度が０．１１〜０．２５％
程度の中、高炭素リムド鋼相当品についても本発明が適
用可能であることは言うまでもない。 けだし〔Ｃ〕が高い程酸素吹錬終点自由

〔０〕は低く、
その後の脱酸処理が軽度であるからである。 以上詳述した如く、本発明に係る複合吹錬、攪拌精錬を
中心とした一連の製鋼法は、Ｓｉ脱酸を全く行わずにＡ
Ｉ脱酸も極く軽度にとどめた溶鋼を連続鋳造可能ならし
め、ピンホール等の欠陥を有しないリムド鋼相当の鋳片
を高歩留り、且つ高能率で得ることを可能としたもので
あり、また真空処理を行わないので、設備が大掛りなも
のとはならず、また真空処理にて脱酸を行う場合に比し
て全工程所要時間が短いため、溶鋼温度の低下が小さく
、操業上極めて有利である。 このように本発明に係る製鋼法は、従来の製鋼過程を大
幅に変動させることな（従来不可能とされていた低（Ａ
ｌ）、〔Ｓｉ〕鋼、即ちリムド鋼相当品の連続鋳造化を
可能としたものであり、まさにこの種技術に画期的な貢
献をなすものといえる。

【図面の簡単な説明】

第１図はソーダ灰による脱燐処理効果を示すグラフ、第
２図は複合吹錬炉の模式的縦断面図、第３図は複合吹錬
及び攪拌精錬の効果を示すグラフ、第４図はＡｌ添加量
と（Ｓｉ）との関係を示すグラフ、第５図は脱砂処理設
備の模式的縦断面図、第６図は水冷式４重管ラバール型
ランスの下端面を模式的に表わす図、第４図は皿洗脱硫
脱燐処理設備の模式的縦断面図、第８図はスラグボール
法によるスラグカット出鋼設備の概念図である。 １・・・・・・羽口、２，１０・・・・・・転炉、３，
６・・・・・・溶銑鍋、４・・・・・・水冷式４重管ラ
バール型ランス、５・・・・・・浸漬型黒鉛ランス、７
・・・・・・インペラ、８・・・・・・ランス、９・・
・・・・ホッパー、１１・・・・・・出鋼口、１２・・
・・・・ボール投下器具、１３・・・・・・スラグボー
ル。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １ 所要の予備処理を施した又は施して（・ない溶銑を
   、浴面下よりガスを導入し得るようにした転炉内に装入
   し、該溶銑に溶銑１トン当’）２０に９以下の造滓剤を
   添加して酸素吹錬を行い、また酸素吹錬中の適宜期間及
   び酸素吹錬後、浴面下よりガスを導入して攪拌精錬を行
   い、該攪拌精錬後には転炉から取鍋へ転炉スラグの混入
   を抑制しつつ出鋼し、この出鋼中及び／又は出鋼後、Ａ
   Ｉ添加による脱酸を行って、自由〔Ｏ〕が７０ ｐｐｍ
   以下、Ｔ、（Ａｌ、ｌが０．０２０％以下、（Ｓｉ）が
   不可避的含有量である溶鋼を溶製し、該溶鋼を連続鋳造
   機により鋳造することを特徴とする製鋼法。 ２ 所要の予備処理を施した又は施していたい溶銑を、
   浴面下よりガスを導入し得るようにした転炉内に装入し
   、該溶銑に溶銑１トン当’）２０ｋｇ以下の造滓剤を添
   加して酸素吹錬を行い、また酸素吹錬中の適宜期間及び
   酸素吹錬後、浴面下よりガスを導入して攪拌精錬を行い
   、該攪拌精錬後には転炉から取鍋へ転炉スラグの混入を
   抑制しつつ出鋼し、要すればこの出鋼中及び／又は出鋼
   後、ＡＩ添加による脱酸を行って、自由〔０〕が１００
   〜１８０ｐｐｍ１〔Ｓｉ〕が不可避的含有量である溶鋼
   を溶製し、該溶鋼を連続鋳造機により鋳造するに際し、
   該連続鋳造機を構成する鋳型内の溶鋼中にＡ１を添加し
   て脱酸処理を行い、鋳型内情鋼の自由〔０〕を７０ ｐ
   ｐｍ以下、Ｔ、（Ａｌ）を０．０２０％以下、Ｃ８ｉ’
   Ｊを不可避的含有量とならしめることを特徴とする製鋼
   法。