JP6604460B2 - 転炉の操業方法 - Google Patents

Description

本発明は、上吹きランスに設けられた複数のラバールノズルから酸素ガスを溶鉄に吹き付け、転炉外へ溶鉄の噴出を抑制しつつ溶鉄から溶鋼を溶製する転炉の操業方法に関する。ここで、「溶鉄」とは、溶銑または溶鋼であり、両者を明確に区別できる場合は、「溶銑」または「溶鋼」と記載する。

転炉での脱炭精錬において、転炉の生産性向上の観点から、単位時間当たりの酸素ガス供給量（「送酸速度」ともいう）を多くした操業が採用される。しかしながら、単位時間当たりの酸素ガス供給量を多くすると、ダストなどとして炉外に飛散する鉄分及び炉壁や炉口付近に付着して堆積する鉄分が増加する。これらの鉄分損失は最終的には回収され、再度鉄源として利用されることになるが、この量が多くなると、ダスト回収及び炉口付近に付着した鉄分の除去に要するコストの増加や転炉の稼働率の低下を招くので、解決すべき重要な課題の一つとなっている。

そのため、転炉での脱炭精錬におけるダストの発生及び抑制に関して、従来から多くの検討及び研究がなされてきた。その結果、ダストの発生メカニズムについては、下記に示す２つのメカニズムに大別され、吹錬の進行に伴って各発生メカニズムによるダストの発生量及びダストの発生割合が変化することが知られている。
［１］バブルバースト（スピッティング（地金飛散）または気泡の湯面離脱に伴い粒鉄が飛散するなど）によってダストが発生する。
［２］ヒューム（鉄原子の蒸発）によってダストが発生する。

一方、上吹きランスからの上吹き酸素による脱炭反応速度は、溶鉄中の炭素濃度が臨界炭素濃度に至るまでの期間では酸素供給律速であり、臨界炭素濃度以下の炭素濃度では溶鉄中炭素の移動（拡散）律速であることが知られている。但し、非特許文献１によれば、酸素供給律速期間であっても排ガスの連続分析に基づく脱炭速度は一定ではなく、変動することが記載されている。小型溶解炉を用いた脱炭精錬の浴面を直接観察した結果、この酸素供給律速期間において脱炭速度が変動すると浴面から大気泡が発生することから、脱炭速度の変動は、表面反応から浴内反応への移行による反応面積の拡大によって発生していると考えられている。

上吹き酸素による脱炭反応は、主に酸素噴流と溶鉄との衝突界面、いわゆる「火点」と呼ばれる「くぼみ」で進行することが知られている。非特許文献２には、火点の面積として、下記の（４）式に示すように、幾何学的なくぼみの表面積Ａ_ｐに加えて浴面上に発生する液滴の影響を考慮した相当界面積Ａ^＊を定義し、下記の（５）式に示すように、上吹き酸素流量Ｆ_Ｏ２と相当界面積Ａ^＊との比である酸素負荷Ｆ_ｇの増加に伴って脱炭酸素効率が低下することが記載されている。

（４）式において、ｄ_ｃはラバールノズルのスロート径、Ｉは上吹き酸素噴流の運動量、κは運動量Ｉの補正係数、σは溶鉄の表面張力である。

ところで、転炉などの精錬反応容器において、上吹きまたは底吹きされる精錬用及び撹拌用のガス供給と、脱炭反応に基づくＣＯガスの発生とに伴って、反応容器内の溶鉄は揺動する。揺動の振動数と反応容器の形状で決まる固有振動数とが一致する、いわゆる共振時には揺動の振幅が最大化する。このような現象は「スロッシング」と呼ばれる。スロッシングが発生すると、上吹きランス、炉壁、更には炉口付近に付着・堆積する鉄分が増加する。

非特許文献３には、スロッシングについて記載されており、これによれば、円筒容器の固有振動数ｆ_ｃａｌｃは、解析的に求めることができ、円筒容器内径Ｄと浴深Ｈとから下記の（６）式で算出できることが記載されている。ここで、（６）式において、ｇは重力加速度で、ｋは定数（＝１．８４）である。

