高氮超低碳鋼的制造方法

專利名稱：高氮超低碳鋼的制造方法
技術領域：
本發明涉及氮濃度高的超低碳鋼的制造方法，特別是固溶態N濃度高的超低碳鋼的制造方法。這種氮濃度高的超低碳鋼，例如通過對其進行軋制，可以獲得時效硬化性高的超低碳鋼(薄鋼板)。高氮的超低碳鋼板可用于汽車的結構零件等要求具有結構強度特別是變形時的強度和/或剛性的部位。
然而，在熔煉這類加工性優良的鋼時，從脫氧方面考慮，通常是向其中添加Al(這種鋼稱為鋁鎮靜鋼)。另外，為了使超低碳鋼中的結晶粒徑微細化，人們常常采用例如向鋼中添加Nb或B的技術。由于上面舉出的元素會形成氮化物，因此，為了確保鋼板中的固溶N含量，在煉鋼時，必須按照在補償轉變成為氮化物的那部分氮之后的氮濃度來進行調節。例如，當鋼中的Al濃度在0.015質量％以上的情況下，為了確保足夠的固溶N，必須具有約0.0120質量％以上這樣高的N濃度。
作為高N濃度鋼的制造方法，在特開昭61-91317號公報中公開了一種利用浸漬噴槍向處于非氧化性氣氛保護下的澆包精煉爐內的鋼水中吹入氮氣的方法。然而，由于該方法是在澆包精煉爐內進行處理，因此難以進行象例如真空脫氣處理等的處理，因此很難獲得超低碳鋼。
另一方面，作為進行真空脫氣處理的高N鋼的制造方法，在特公昭55-34848號公報、特開昭56-25919號公報和特開昭64-28319號公報中公開了一種充分加氮的方法，即，在真空脫氣工序之后，將真空槽內的壓力調整成與目標N濃度相平衡的壓力，同時把吹入鋼水內的氣體的一部分或其全部用氮氣取代，在此條件下保持一定的時間，如此便能充分地加入氮。
然而，利用氮氣來注入氮的方法存在氮的增加速度緩慢的缺點。特別是加工用鋼板的坯料鋼，它與不銹鋼等鋼種不同，其中所含的Cr濃度低，因此，氮在其中的溶解度低，從而難以獲得適合工業生產的處理速度。在上述的公開技術中還提出了試圖通過提高真空槽內的壓力來將氮的濃度增加至平衡氮濃度，但是，如果初期的氮濃度低，則為了達到平衡的氮濃度就必然要花費很長的時間。
例如，假定平衡氮濃度為0.0150質量％，當真空槽內壓力為1×104Pa的情況下，如果初期氮濃度為0.0080質量％左右，則在通過15分鐘的處理使氮濃度增加至0.0100質量％左右時，氮濃度就停止增加。因此，當目標氮濃度例如在上述的0.0120質量％的情況下，要通過注入氮氣來達到目標值是非常困難的。另外，如果把真空槽內的壓力提得更高，這樣雖然存在可使氮濃度增加的可能性，但是象超過2.0×104Pa這樣高的真空槽內的壓力，必然導致真空槽內或澆包內的鋼水的攪拌力降低，這樣就阻礙了鋼水內的均一性。
另外，在特開2000-17321號公報、特開2000-17322號公報、特開2000-34513號公報和特開平8-100211號公報中公開了用于控制鋼水中的氮濃度的方法，這些方法是在減壓下的真空脫氣裝置中吹入氮氣或氮-Ar混合氣體，通過調整真空槽內的壓力來控制鋼水中的氮濃度。但是，與上述技術一樣，利用氮氣來注入氮所導致的氮的增加速度很慢，在普通鋼的情況下要花費較長的處理時間是不實際的。
另外，在日本專利第2896302號公報中公開了一種通過改變真空槽內的壓力來使鋼水中的氮減少至目標氮濃度以下，然后添加含氮的合金來將氮濃度微調整至目標氮濃度的技術。當通過添加含氮合金來確保目標氮濃度時，由于上述合金而會引起鋼成分的變化。例如，由于在合金中所含的C，導致在鋼水中的C濃度增加，這是存在的問題。另一方面，控制成分的含氮合金是高價的，姑且不談特殊鋼，即便是象那些供一般加工用的鋼板那樣要求大量生產和低成本生產的鋼種，也難以采用如此非經濟的方法。
進而，在特開平7-216439號公報中公開了一種通過在一次脫碳精煉和二次真空脫碳精煉時向鋼水中吹入氮氣來煉制碳含量在0.0050質量％以下的超低碳鋼和氮含量在0.0100質量％以上的高氮鋼的方法。但是，如果考慮伴隨二次精煉時的脫碳處理所發生的脫氮反應，那么，按照該方法，與只在二次精煉時添加氮的情況相比，按氮的總量計必須添加較多量的氮。因此，按照該方法，利用氣體進行高氮化處理就會伴隨低速度，因此只能獲得低的生產效率。
另外，即便按照以上的任一種方法，要在C≤0.005質量％的超低碳鋼中實現0.0120質量％以上的N含量也是困難的。

發明內容
發明目的本發明的目的是提供一種用于制造高氮濃度(固溶氮)并且是超低碳的加工用鋼板的低成本而且是高生產率的方法。按照本發明方法制得的鋼特別是在進行壓力等的加工成型之后會使其強度增加，因此可用于施加時效熱處理的用途，適合作為具有優良時效硬化性的鋼板的軋制坯料使用。
發明要點本發明者們為了達到上述目的而進行了深入的研究，結果發現了新的問題，即，在利用超低碳鋁鎮靜鋼制造高氮鋼的工藝中，如果在脫氧時不適當地控制添加到鋼水中的Al量，則在連續鑄造時和熱軋時就會有AlN析出，從而會導致在鑄片或薄板坯上產生由AlN引起的表面裂紋。可是，通過對Al和N的濃度設置上限，就能成功地解決上述問題，防止制品合格率的降低和確保生產率。
另外，本發明者們通過把一次精煉后的氮和碳的濃度調整至最優值，進而在利用真空脫氣設備的二次精煉中，控制伴隨脫碳導致的脫氮，接著根據需要向其中添加氮的步驟，可以既能確保低成本和生產率，特別是制造速度，又能成功地按高效率獲得所需的高氮含量。此處，從成本和生產率的觀點考慮，對一次精煉時氮含量的控制優選是通過吹入含氮氣體或添加含氮合金的方法來進行，對二次精煉時脫氮的控制優選通過吹入含有適量氮的氣體或控制鋼中氧含量的方法來進行，另外，在后續的Al全脫氧處理時的氮含量調整，除了利用上述的含氮氣體之外，優選利用控制成分的含氮合金來進行。