脱炭精錬中の転炉の振動を実測した非特許文献４には、商業規模の転炉における溶鉄の揺動による振動数は０．３〜０．４Ｈｚ程度であることが記載されている。この測定値は、（６）式から算出される転炉の固有振動数とほぼ一致する。

したがって、商業規模の転炉においてもスロッシング現象は起こり得ることがわかる。スロッシング現象が起こると、スロッピング（スラグ噴出）が起こり易くなるので、上吹きランス、炉壁、更には炉口付近に付着・堆積する鉄分が増加する。

特許文献１には、単位時間当たりの酸素ガス供給量を高めた転炉操業において、スピッティングやスロッピングの発生を抑制することを目的として、転炉内への酸素ガス供給量、転炉からの排ガス流量、排ガス組成、溶銑成分及び副原料使用量に基づいて炉内残留酸素濃度を算出し、算出した炉内残留酸素濃度に応じて、酸素ガス供給量、ランス高さ、底吹きガス流量のうちの少なくともいずれか１つを調整し、スピッティング及びスロッピングの発生を抑制する精錬方法が記載されている。

特開２０１３−１０８１５３号公報

生産研究、ｖｏｌ．２２（１９７０）Ｎｏ．１１．ｐ．４８８ 鉄と鋼、ｖｏｌ．５７（１９７１）Ｎｏ．１２．ｐ．１７６４ 生産研究、ｖｏｌ．２６（１９７４）Ｎｏ．３．ｐ．１１９ 川崎製鉄技報、ｖｏｌ．１９（１９８７）Ｎｏ．１．ｐ．１

しかしながら、特許文献１の精錬方法では、スロッピング（スラグ噴出）の兆候をモニターし、その後アクションを行っているので、スロッピングは検知できるものの、バブルバースト及びバブルバーストに伴うスピッティング（地金飛散）については抑制できない。

本発明は上記事情に鑑みてなされたもので、その目的とするところは、上吹きランスから酸素ガスを上吹きして溶鉄の脱炭精錬を実施するにあたり、溶鉄の揺動を抑制し、且つ、バブルバースト及びバブルバーストに伴うスピッティングを抑制し、鉄歩留りの低下を抑制できる転炉操業方法を提供することである。

このような課題を解決する本発明の特徴は、以下の通りである。
［１］下端にラバールノズルが設置された上吹きランスを用い、前記ラバールノズルから転炉内の溶鉄浴面に酸素ガスを吹き付けて転炉内の溶鉄を脱炭する転炉の精錬方法であって、
下記（１）式で定まる火点単位面積当たりの酸素ガス流量Ｆ（Ｎｍ^３／(ｍ^２×ｓ)）と、
前記酸素ガス流量Fと下記（２）式とから定まる炉内の蓄積酸素指標Ｓ（Ｆ）が、下記の（３）式を満たすように、前記上吹きランスからの送酸速度Ｑ_ｇ及びランス高さＬＨのいずれか一方または双方を調整する、転炉の操業方法。

ここで、（１）式において、
ｎは、前記上吹きランスの下端に設置されたラバールノズルの個数（−）であり、
ｄ_ｃは、前記ラバールノズルのスロート径（ｍｍ）であり、
Ｑ_ｇは、前記上吹きランスからの送酸速度（Ｎｍ^３／ｓ）であり、
Ｐ_０は、前記ラバールノズルへの前記酸素ガスの供給圧力（Ｐａ）であり、
ｖ_ｇｃは、前記ランス高さＬＨ（ｍ）から算出される溶鉄浴面の衝突面における前記酸素ガスの流速であって、前記ラバールノズルの中心軸上の前記酸素ガスの流速（ｍ／ｓ）であり、
ｒは、前記溶鉄浴面への前記酸素ガスの衝突によって形成されるくぼみの半径（ｍｍ）であり、
Ｌは、前記くぼみの深さ（ｍｍ）である。
（２）式において、
αは、定数（(ｍ^２×ｓ)／Ｎｍ^３）であり、
Ｆ_０は、定数（Ｎｍ^３／(ｍ^２×ｓ)）であり、
Δｔは、データ収集時間間隔（ｓ）である。
［２］前記（２）式によって算出される蓄積酸素指標Ｓ（Ｆ）の実績値、及び、上吹きランスからの酸素ガス供給量及び炉内に投入した副原料中の酸素量の合計である入力酸素量と、転炉排ガスに存在するＣＯガス、ＣＯ_２ガス、酸素ガス及び脱珪反応に消費されＳｉＯ_２として炉内に存在する酸素量の和である出力酸素量と、の差である不明酸素量を吹錬中に監視し、前記定数αを決定する、［１］に記載の転炉の操業方法。

本発明によれば、上吹きランスからの送酸速度Ｑ_ｇ及びランス高さＬＨの関数である、（２）式で定義される蓄積酸素指標Ｓ（Ｆ）を所定の範囲内に制御するので、転炉内の溶鉄の揺動を抑制することが可能となるのみならず、上吹きランス、転炉炉壁、転炉の炉口付近に付着・堆積する鉄分を軽減することができる。

図１は、平均脱炭酸素効率ηと、（１）式から計算される火点単位面積当たりの酸素ガス流量Ｆとの関係を示すグラフである。 図２は、炉下落下地金指数Ｗと、（２）式から計算される酸素蓄積指標Ｓ（Ｆ）の最大値Ｓ（Ｆ）_ｍａｘとの関係を示すグラフである。 図３は、炉体振動の最大加速度ａ_ｍａｘと、（２）式から計算される酸素蓄積指標Ｓ（Ｆ）の最大値Ｓ（Ｆ）_ｍａｘとの関係を示すグラフである。

以下、発明の実施形態を通じて本発明を説明する。まず、本発明に至った経緯について説明する。

本発明者らは、上吹きランスから酸素ガスを吹き付けると同時に炉底部の底吹き羽口から撹拌用ガスを吹き込むことの可能な容量３００トン規模の転炉を用いて、転炉内の溶銑に酸素ガス（工業用純酸素ガス）を上吹きして溶銑の脱炭精錬を行う際の炉壁や上吹きランスへの地金付着量に及ぼす上吹きランスのランス高さＬＨの影響を確認した。底吹きの撹拌用ガスとしてはアルゴンガスを使用した。「ランス高さＬＨ」とは、上吹きランスの先端から、転炉内の溶銑が静止状態であるときの溶銑浴面までの距離（ｍ）である。

実験では、表１に示すように、３種類の上吹きランス（上吹きランスＡ、Ｂ、Ｃ）を使用し、上吹きランスからの送酸速度（酸素供給流量）を７５０〜１０００Ｎｍ^３／ｍｉｎ、ランス高さＬＨを２．２〜２．８ｍの範囲で変更し、吹錬中に転炉炉口及びフードに付着した地金が炉下に落下したものを吹錬後に回収して秤量し、付着地金量に及ぼすランス高さＬＨ及び吹錬条件の影響を確認した。

試験では、転炉の傾動軸に加速度計を装着し、吹錬中の傾動軸方向の加速度を計測した。得られた加速度信号は解析装置に取り込んで記録するとともに高速フーリエ変換処理を行い、炉体振動の周波数解析を行った。

試験では、溶銑中の炭素濃度が４．０質量％の時点から上吹きランスからの酸素ガスの供給を開始し、溶鋼中の炭素濃度が０．０５質量％となった時点で酸素ガスの供給を終了した。

酸素ガスを上吹きして行う溶銑の脱炭精錬において、火点単位面積当たりの酸素ガス流量Ｆ（Ｎｍ^３／（ｍ^２×ｓ））は、下記の（１）式で表される。火点単位面積当たりの酸素ガス流量Ｆは、炉内の溶銑浴面の上吹き酸素ガスとの衝突部位となる複数の火点において、各火点の単位面積当たりに衝突する酸素ガスの脱炭精錬期間における平均流量である。