也就是說，本發明是一種時效硬化性大的超低碳鋼板用軋制坯料的制造方法，其特征在于，在制造C≤0.0050質量％的超低碳鋼板用軋制坯料時，首先對來自高爐的鐵水施加一次脫碳精煉，同時將一次脫碳精煉后的鋼水成分調整到滿足下述式(1)的范圍內，然后在真空脫氣設備中進行二次脫碳精煉，直至碳含量達到C≤0.0050質量％的超低碳濃度區域，以使其滿足下述式(2)，然后用Al進行脫氧，以便使脫氧后的鋁達到Al≥0.005質量％，進而調整鋼水的成分，以便滿足N0.0050～0.0250質量％，而且N濃度滿足下述式(3)，接著對調整了成分的鋼水進行連續鑄造，[質量％N]-0.15[質量％C]≥0.0060(1)ΔN/ΔC≤0.15 (2)式中，ΔN二次脫碳精煉中鋼中N濃度的降低量(質量％)ΔC二次脫碳精煉中鋼中C濃度的降低量(質量％)[質量％Al]·[質量％N]≤0.0004 (3)此處，為了使由本發明的鋼制得的鋼板具有良好的時效硬化性，優選在上述的成分調整中通過使N濃度進而滿足下述式(4)[質量％N]≥0.0030+14/27[質量％Al]+14/93[質量％Nb]+14/11[質量％B]+14/48[質量％Ti] (4)來確保適當量的固溶N量。應子說明，本發明的鋼不必含有Nb、B、Ti，在上述式中，不含有的元素的濃度值按零計。
再有，即便是不滿足上述式(4)的鋼，本發明也特別適合于制造N0.0120質量％以上的高氮鋼。
此處，在上述2次脫碳精煉時，優選按照氮氣流量為2標準升/分噸以上的條件向鋼水中吹入含氮氣體，例如氮氣或氮與氬的混合氣，以便滿足ΔN/ΔC≤0.15。另外，即使是在二次脫碳精煉后的真空脫氣設備中利用Al進行脫氧時，也最好按照氮氣流量為2標準升/分·噸以上的條件向鋼水中吹入含氮氣體，以便控制N濃度。此處，對向鋼水中吹入氣體的方法沒有特別限定，不限于從浸漬管吹入的方法，即便是從澆包吹入的方法或向鋼水表面吹噴氣體的方法均可采用。
另外，上述含有氮氣的氣體，從供氮效率的觀點考慮，優選是還含有還原性氣體，例如含有氫氣的氣體。此處，所說的還原性氣體優選是含有5～50體積％(常溫·常壓)上述氮氣的氣體。
再者，含有還原性氣體的含氮氣體也可用于提高一次精煉時的氮濃度。
另外，在上述二次脫碳精煉中，優選通過將鋼水中的氧濃度調整到0.0300質量％以上來滿足ΔN/ΔC≤0.15。
另外，二次脫碳精煉前的鋼水成分優選滿足下述式(5)[質量％N]-0.15[質量％C]≥0.0100 (5)作為具體的數值，二次脫碳精煉前的鋼水成分優選調整為N≥0.0080質量％，更優選調整為N≥0.0100質量％。
此處，在二次脫碳精煉前的鋼水成分調整中，優選是通過向一次脫碳精煉之后至二次脫碳精煉之前的鋼水中添加含N合金來調整N的濃度。
另外，在二次脫碳精煉后的真空脫氣設備中利用Al來脫氧(全脫氧處理)時，優選通過將真空槽內的壓力調整至2×103Pa以上來抑制N濃度的降低。
另外，在二次脫碳精煉后的真空脫氣設備中利用Al來脫氧時，優選通過向鋼水中添加符合[質量％C]/[質量％N]≤0.1的含N合金來控制N的濃度。該方法優選以微調整N濃度為目的來進行。
作為成分調整后的鋼水組成，優選是Si1.0質量％以下、Mn2.0質量％以下、總氧0.0070質量％以下，并且含有選自Nb0.0050～0.0500質量％B0.0005～0.0050質量％和Ti0.070質量％以下(包含零)中的一種或兩種以上，其余基本上是鐵。
對附圖的簡單說明

圖1表示鋼中[質量％Al]·[質量％N]與冷軋卷材的表面缺陷率(平均每1000m的缺陷個數)之間的關系。
圖2表示[質量％N]-(14/27[質量％Al]+14/93[質量％Nb]+14/11[質量％B]+14/48[質量％Ti])與ΔTS之間的關系。
圖3表示在為了獲得具有高時效硬化性的鋼時進行熔煉后的目標成分范圍。
圖4表示脫碳處理前、處理中和處理后的碳和氮的濃度范圍。
圖5表示脫碳處理前、處理中和處理后的碳和氮的較優選的濃度范圍。
圖6表示在脫碳處理后的氮濃度與恢復壓力并吹入N2氣15分鐘后的氮濃度之間的關系。
用于實施發明的最佳方案下面詳細地說明在本發明的方法中對各條件的限定理由。
首先，關于成分組成，對本發明中應該達到的N濃度進行說明。為了確保用于獲得高強度，特別是用于獲得時效性的固溶氮濃度，氮濃度必須在0.0050質量％以上。為了獲得更確實而且更高的時效硬化性，氮濃度優選在0.0080質量％以上，更優選為0.0100質量％。特別優選在0.0120質量％以上，更特別優選在0.0150質量％以上。
另一方面，氮濃度如果超過0.0250質量％，則在連續鑄造而成的鑄片中會產生許多氣泡性的針孔，并在冷軋鋼板上產生許多筋狀的缺陷，因此，在精煉結束之后的鑄造階段，鋼水的氮濃度優選在0.0250質量％以下。
此處，作為能夠發揮優良時效硬化性的N量，對獲得式(4)的實驗結果進行說明。把由含有C0.0020～0.0025質量％、Si0.01質量％、Mn0.48～0.52質量％、P0.025～0.030質量％、S0.006～0.010質量％、Al0.005～0.030質量％、B0.0001～0.0040質量％、Nb0.001～0.030質量％、N0.0060～0.0150質量，其余為Fe和不可避免的雜質組成的鋼錠，在1150℃加熱均勻后，把精加工溫度定為Ar3相變點以上的900℃進行熱軋，軋成厚度4mm的鋼板，在軋制結束后將其水冷。然后，將該熱軋板按500℃-1小時的條件進行退火，再按80％的壓下率進行冷軋，接著進行800℃-40分鐘的再結晶退火，最后按0.8％的壓下率進行調質軋制。
將獲得的鋼板作為供試材料(調質軋制材料)按0.02/秒的變形速度進行拉伸試驗。與此不同，先向上述鋼板賦予10％的拉伸變形，然后對其施加120℃-20分鐘的時效熱處理，將其作為供試材料(時效處理材料)，對此供試材料也同樣進行拉伸試驗。根據時效處理材料的抗拉強度(TS2)與調質軋制材料的抗拉強度(TS1)之差ΔTS＝TS2-TS1求出時效硬化量。
圖2示出了在煉制后的鋼成分中，[質量％N]-(14/27[質量％Al]+14/93[質量％Nb]+14/11[質量％B]+14/48[質量％Ti])與ΔTS的關系。從圖2可以看出，通過使[質量％N]-(14/27[質量％Al]+14/93[質量％Nb]+14/11[質量％B]+14/48[質量％Ti])滿足0.0030質量％以上，可以使ΔTS成為60MPa以上。更優選是，通過使上述公式的值滿足0.0050質量％以上，可以使ΔTS達到80MPa以上。這些數值作為優良的時效硬化性是充分的。
根據上述的結果，可以認為，[質量％N]-(14/27[質量％Al]+14/93[質量％Nb]+14/11[質量％B]+14/48[質量％Ti])適合作為用于預測在按照本發明獲得的鋼板中的固溶N量的概算預測式。因此，如果滿足下述式(4)[質量％N]≥0.0030+(14/27[質量％Al]+14/93[質量％Nb]+14/11[質量％B]+14/48[質量％Ti]) (4)但是，在不含Nb的鋼中，[質量％Nb]＝0在不含B的鋼中，[質量％B]＝0在不含Ti的鋼中，[質量％Ti]＝0則能更好地發揮優良的時效硬化性。
其次，關于Al濃度，如果脫碳后(RH處理結束時，也就是在熔煉后)的Al小于0.005質量％，則鋼中的氧濃度會迅速增加，并且在對該鋼坯進行冷軋等加工時，容易產生許多由巨大夾雜物引起的缺陷，從而導致在作為制品的冷軋鋼板上產生表面缺陷，或者在鋼板的加壓成型時產生大量的裂紋。因此，脫碳后的Al濃度必須在0.005質量％以上，優選在0.010質量％以上，但是，由于固溶的氮量隨Al濃度的增加而減少，因此，優選對應地增加N的濃度。
另外，當Al濃度增加時，N濃度也必須增加，如果在熔煉后的[質量％Al]·[質量％N]＞0.0004，則在連續鑄造時和/或熱軋時便會經常在鑄片和/或薄板坯的表面上產生裂紋，另外，在冷軋鋼板上也會經常產生筋狀的缺陷。圖1中調查和示出了鋼中的[質量％Al]·[質量％N]與在熔煉后經過連續鑄造、熱軋和冷軋而獲得的冷軋卷材的表面缺陷(平均每1000m的缺陷的個數)的關系。該調查結果表明，當[質量％Al]·[質量％N]＞0.0004時，在冷軋卷材上的表面缺陷率迅速增加。因此，[質量％Al]·[質量％N]的值必須在0.0004以下。如上所述，將N濃度和Al濃度匯總示于圖3中。
另外，為了確保固溶的N量，Al的實質上的上限為圖3所示的約0.025％。另外，為了確保在熔煉后的N0.0120質量％以上，Al的實質上的上限由于受[質量％Al]·[質量％N]的制約而定為約0.033％。
下面說明用于獲得上述成分范圍的精煉方法。
通常，為了熔煉超低碳鋼(C≤0.0050質量％)，一般都是在轉爐等中進行一次脫碳精煉后，使用真空脫氣設備，將鋼水置于5×102Pa(約3.8乇，約0.005大氣壓)以下的減壓條件下，通過使鋼水中的C與O的反應生成CO來脫氣，如此進行二次脫碳精煉。
此處，脫碳與脫氮同時進行，因此，有時希望減緩脫碳工序，這是因為，如果在一次精煉之后將碳過度地降低，則會促進鐵氧化物的生成，從而導致鋼的合格率降低，同時，以鐵氧化物作為氧源的夾雜物在Al脫氧的地點大量地生成，從而會使扁坯或鋼板的表面缺陷增加，因此不好。于是，本發明者們對二次脫碳精煉時用于抑制脫氮的方法進行了種種研究，結果獲得一個新發現，也就是在二次脫碳精煉中，當鋼水中的氮濃度高時，脫氮反應與脫碳量成比例地進行。并且還發現，通過對精煉時的諸條件進行控制可將該比例系數降低到某種程度。基于這一發現，本發明者們進一步對添加氮或減少脫氮給各工序帶來的負擔等反復進行了研究，結果發現，為了在生產率或成本方面負擔較少的范圍內減少脫氮量，將二次脫碳精煉時的氮濃度的減少量ΔN與碳濃度的減少量ΔC之比ΔN/ΔC控制在0.15以下是十分適宜的。另外，通過吹入下述含氮氣體來進行最適化處理等，按條件有時也會使ΔN/ΔC成為負(滲氮)的情況，因此不特意地決定ΔN/ΔC的下限。
再者，為了使在按真空脫氣處理的二次脫碳精煉前和處理中的鋼水碳濃度和氮濃度滿足下面的式(1)，必須使一次脫碳精煉后而且在按真空脫氣處理的二次脫碳精煉前的鋼水成分調整至低C濃度和高氮濃度。
-0.15[質量％C]≥0.0060(1)其理由是，如果[質量％N]、[質量％C]不滿足式(1)，則在ΔN/ΔC＝0.15的情況下，二次脫碳精煉后的[質量％N]就會低于0.006質量％。另外，即使滿足了式(1)，如果ΔN/ΔC＞0.15，二次脫碳精煉后的[質量％N]仍然會低于0.0060質量％。對上述關系進行整理，并將脫碳處理前、處理中和處理后的碳與氮濃度的關系示于圖4中。
由于按上述條件進行二次脫碳精煉，因此有可能使二次脫碳精煉后的氮濃度達到0.0060質量％以上。只要能使二次脫碳精煉后的N濃度達到0.0060質量％以上，就能容易地在以后的Al脫酸處理中通過吹入含N2氣體等來使真空脫氣處理后的N濃度達到0.0050質量％以上。
另外，在一次脫碳精煉之后而且在按照真空脫氣處理的二次脫碳精煉之前，作為更適合的鋼水成分條件，優選滿足下述式(5)。