（１）式において、ｎは上吹きランスの下端に設置されたラバールノズルの個数（−）である。ｄ_ｃはラバールノズルのスロート径（ｍｍ）である。Ｑ_ｇは上吹きランスからの送酸速度（Ｎｍ^３／ｓ）である。Ｐ_０は上吹きランスのラバールノズルへの酸素ガスの供給圧力（Ｐａ）である。ｖ_ｇｃはランス高さＬＨから算出される酸素ガスの溶銑浴面の衝突面における流速であって、ラバールノズルの中心軸上の酸素ガスの流速（ｍ／ｓ）である。ｒは溶銑浴面への酸素ガスの衝突によって形成されるくぼみの半径（ｍｍ）である。Ｌは前記くぼみの深さ（ｍｍ）である。

酸素ガスの流速ｖ_ｇｃ（ｍ／ｓ）、くぼみの半径ｒ（ｍｍ）及びくぼみの深さＬ（ｍｍ）の算出方法について説明する。

ラバールノズル内のガス流動を断熱変化と仮定すると、ラバールノズルから噴射される気体の吐出流速ｖ_ｇ０（ｍ／ｓ）は下記の（７）式で表される。（７）式において、ｇは、重力加速度（ｍ／ｓ^２）である。ｐ_ｃはラバールノズルのスロートにおける圧力（静圧）（Ｐａ）である。ｐ_ｅはラバールノズルのノズル出口における圧力（静圧）（Ｐａ）である。ｖ_ｃはラバールノズルのスロートにおける比容積（ｍ^３／ｋｇ）である。ｖ_ｅはラバールノズル出口における比容積（ｍ^３／ｋｇ）である。Ｋは等エントロピー膨張係数である。

一方、ラバールノズルから噴射された後のラバールノズルの中心軸上の酸素ガスの流速ｖ_ｇｃは、ノズルから浴面までの距離の関数として求められることがわかっている。このため、ラバールノズルの出口直下に形成されるポテンシャルコアと呼ばれる領域長さｘ_ｃ（ｍ）を考慮すると、酸素ガスの流速ｖ_ｇｃは、下記の（８）式で表される。（８）式において、β及びγは定数である。したがって、ｖ_ｇ０、ＬＨ、ｘ_ｃがわかっていれば下記の（８）式を用いて酸素ガスの流速ｖ_ｇｃを算出できる。

噴流の鉄浴衝突面に形成されるくぼみの深さＬ（ｍｍ）は、下記の（９）式で表される。ここで、（９）式において、εは無次元の定数であり、０．５〜１．０の範囲内の値である。本実施形態ではεを１．０としてくぼみの深さＬを算出している。

噴流の鉄浴衝突面に形成されるくぼみの半径ｒ（ｍｍ）は、下記の（１０）式で表される。（１０）式において、θ_ｓは噴流の拡がり角度（°）である。

図１は、吹錬中の炭素濃度が３質量％から１質量％になるまで脱炭する間の吹錬中の平均脱炭酸素効率η（％）と、（１）式から計算される火点単位面積当たりの酸素ガス流量Ｆ（Ｎｍ^３／（ｍ^２×ｓ））との関係を示すグラフである。平均脱炭酸素効率ηは、排ガス流量Ｑ_{ｏｆｆｇａｓ}（Ｎｍ^３／ｓ）と、排ガス中のＣＯ濃度（Ｃ_ＣＯ；体積％）と、排ガス中のＣＯ_２濃度（Ｃ_ＣＯ２；体積％）とを用いて下記の（１１）式で定義した。

図１から明らかなように、平均脱炭酸素効率ηは火点単位面積当たりの酸素ガス流量Ｆの増加に伴って低下する。換言すれば、火点単位面積当たりの酸素ガス流量Ｆが増加するほど炉内の酸素蓄積は多くなる。