-0.15[質量％C]≥0.0100 (5)通過滿足該式，可以容易地確保二次脫碳精煉后的[質量％N]在0.0100質量％以上。在此情況下的脫碳處理前、處理中和處理后的碳和氮濃度的關系示于圖5中。按照上述條件，只要脫碳處理后的N濃度在0.0100質量％以上，就能在以后的Al脫氧處理中通過吹入含N2的氣體等來使真空脫氣處理后的N濃度達到過去難以達到的0.0120質量％以上。另外，即使在目標N濃度不足0.0120質量％的情況下，從操作效率上考慮優選也應滿足式(5)。
此處，為了將一次脫碳精煉后而且在二次脫碳精煉之前的N濃度和C濃度控制在上述式(1)或式(5)的范圍內，優選通過提高N的濃度來滿足該式。此處，為了根據上述式(1)或式(5)來提高N濃度，有效的方法是在一次脫碳精煉后(例如在轉爐出鋼時)添加N-Mn等的含氮合金。在此階段由于添加含氮合金而引起的成分變化可以在二次精煉時進行調整，因此可以使用較為廉價的合金。作為含氮合金，除了上述的合金外，也可以添加N-Cr合金或含N的石灰等，但是，在添加N-Cr的情況下有可能導致Cr濃度的增加，另外，在添加含N石灰的情況下有可能導致爐渣的增加，這是必須注意的問題。因此，作為含氮合金，優選使用N-Mn合金。
除此之外，在一次脫碳精煉時向鋼水中吹入含氮氣體也適合作為提高N濃度的方法。對于氣體的種類和吹入方法沒有特別制約，但一般是利用上吹噴槍和/或底吹噴槍吹入氮氣的方法。優選是在C濃度處于0.3質量％以上的階段吹入。
另外，在二次脫碳精煉中，作為達到ΔN/ΔC≤0.15的方法，有效的是向鋼水中吹入含氮氣體的方法，特別有效的是在使用RH式真空脫氣設備作為真空脫氣設備的方法中，向鋼水中吹入含氮氣體作為由浸漬管吹入的環流氣體的方法。作為含氮氣體，優選使用氮氣或氮氬混合氣，吹入的氣體量優選是按氮氣流量計為2標準升/分·噸以上的條件吹入，除此之外，也可以從澆包或RH設備的吹入口吹入含氮氣體。另外，還可以例如按照從上面吹入口吹向鋼水表面的方法吹入到鋼水中。
另外，也可以利用鋼水中溶解的氧能夠降低脫氮化學反應速度常數的作用，通過使二次脫碳精煉中的氧濃度達到0.0300質量％以上來滿足ΔN/ΔC≤0.15。此處，通過控制用于促進脫碳而吹入的氧量，可以將氧濃度控制為所希望的數值。
另外，通過向吹入的含氮氣體中混入氫氣等還原性氣體，可以提高由氣體向鋼中供氮的供給效率。根據本發明者們的實驗發現，在同樣目標氮濃度(熔煉后)的條件下，如果含有還原性氣體5～50體積％，優選10～40體積％(在常溫和常壓下的值)，與通入同樣流量不含還原性氣體的含氮氣體相比，可以使一次精煉后的氮濃度降低30ppm左右。特別是在鋼中的氧濃度高的情況下，添加還原性氣體的效果更高，但是即使在低氧濃度的情況下也能看到其效果。
還原性氣體的效果，可以認為是由下述機理導致的結果。由于鋼中的氧是表面活性元素，因此可以認為，它能同時抑制從鋼中脫氮的反應以及從含氮氣體中向鋼中的吸氮反應。此處，通過使還原性氣體按適當的比率混合到氮氣中，可以在不降低鋼水中氧濃度的條件下使處于鋼水與加氮相之間的界面的氧濃度局部地降低，從而能夠促進吸氮反應。另外還可以認為，由于馬欒哥尼效應(Marangoni effect)所導致的氣體-鋼水表面附近的鋼水流動促進效果，也能使吸氮速度提高。由于還原性氣體在含氮氣體吹入的部位以外擴散，因此使得其他部位的氧濃度沒有顯著的降低。
另外，當將該氣體吹向鋼水表面時，特別是由于還原性氣體的添加而導致吸氮效率的提高效果增大。
作為還原性氣體，除了上述的氫氣之外，還可以使用丙烷等烴類氣體或一氧化碳等。但是，由于一氧化碳或烴類氣體含有碳，因此存在由于鋼中碳增加而導致脫碳成本上升的可能性，因此，從成本等的觀點考慮，優選使用氫氣等不含碳的氣體。
在真空脫碳精煉結束之后，為了降低鋼中的氧濃度而繼續在真空脫氣槽內對鋼水進行Al脫氧處理，同時，通常在脫氧的末期通過投入礦石等來進行最終的成分調整(微調整)。此處，在成分調整后的N濃度必須控制在0.0050～0.0250質量％的范圍內，為此，在Al脫氧的時期向鋼水中吹入含氮氣體的方法，特別是在RH式真空脫氣設備中，作為由浸漬管吹入的環流氣體吹入含氮氣體的方法是有效的。作為含氮氣體，優選使用氮氣或氮氬混合氣，吹入的氣體的量優選是按氮氣流量計為2標準升/分·噸以上的條件吹入。此處，也可以象上述那樣混合進還原性氣體，吹入氣體的方法不限于從浸漬管吹入，也可以按上述的方法吹入。
另外，在此時，通過使真空槽內的壓力上升至2×103Pa以上來抑制在真空下由鋼水表面脫氮是有效的。在圖6中示出了脫碳精煉后的氮濃度與在低真空度的條件下吹入N2氣(氮氣流量10標準升/分·噸)20分鐘后的氮濃度之間的關系。根據上述的式(1)和式(2)，當脫碳精煉后的氮濃度在0.0060質量％以上的情況下，通過在Al脫氧時的低真空(圖中為1×104Pa、5×102Pa)下吹入含氮氣體，可以提高氮的濃度，但是，當真空槽內的壓力高于2×103Pa時(1×104Pa)，可以使氮的濃度大幅度地上升，從而可以使氮濃度比較容易地達到0.0100～0.0120質量％以上。脫碳精煉后的氮濃度為0.0100質量％以上的情況也有同樣的傾向。此處，從維持槽內攪拌力的觀點考慮，真空槽內壓力的上限優選在2.0×104Pa以下，更優選在1.5×104Pa以下。
另外，在吹入含氮氣體的同時，或者作為吹入含氮氣體的代替，通過添加一種[質量％C]/[質量％N]≤0.1的含C量低的N-Mn等含氮合金，使鋼水中的C濃度不超過0.0050質量％，也可以有效地增加N的濃度。雖然在此情況下使用的含氮合金不便宜，但是可以將其添加量抑制至最小限度，因此在成本上的負擔少。利用含氮合金的優點是氮濃度的增加快，特別是在N濃度的目標值在高到0.0200質量％以上的情況下更為有效。