図２は、炉下落下地金指数Ｗと吹錬中の炉内の酸素蓄積指標Ｓ（Ｆ）の最大値Ｓ（Ｆ）_ｍａｘとの関係を示すグラフである。ここで、炉内の酸素蓄積指標Ｓ（Ｆ）は、下記の（２）式で定義した。（２）式のＦは、（１）式で算出される火点単位面積当たりの酸素ガス流量Ｆである。αは定数（（ｍ^２×ｓ）／Ｎｍ^３）である。Ｆ_０は定数（Ｎｍ^３／（ｍ^２×ｓ））である。本実施形態では、定数αを０．０７（ｍ^２×ｓ）／Ｎｍ^３、定数Ｆ_０を０．６０Ｎｍ^３／（ｍ^２×ｓ）とした。定数αは単位溶鋼質量当たりの底吹きガス流量に対応して０．０５〜０．１０（ｍ^２×ｓ）／Ｎｍ^３の値である。Δｔはデータ収集時間間隔（ｓｅｃ）であり、本実施形態では、例えば、１ｓｅｃである。Δｔが１ｓeｃであって、吹練時間が２０分である場合、酸素蓄積指標Ｓ（Ｆ）は、１ｓｅｃごとに（1／Ｆ_０−１／Ｆ）を算出し、これを１２００回程積算した値にαを乗ずることで算出される。

炉下落下地金指数Ｗは下記の（１２）式で定義した。（１２）式の右辺の分母に示す「平均炉下落下地金質量」は、複数チャージの試験における吹錬終了後の地金落下量の平均値である。

図２から明らかなように、炉下落下地金指数Ｗは、炉内の酸素蓄積指標Ｓ（Ｆ）の最大値Ｓ（Ｆ）_ｍａｘが４０を超えると急増する。

図３は、吹錬中の炉体振動の内で、（６）式から計算される固有振動数である０．３５Ｈｚの最大加速度ａ_ｍａｘと、炉内の酸素蓄積指標Ｓ（Ｆ）の最大値Ｓ（Ｆ）_ｍａｘとの関係を示すグラフである。

図３から明らかなように、最大加速度ａ_ｍａｘは、吹錬中の炉内の酸素蓄積指標Ｓ（Ｆ）の最大値Ｓ（Ｆ）_ｍａｘの増加とともに増加し、この最大値Ｓ（Ｆ）_ｍａｘが４０を超えると最大加速度ａ_ｍａｘの増加量が大きくなった。換言すれば、最大値Ｓ（Ｆ）_ｍａｘが４０を超えると、溶銑の揺動が大きくなる可能性のあることがわかった。

ここで注目すべきは、上吹きランスのラバールノズルの違いによらず、火点単位面積当たりの酸素ガス流量Ｆが平均脱炭酸素効率ηと負の相関を示したこと、及び吹錬中の炉内の酸素蓄積指標Ｓ（Ｆ）の最大値Ｓ（Ｆ）_ｍａｘが炉下落下地金指数Ｗ及び炉体振動加速度ａ_ｍａｘと正相関を示し最大値Ｓ（Ｆ）_ｍａｘが４０となる点を境に炉下落下地金指数Ｗ及び炉体振動加速度ａ_ｍａｘの双方が急増したことである。

即ち、溶鉄の揺動を抑制し、且つ、転炉炉口やフードに付着する地金を低減し、鉄歩留りの低下を防止するには、炉内の酸素蓄積指標Ｓ（Ｆ）の最大値Ｓ（Ｆ）_ｍａｘを４０以下に制御する、すなわち、下記（３）式を満たすことが重要であることがわかった。
Ｓ（Ｆ）≦４０・・・（３）

また、定数αは炉体の操業状況などで微小ではあるが変化する。このため、実施の際には、上記（２）式によって算出される蓄積酸素指標Ｓ（Ｆ）の実績値、及び、上吹きランスからの酸素ガス供給量及び炉内に投入した副原料中の酸素量の合計である入力酸素量と、転炉排ガス中のＣＯガス、ＣＯ_２ガス、酸素ガス、脱珪反応に消費されＳｉＯ_２として炉内に存在する酸素量の和である出力酸素量と、の差である不明酸素量を吹錬中に監視し、蓄積酸素指標Ｓ（Ｆ）の実績値及び不明酸素量に基づいて定数αを決定することが好ましい。