按照本發明制造的鋼，除了碳、氮、Al之外，對其他元素皆不需特殊限定。但是，作為加工用鋼板的坯料，優選將其成分調整到下述的成分范圍內，特別優選添加Nb、B、Ti中的一種以上。
Nb，通過與B的復合添加，對熱軋組織、冷軋再結晶退火組織的微細化有用，同時具有可使固溶C作為NbC固定的作用。當Nb量小于0.0050質量％時，其效果不夠充分，另一方面，當超過0.0500質量％時，就會導致展延性降低。因此，Nb的含量可在0.0050～0.0500質量％的范圍內，優選在0.0100～0.0300質量％的范圍內。
B，通過與Nb復合添加，除了對熱軋組織、冷軋再結晶退火組織的微細化有用之外，還具有改善二次加工脆性的作用。B量小于0.0005質量％時，其效果較小，另一方面，當超過0.0050質量％時，在鑄片的加熱階段難以溶體化。因此，B的含量可在0.0005～0.0050質量％的范圍內，優選在0.0005～0.0015質量％的范圍內。
Ti，不需要特意添加，但是，從組織微細化的觀點考慮，可以添加0.001質量％以上。但是，為了滿足式(4)，優選在0.070質量％以下。再有，小于0.001質量％的Ti有時作為不可避免的雜質存在。
除此之外，當氧含量按總氧量計超過0.0070質量％時，會使扁坯或鋼板中的夾雜物增加，從而會引起各種表面缺陷，因此優選充分地進行Al脫氧處理，以便使總氧量降低至0.0070質量％以下。
另外，Si能夠抑制延伸率的降低，在要提高強度的情況下是一種特別好的添加成分，但是當其超過1.0質量％時會使表面性狀惡化，并會導致延展性降低，因此其含量應在1.0質量％以下，優選在0.5質量％以下。雖然對下限值沒有必要加以限定，但通常含有0.005質量％以上。
Mn作為鋼的強化成分有用，但是當超過2.0質量％時，會導致表面性狀惡化或延展降低，因此優選在2.0質量％以下。雖然對下限值沒有特別限定，但是由于它是如上所述的有用元素，因此通常不特意地對其施加減量處理，通常其含量在0.05質量％以上。
除此之外，作為強化元素，Mo、Cu、Ni、Cr等可以各添加2.0質量％以下，V、Zr、P等可以各添加0.1質量％以下。但是，即使不添加P，P在多數情況下也會作為不可避免的雜質以約0.03質量％以下的含量存在。另外，Cr的添加起到有利于高氮化的作用，但是從所獲鋼板的加工性的觀點考慮，其含量優選在0.3％以下。作為其他的不可避免的雜質，S可以含有0.04質量％以下。
經過成分調整的鋼水可以用連續鑄造設備鑄造成軋制用的坯料(鑄片)。連續鑄造的條件可以按常規方法決定，對此沒有特殊限定。也就是說，可以使用公知的垂直彎曲型連續鑄造機、垂直型連續鑄造機或彎曲型連續鑄造機將鋼水鑄造成厚度為100～300mm，寬度為900～2000mm左右的扁坯。根據需要，也可以用壓寬、鍛寬等的方法將緊接在鑄造后生成的扁坯調整成所希望的寬度。
按照常規方法將鑄片熱軋加工，獲得了熱軋鋼板。根據需要可以對熱軋鋼板退火。可以將該熱軋鋼板作為最終制品，但優選是進一步對其施加冷軋和在再結晶的溫度以上進行退火，從而制成冷軋鋼板。另外，也可對其施加適宜的表面處理。
實施例發明例1將250噸鐵水在轉爐中施加一次脫碳精煉，直至C濃度降低至0.0300質量％為止。這時鋼水中的N濃度為0.0040質量％，Mn濃度為0.07質量％。然后，當從轉爐出鋼時，向澆包內添加N-Mn合金(C1.5質量％、Mn73質量％、N5質量％)5kg/t，這時澆包內鋼水中的N濃度增加至0.0140質量％。這時的C濃度增加至0.0400質量％，Mn濃度增加至0.40質量％。
為了將該鋼水進行脫碳處理至超低碳鋼，使用RH式真空脫氣設備按照真空脫碳處理進行二次脫碳精煉。二次脫碳精煉前的[質量％N]-0.15[質量％C]為0.0080質量％，確保該值在0.0060質量％以上。真空脫碳處理時的真空槽內的壓力為1×103Pa，處理前的溶解氧濃度為0.0520質量％，使用氮氣作為從浸漬管噴入的環流氣體，按氣體流量3000標準升/分(也就是每噸鋼水12標準升/分·噸)吹入。通過真空槽內的噴槍向上吹入氧氣來使真空脫碳處理中的溶解氧濃度經常保持在0.0350質量％以上。在經過20分鐘真空脫碳處理后，C濃度降低至0.0020質量％，另外，N濃度降低至0.0100質量％。真空脫碳處理中的ΔN/ΔC為0.105，小于0.15。另外，溶解氧濃度為0.0380質量％。
然后，待真空槽內的壓力上升至1×104Pa后，向該鋼水中加入0.8kg/t的Al以進行脫氧。脫氧后的Al濃度為0.015質量％。接著，吹入3000標準升/分(也就是每噸鋼水12標準升/分·噸)的氮氣作為來自浸漬管的環流氣。添加Al后5分鐘，再添加3kg/t的低C含量的N-Mn合金(C0.2質量％，Mn80質量％，N8質量％)。然后添加FeNb0.06kg/t，FeB 0.007kg/t。應予說明，沒有特意添加Ti和Si，但對于Mn，添加了金屬Mn 4.0kg/t。
在Al脫氧后的15分鐘時，結束RH全脫氧處理。結束時的N濃度增加至0.0150質量％。另外，C濃度為0.0030質量％，Al濃度為0.010質量％。[質量％Al]·[質量％N]為0.00015，獲得了小于0.0004的值。再者，Nb為0.0050質量％，B為0.0005質量％，Ti為0.001質量％，Si為0.01質量％，Mn為1.0質量％。根據這些成分求得，0.0030+14/27[質量％Al]+14/93[質量％Nb]+14/11[質量％B]+14/48[質量％Ti])的值為0.0102質量％，因此，在精煉后的N濃度可以在該值以上。另外，其他的鋼成分為P 0.010質量％、S 0.010質量％和其他不可避免的雜質。
表1中記載了主要的制造條件和結果。
表1

注)％一般指質量％。但是，對于氣體，指常溫·常壓下的體積％；流量以N2的換算值表示。
用垂直彎曲型連續鑄造機將該鋼水連續鑄造成扁坯，將該扁坯置于扁坯加熱爐中加熱至1150℃后，用連續熱軋設備將其熱軋成厚度3.5mm的熱軋鋼板(精軋溫度920℃，軋制后的冷卻速度55℃/秒，卷取溫度600℃)，將其卷取成熱卷材。用冷軋設備將該熱卷材冷軋成厚度為0.7mm的薄板(壓下率80％)，然后在連續退火線上進行再結晶退火(升溫速度15℃/秒，溫度840℃)，然后進行壓下率1.0％的調質軋制。
對如此獲得的鋼板(調質軋制板材)進行拉伸試驗。另外，對上述鋼板賦予10％的拉伸變形，然后對其施加120℃-20分鐘的時效熱處理，對如此獲得的鋼板(時效處理板材)也進行同樣的拉伸試驗。根據上述兩個試驗，求出時效處理板材的抗拉強度(TS2)與調質軋制板材的抗拉強度(TS1)之差ΔTS＝TS2-TS1，將其作為時效硬化量。結果獲得了ΔTS＝100MPa這樣大的時效硬化量。另外，在扁坯、薄板坯階段，沒有表面裂紋，冷軋鋼板的表面質量也良好。
發明例2將250噸鐵水在轉爐中施加一次脫碳精煉，直至C濃度降低至0.0300質量％為止。這時鋼水中的N濃度為0.0040質量％，Mn濃度為0.07質量％。然后，當從轉爐出鋼時，向澆包內添加N-Mn合金(C1.5質量％、Mn73質量％、N5質量％)5kg/t，這時澆包內鋼水中的N濃度增加至0.0165質量％。這時的碳濃度增加至0.0300質量％和Mn濃度增加至0.40質量％。
為了將該鋼水進行脫碳處理至超低碳鋼，使用RH式真空脫氣設備進行二次脫碳精煉。二次脫碳精煉前的[質量％N]-0.15[質量％C]為0.0120質量％，從而確保該值在0.0100質量％以上。真空脫碳處理時的真空槽內的壓力為1×102Pa，處理前的溶解氧濃度為0.0480質量％，使用氮氣作為從浸漬管噴入的環流氣體，按氣體流量3000標準升/分吹入。通過真空槽內的噴槍向上吹入氧氣來使真空脫碳處理中的溶解氧濃度經常保持在0.0350質量％以上。在經過20分鐘真空脫碳處理后，C濃度降低至0.0020質量％，另外，N濃度降低至0.0130質量％。真空脫碳處理中的ΔN/ΔC為0.125，小于0.15。另外，溶解氧濃度為0.0380質量％。
然后，待真空槽內的壓力上升至1×104Pa后，向該鋼水中加入0.8kg/t的Al以進行脫氧。脫氧后的Al濃度為0.012質量％。接著，吹入3000標準升/分的氮氣作為來自浸漬管的環流氣。添加Al 5分鐘后，再添加2kg/t的低C含量的N-Mn合金(C0.2質量％，Mn80質量％，N8質量％)。在Al脫氧后15分鐘時，結束RH全脫氧處理。在結束時的氮濃度增加至0.0160質量％。另外，C濃度為0.0030質量％，Al濃度為0.010質量％。[質量％Al]·[質量％N]為0.00016，獲得了小于0.0004的值。
表1中記載了主要的制造條件和結果。
其他的熔煉后鋼成分為P 0.010質量％、S 0.010％以及其他不可避免的雜質。另外，在本鋼中，雖然不添加Nb、B、Ti，但作為不可避免的雜質含有微量的這些元素。
將所獲的鋼水供往連續鑄造，在鑄成扁坯、薄板坯時，獲得了沒有表面裂紋的良好的鑄片。另外，通過與發明例1同樣處理而獲得的冷軋卷材的表面質量也良好(表面缺陷率0.15個/1000m以下)，也能夠獲得所希望的時效性。
發明例3按照表2和表3中所示的諸條件施加一次精煉-RH鋁全脫氧處理(二次精煉-脫氧-成分調整)。應予說明，在一次精煉中投入的含氮氣體的量為氮氣1標準m3/t。另外，在這些鋼(熔煉后)中，在表中記載以外的主要成分范圍是P0.005～0.025質量％，S0.005～0.025質量％，其余為不可避免的雜質。
表2

注)％一般指質量％。但是，對于氣體，指常溫·常壓下的體積％；流量以N2的換算值表示。
表3

注)％一般指質量％。但是，對于氣體，指常溫·常壓下的體積％；流量以N2的換算值表示。
按照滿足本發明要點的制造方法制得的鋼，在每一種情況下，當制造扁坯、薄板坯時，皆獲得了沒有表面裂紋的良好鑄片。另外，通過對這些發明鋼施加與發明例1同樣的處理而獲得的冷軋鋼板卷材的表面質量也良好(表面缺陷率0.15個/1000m以下)。另外，當按照與發明例1同樣的測定方法測定該冷軋鋼板的時效硬化性時，也能獲得ΔTS60～110MPa(在發明例3-1，2，3，5中皆在80MPa以上)。
比較例1將250噸鐵水在轉爐中施加一次脫碳精煉，直至C濃度降低至0.0300質量％為止。這時鋼水中的N濃度為0.0040質量％，Mn濃度為0.07質量％。然后，當從轉爐出鋼時，向澆包內添加N-Mn合金(C1.5質量％、Mn73質量％、N5質量％)5kg/t，這時澆包內鋼水中的N濃度增加至0.0140質量％。這時的C濃度增加至0.0400質量％，Mn濃度增加至0.40質量％。
為了將該鋼水進行脫碳處理至超低碳鋼，使用RH式真空脫氣設備進行二次脫碳精煉。二次脫碳精煉前的[質量％N]-0.15[質量％C]為0.0080質量％，確保該值在0.0060質量％以上。二次脫碳精煉時的真空槽內的壓力為1×102Pa，處理前的溶解氧濃度為0.0280質量％，使用氮氣作為來自浸漬管的環流氣體，按氣體流量3000標準升/分(12標準升/分·噸)吹入。二次脫碳精煉中的溶解氧濃度在精煉過程中下降至0.0300質量％。在經過20分鐘的二次脫碳精煉后，C濃度降低至0.0020質量％，另外，N濃度降低至0.0040質量％。真空脫碳處理中的ΔN/ΔC為0.263，是一個大于0.15的值。另外，溶解氧濃度為0.0263質量％。