本発明は、上記検討結果に基づくものであり、下端にラバールノズルが設置された上吹きランスを用い、ラバールノズルから転炉内の溶鉄浴面に酸素ガスを吹き付けて転炉内の溶鉄に対して脱炭精錬などの酸化精錬を施す転炉の精錬方法であって、上記の（１）式で定まる火点単位面積当たりの酸素ガス流量Ｆと（２）式とから定まる炉内の蓄積酸素指標Ｓ（Ｆ）が上記の（３）式を満たすように上吹きランスからの送酸速度Ｑ_ｇ及びランス高さＬＨのいずれか一方または双方を調整する。

蓄積酸素指標Ｓ（Ｆ）が（３）式を満たすように上吹きランスからの送酸速度Ｑ_ｇ及びランス高さＬＨのいずれか一方または双方を調整することで、溶鉄浴面に対する酸素の過剰供給が抑制され、溶鉄浴内で炭素と酸素が反応することで発生するCO気泡が過大になることが抑制される。これにより、バブルバースト及びバブルバーストに伴うスピッティングを抑制できる。

さらに、図３に示したように、蓄積酸素指標Ｓ（Ｆ）が（３）式を満たすように上吹きランスからの送酸速度Ｑ_ｇ及びランス高さＬＨのいずれか一方または双方を調整することで、溶鉄の搖動が大きくなることを抑制できる。

このように、本実施形態に係る転炉の操業方法を実施することで溶鉄の揺動を抑制し、且つ、バブルバースト及びバブルバーストに伴うスピッティングを抑制できる。これにより、炉外への鉄分の逸散が減少し、地金の回収と再利用に要する費用が削減されるのみならず、転炉炉口などに付着、堆積した地金の除去に伴う転炉の稼動率低下を抑制できる。

次に、本発明の実施例を説明する。上吹きランスから酸素ガスを吹き付けるとともに、炉底部の底吹き羽口から撹拌用ガスを吹き込むことができる容量３００トン規模の転炉（以下、「上底吹き転炉」と記載する）を用いて脱炭吹錬を行った。炉外への鉄分の逸散の評価として、（１２）式で定義した炉下落下地金指数Ｗを用いた。

本実施例で使用した上吹きランスは、噴射ノズルとして同一形状の４個のラバールノズルを先端部に有しており、前記ラバールノズルを上吹きランス本体の軸心に対して同心円上に等間隔で、且つ、上吹きランス本体の軸心とノズルの中心軸とのなす角度（以下、「ノズル傾角」と記載する）を１７°として配置したものである。ラバールノズルのスロート径ｄ_ｃは７６．０ｍｍであり、出口径ｄ_ｅは８７．０ｍｍである。

同様に、５個のラバールノズルを有し、ノズル傾角が１５°であり、スロート径ｄ_ｃが６５．０ｍｍであり、出口径ｄ_ｅが７８．０ｍｍである上吹きランスと、５個のラバールノズルを有し、ノズル傾角が１５°であり、スロート径ｄ_ｃが６５．０ｍｍであり、出口径ｄ_ｅが７５．３ｍｍである上吹きランスと、５個のラバールノズルを有し、ノズル傾角が１５°であり、スロート径ｄ_ｃが５７．０ｍｍであり、出口径ｄ_ｅが６７．２ｍｍである上吹きランスとを使用した。表２に各試験で使用した上吹きランスの仕様を示す。

転炉の操業方法は、鉄スクラップを上底吹き転炉に装入した後、１２６０〜１２８０℃の溶銑を上底吹き転炉に装入した。次いで、上吹きランスから平均で２．０Ｎｍ^３／（ｈｒ×ｔ）の酸素ガスを溶銑浴面に向けて吹き付けながら、底吹き羽口からアルゴンガスまたは窒素ガスを撹拌用ガスとして溶銑中に吹き込み、溶鋼中の炭素濃度が０．０５質量％となるまで脱炭精錬を行った。鉄スクラップの装入量は、精錬終了時の溶鋼温度が１６５０℃となるように調節した。使用した溶銑の組成及び温度を表３に示す。