然后，待真空槽內的壓力上升至1×104Pa后，向該鋼水中加入0.8kg/t的Al以進行脫氧。脫氧后的Al濃度為0.015質量％。接著，吹入3000標準升/分(12標準升/分·噸)的氮氣作為來自浸漬管的環流氣。添加Al后5分鐘，再添加2kg/t的低C含量的N-Mn合金(C0.2質量％，Mn80質量％，N8質量％)。然后添加FeNb 0.06kg/t，FeB0.007kg/t。應予說明，沒有特意添加Ti和Si，但對于Mn，添加了金屬Mn 4.0kg/t。
在Al脫氧后的15分鐘時，結束RH全脫氧處理。結束時的N濃度增加至0.0090質量％。另外，C濃度為0.0030質量％，Al濃度為0.0100質量％。[質量％Al]·[質量％N]為0.00009。另外，Nb為0.0050質量％，B為0.0005質量％，Ti為0.002質量％，Si為0.01質量％，Mn為1.0質量％。根據這些成分求得，0.0030+14/27[質量％Al]+14/93[質量％Nb]+14/11[質量％B]+14/48[質量％Ti]的值為0.0102質量％，因此，精煉后的N濃度不能達到該值以上。另外，不言而喻，也不能獲得0.0120質量％的N濃度。
表1中記載了主要的制造條件和結果。其他的熔煉后的鋼成分為P 0.010質量％，S 0.010％和其他不可避免的雜質。
用垂直彎曲型連續鑄造機將該鋼水連續鑄造成扁坯，將該扁坯置于扁坯加熱爐中加熱至1150℃后，用連續熱軋設備將其熱軋成厚度3.5mm的熱軋鋼板(精軋溫度920℃，軋制后的冷卻速度55℃/秒，卷取溫度600℃)，將其卷取成熱卷材。用冷軋設備將該熱卷材冷軋成厚度為0.7mm的薄板(壓下率80％)，然后在連續退火線上進行再結晶退火(升溫速度15℃/秒，溫度840℃)，然后進行壓下率1.0％的調質軋制。
對如此獲得的鋼板(調質軋制板材)進行拉伸試驗。另外，對上述鋼板賦予10％的拉伸變形，然后對其施加120℃-20分鐘的時效熱處理，對如此獲得的鋼板(時效處理板材)也進行同樣的拉伸試驗。根據上述兩個試驗，求出時效處理板材的抗拉強度(TS2)與調質軋制板材的抗拉強度(TS1)之差ΔTS＝TS2-TS1，將其作為時效硬化量。
結果，ΔTS＝5MPa，這樣只能獲得很小的時效硬化量。
比較例2按照表4所示的諸條件施加一次精煉-RH鋁全脫氧處理(二次精煉-脫氧-成分調整)。應予說明，除了表2中記載的成分以外，其余的鋼成分與發明例3的情況相同。
表4

注)％一般指質量％。但是，對于氣體，指常溫·常壓下的體積％；流量以N2的換算值表示。
由于Al脫氧不充分而導致總氧量高的比較例2～5以及％Al×％N(＝[質量％Al]·[質量％N])超過0.0004的比較例2～4，在任一種情況下獲得的扁坯或冷軋鋼板等，皆產生表面缺陷。
比較例2-1、2-2，由于其制造條件不在合適的范圍內，因此，即使確保加長其脫碳處理期的時間，精煉后的N濃度也不能達到0.0030+14/27[質量％Al]+14/93[質量％Nb]+14/11[質量％B]+14/48[質量％Ti]的值以上，而且，也不能獲得0.0120質量％的N濃度。另外，比較例2-4也由于其脫氧期中的氧濃度高，因此不能滿足上述的固溶N式，也不能獲得0.0120質量％的N濃度。另外，比較例2-5由于Al導致的鋼中N的消耗大，因此不能滿足上述的固溶N式。由這些鋼制得的冷軋鋼板的時效硬化性ΔTS明顯地低于60MPa。
比較例2-3雖然其N濃度高，但是由于在脫氧處理時添加的N-Mn合金不是低碳的合金，因此不能獲得所需的超低碳濃度，在作為汽車零件用材料進行壓力加工時，其加工性是不充分的。
工業實用性如上所述，把按照本發明方法制得的鋼進行連續鑄造而獲得的軋制用坯料，通過將其軋制而獲得的鋼板(冷軋鋼板)的時效硬化性優良，而且可以成為一種表面缺陷少的低碳而且高氮的冷軋鋼板，可以提供例如最適合作為汽車的構件使用的材料。另外，與按照以往公開的高氮鋼的制造方法試制超低碳鋼的情況相比，確實能夠獲得低的成本和高的生產率。
權利要求
1.一種高氮超低碳鋼的制造方法，其特征在于，在制造C≤0.0050質量％的超低碳鋼板用軋制坯料時，對來自高爐的鐵水施加一次脫碳精煉，同時將一次脫碳精煉后的鋼水成分調整到滿足下述式(1)的范圍內，然后在真空脫氣設備中進行二次脫碳精煉，直至碳含量達到C≤0.0050質量％的超低碳濃度區域，以使其滿足下述式(2)，然后用Al進行脫氧，以便使脫氧處理后的鋁達到Al≥0.005質量％，同時進行成分調整，以使Al濃度和N濃度滿足下述式(3)，而且使N濃度滿足N0.0050～0.0250質量％，并且滿足下述式(4)或N≥0.0120質量％，接著對調整了成分的鋼水進行連續鑄造，[質量％N]-0.15[質量％C]≥0.0060(1)ΔN/ΔC≤0.15 (2)式中，ΔN二次脫碳精煉中鋼中N濃度的降低量(質量％)ΔC二次脫碳精煉中鋼中C濃度的降低量(質量％)[質量％Al]·[質量％N]≤0.0004 (3)[質量％N]≥0.0030+14/27[質量％Al]+14/93[質量％Nb]+14/11[質量％B]+14/48[質量％Ti] (4)但是，在不含Nb的鋼中，[質量％Nb]＝0在不含B的鋼中，[質量％B]＝0在不含Ti的鋼中，[質量％Ti]＝0。
2.如權利要求1所述的高氮超低碳鋼的制造方法，其中，在上述成分調整中，按照能使N濃度滿足下述式(4)的方式來調整成分，[質量％N]≥0.0030+14/27[質量％Al]+14/93[質量％Nb]+14/11[質量％B]+14/48[質量％Ti] (4)但是，在不含Nb的鋼中，[質量％Nb]＝0在不含B的鋼中，[質量％B]＝0在不含Ti的鋼中，[質量％Ti]＝0。