表４に、上吹きランスからの送酸速度及びランス高さＬＨを示す。表４に示すように、上吹きランスからの送酸速度及びランス高さＬＨを、溶銑中の炭素濃度に応じて区間１、２、３に区別して設定した。

上吹きランスからの送酸速度及びランス高さＬＨは、溶銑浴面の衝突面における酸素ガスの流速ｖ_ｇｃが区間１、２、３でおよそ１２０〜２４０ｍ／ｓの範囲となるように、上吹きランスのノズルの違いに応じて設定を変更した。底吹きガス流量は全ての試験で一定とした。

表５に、（１）式から計算される火点単位面積当たりの酸素流量Ｆ及び（２）式から計算される炉内の酸素蓄積指標Ｓ（Ｆ）の最大値Ｓ（Ｆ）_ｍａｘ、並びに、操業結果を各試験別に示す。

表５から明らかなように、本発明例と比較例とで吹錬時間はほぼ同等であったが、本発明例１〜４の吹錬終了時の炉下落下地金指数Ｗは、比較例１〜５の吹錬終了時の炉下落下地金指数Ｗよりも著しく小さい値であった。この結果から、酸素蓄積指標Ｓ（Ｆ）を４０以下にすることで、地金付着を抑制でき、これにより鉄歩留りの低下を抑制できる転炉操業が実施できることが確認された。

Claims (1)

1. 下端にラバールノズルが設置された上吹きランスを用い、前記ラバールノズルから転炉内の溶鉄浴面に酸素ガスを吹き付けて転炉内の溶鉄を脱炭する転炉の精錬方法であって、
   下記（１）式で定まる火点単位面積当たりの酸素ガス流量Ｆ（Ｎｍ^３／（ｍ^２×ｓ））と、前記酸素ガス流量Ｆと下記（２）式とから定まる炉内の蓄積酸素指標Ｓ（Ｆ）が、下記の（３）式を満たすように、前記上吹きランスからの送酸速度Ｑ_ｇ及びランス高さＬＨのいずれか一方または双方を調整する、転炉の操業方法。
   
   （１）式において、
   ｎは、前記上吹きランスの下端に設置されたラバールノズルの個数（−）であり、
   ｄ_ｃは、前記ラバールノズルのスロート径（ｍｍ）であり、
   Ｑ_ｇは、前記上吹きランスからの送酸速度（Ｎｍ^３／ｓ）であり、
   Ｐ_０は、前記ラバールノズルへの前記酸素ガスの供給圧力（Ｐａ）であり、
   ｖ_ｇｃは、前記ランス高さＬＨ（ｍ）から算出される溶鉄浴面の衝突面における前記酸素ガスの流速であって、前記ラバールノズルの中心軸上の前記酸素ガスの流速（ｍ／ｓ）であり、
   ｒは、前記溶鉄浴面への前記酸素ガスの衝突によって形成されるくぼみの半径（ｍｍ）であり、
   Ｌは、前記くぼみの深さ（ｍｍ）である。
   （２）式において、
   αは、定数（（ｍ^２×ｓ）／Ｎｍ^３）であり、
   Ｆ_０は、定数（０．６０Ｎｍ^３／（ｍ^２×ｓ））であり、
   Δｔは、データ収集時間間隔（ｓ）であり、
   前記（２）式によって算出される蓄積酸素指標Ｓ（Ｆ）の実績値、及び、上吹きランスからの酸素ガス供給量及び炉内に投入した副原料中の酸素量の合計である入力酸素量と、転炉排ガスに存在するＣＯガス、ＣＯ _２ ガス、酸素ガス及び脱珪反応に消費されＳｉＯ _２ として炉内に存在する酸素量の和である出力酸素量と、の差である不明酸素量を吹錬中に監視し、前記定数αを決定する。