3.如權利要求1所述的高氮超低碳鋼的制造方法，其中，在上述成分調整中，按照能使N濃度達到0.0120質量％以上的方式來調整成分。
4.如權利要求1所述的高氮超低碳鋼的制造方法，其中，將上述一次脫碳精煉后的鋼水成分調整至N≥0.0080質量％。
5.如權利要求1所述的高氮超低碳鋼的制造方法，其中，將上述一次脫碳精煉后的鋼水成分調整至滿足下述式(5)的范圍內，[質量％N]-0.15[質量％C]≥0.0100 (5)
6.如權利要求1所述的高氮超低碳鋼的制造方法，其中，在上述二次脫碳精煉時，向鋼水中吹入含氮氣體。
7.如權利要求6所述的高氮超低碳鋼的制造方法，其中，通過按氮氣流量2標準升/分·噸以上的條件向鋼水中吹入上述含氮氣體來達到ΔN/ΔC≤0.15。
8.如權利要求6所述的高氮超低碳鋼的制造方法，其中，上述含氮氣體還含有還原性氣體。
9.如權利要求8所述的高氮超低碳鋼用軋制坯料的制造方法，其中，上述還原性氣體為上述含氮氣體的5～50體積％(常溫·常壓)。
10.如權利要求1所述的高氮超低碳鋼的制造方法，其中，在上述二次脫碳精煉中，通過將鋼水中的氧濃度調整至0.0300質量％以上來達到ΔN/ΔC≤0.15。
11.如權利要求1所述的高氮超低碳鋼的制造方法，其中，通過向一次脫碳精煉后至二次脫碳精煉前的鋼水中添加含N合金來調整一次脫碳精煉后的鋼水成分。
12.如權利要求1所述的高氮超低碳鋼的制造方法，其中，在進行一次脫碳精煉時，通過吹入含有氮氣的氣體來調整一次脫碳精煉后的鋼水成分。
13.如權利要求1所述的高氮超低碳鋼的制造方法，其中，在二次脫碳精煉后的真空脫氣設備中利用Al進行脫氧時，通過按照氮氣流量2標準升/分·噸以上的條件向鋼水中吹入含氮氣體來控制N濃度。
14.如權利要求13所述的高氮超低碳鋼的制造方法，其中，上述含有氮氣的氣體還含有還原性氣體。
15.如權利要求1所述的高氮超低碳鋼的制造方法，其中，在二次脫碳精煉后的真空脫氣設備中利用Al進行脫氧時，通過將真空槽內壓力調整至2×103Pa以上來抑制N濃度的降低。
16.如權利要求1所述的高氮超低碳鋼的制造方法，其中，在二次脫碳精煉后的真空脫氣設備中利用Al進行脫氧時，通過向鋼水中添加一種滿足[質量％C]/[質量％N]≤0.1的含N合金來控制N濃度。
17.如權利要求1所述的高氮超低碳鋼的制造方法，其中，經過成分調整的熔煉處理后的鋼水組成含有Si1.0質量％以下、Mn2.0質量％以下、總氧濃度0.0070質量％，而且Nb0.0050～0.0500質量％、B0.0005～0.0050質量％和Ti0.070質量％以下中的一種或兩種以上，其余基本上為鐵。
18.如權利要求1所述的高氮超低碳鋼的制造方法，其中，上述的高氮超低碳鋼是時效硬化性高的超低碳鋼板用的軋制坯料。
19.一種高氮超低碳鋼的制造方法，其特征在于，在制造C≤0.0050質量％的超低碳鋼板用軋制坯料時，首先對來自高爐的鐵水施加一次脫碳精煉，然后通過添加含氮合金來將鋼水成分調整至滿足下述式(5)的范圍內，接著在真空脫氣設備中，一邊保持鋼水中的氧濃度在0.0300質量％以上，而且按照氮氣流量2標準升/分·噸以上的條件向鋼水中吹入含氮的氣體，一邊進行二次脫碳精煉至C≤0.0050質量％的超低碳濃度范圍，以便使其滿足下述式(2)，然后，一邊利用Al進行脫氧，以便使脫氧后的Al≥0.005質量％，一邊保持真空槽內的壓力在2×103Pa以上，而且按照氮氣流量2標準升/分·噸以上的條件向鋼水中吹入含氮的氣體，根據需要向鋼水中添加一種符合[質量％C]/[質量％N]≤0.1的含N合金，通過成分調整來使Al濃度和N濃度滿足下述式(3)，并使N濃度成為N0.0050～0.0250質量％，而且滿足下述式(4)或N≥0.0120質量％，接著把經過成分調整的鋼水進行連續鑄造，其中，[質量％N]-0.15[質量％C]0.0100(5)ΔN/ΔC≤0.15(2)式中，ΔN二次脫碳精煉時鋼中N濃度的降低量(質量％)ΔC二次脫碳精煉時鋼中C濃度的降低量(質量％)[質量％Al]·[質量％N]≤0.0004 (3)[質量％N]≥0.0030+14/27[質量％Al]+14/93[質量％Nb]+14/11[質量％B]+14/48[質量％Ti] (4)但是，在不含Nb的鋼中，[質量％Nb]＝0在不含B的鋼中，[質量％B]＝0在不含Ti的鋼中，[質量％Ti]＝0。
全文摘要
提供了一種不會引起扁坯或鋼板產生缺陷，并能確實低成本而且高生產率地制造高氮超低碳鋼的方法，該高氮超低碳鋼通過加工成型后的時效處理而具有優良的時效硬化性，適合作為冷軋鋼板的軋制坯料使用。作為該方法，在制造C≤0.0050質量％的超低碳鋼板用的軋制坯料時，以來自高爐的鐵水施加一次脫碳精煉，然后把一次脫碳精煉后的鋼水成分調整至滿足下式[質量％N]－0.15[質量％C]≥0.0060的范圍內，然后使用真空脫氣設備，一邊抑制脫氮，一邊進行二次脫碳精煉直至達到超低碳濃度范圍；然后進行利用Al的脫氧，進而調整成分，以便滿足[質量％Al]·[質量％N]≤0.0004、N0.0050∽0.0250質量％，而且優選使固溶的N量成為預定量以上，最后將該鋼水進行連續鑄造。
文檔編號C21C7/10GK1422337SQ01807924
公開日2003年6月4日 申請日期2001年12月12日 優先權日2000年12月13日
發明者鍋島誠司, 竹內秀次, 小川尚志, 鍋島祐樹, 增本泰幸 申請人:川崎制鐵株式會社