JPH08134530A - 溶鋼の真空脱ガス方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【目的】高効率の溶鋼の真空脱ガス方法を提供する。 【構成】取鍋中溶鋼に１本足筒状浸漬管を浸漬し、管内
を減圧して溶鋼を吸上げ、浸漬管下端部内壁の浸漬羽口
から攪拌ガスを吹込む際に、下記〜の条件を満たす
溶鋼の真空脱ガス方法。 浸漬羽口位置が浸漬管の中心角θで 120〜240 度の範
囲にある。 浸漬管内径Ｄと取鍋内径Ｄ₀ との比Ｄ／Ｄ₀ を 0.5〜
0.8 以下とする。 下式(1) に示す浸漬管内単位水平断面積当たりの撹拌
動力ε/A〔Watt/(ton・m²) 〕が10以上。 ε/A＝｛6.18・Q ・T ・ln(1＋ρ・g ・h/Po) ｝／(W・
π・D²/4) ・・(1) ただし、Q:撹拌カ゛ス流量(Nm³/min) 、 T:溶鋼温度(K) 、
ρ: 溶鋼密度(kg/m³)、g:重力加速度(m/s²)、 h:撹
拌ガス吹込み深さ(m) 、Po:浸漬管内圧力(Pa)、 W:処
理溶鋼量(ton) 、D:浸漬管内水平断面積(m²) 【効果】極低炭素、極低水素および極低窒素を同時に満
たす鋼を迅速に溶製することができる。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本発明は溶鋼の真空脱ガス方法に
関する。

【０００２】

【従来の技術】一般的に、溶鋼の真空脱ガス方法として
はＤＨ法、ＲＨ法が採用されている。

【０００３】ＤＨ法は、一本足の浸漬管を有する真空槽
を取鍋内溶鋼に浸漬し、真空槽あるいは取鍋を上下方向
に昇降下降を繰り返し、真空槽と取鍋との間の溶鋼循環
を確保することにより、溶鋼を脱ガス処理する方法であ
る。ＲＨ法は、２本の浸漬管を有する真空槽を取鍋内溶
鋼に浸漬し、真空槽内に溶鋼を吸い上げた状態で、一方
の浸漬管（上昇管）から流す還流用ガスのリフトポンプ
効果により取鍋内溶鋼を真空槽内へ導き、真空槽内から
他方の浸漬管（下降管）を介して取鍋内へ戻すことによ
り、溶鋼の循環流動を確保し、脱ガス・成分調整・温度
調整などを行う方法である。

【０００４】近年、溶鋼の清浄化に対するユーザーの要
求が高まり、従来のＤＨ法やＲＨ法では得られないよう
な極低炭素、極低水素および極低窒素を同時に満足させ
た鋼が求められるようになっている。しかし、無理に従
来のＤＨ法、ＲＨ法で処理を行おうとすれば、処理時間
が非常に長くなり、温度補償の問題も含めて生産性に大
きな問題が生じてしまう。

【０００５】そのため、従来のＤＨ法やＲＨ法と異なる
脱ガス能力の高い、以下の三つの精錬方法が提案されて
いる。

【０００６】特開平3-6317号公報には、溶融金属内に内
径の大きいシュノーケルを浸漬し、シュノーケル内を減
圧排気して溶融金属を吸い上げながら、シュノーケル内
下端部の内周面全域からアルゴンガスを吹き込んで脱ガ
スを行う真空脱ガス法が提案されている。この方法で
は、溶融金属は壁面に沿うアルゴンガスバブリングによ
ってシュノーケル内周壁に沿う上昇流を、シュノーケル
の中央部で下降流を、それぞれ形成させることで溶融金
属の循環が行われる。ここで、シュノーケル内壁および
その下方延長面、取鍋底面、さらにシュノーケル内の溶
融金属浴面で囲まれる部分の溶融金属の容積Ｗ₁ と、取
鍋内の溶融金属全体の容積Ｗ₀ との関係をＷ₁ ／Ｗ₀ ≧
0.4 としている。

【０００７】特開昭52-52109号公報には、「減圧槽主体
部を形成する下向き開口筒体内の減圧時吸上溶融金属量
を可及的に大ならしめておき、筒体内の吸上溶融金属に
対して、羽口側溶融金属には上昇流を、対面側には下降
流を与え、処理溶融金属全体を撹拌混合せしめるように
遍在設置せしめた１以上の羽口から撹拌兼精錬用ガスを
吹き込む溶融金属の減圧精錬法」および「減圧装置の浸
漬管下縁部近傍の側壁に浸漬管中心角 120゜範囲内に複
数個ないし１個の撹拌兼精錬用ガス吹込用重管羽口を設
けてなる溶融金属の減圧精錬装置」が提案されている。
さらに、「良好な浴混合を行うためには溶鋼吸入率を可
及的に大きく、少なくとも１５％以上確保できるように
設計することが望ましい」とある。

【０００８】特開平5-271748号公報には、「上部に減圧
排気口を設けた円筒容器の下部を溶鋼中へ浸漬し、円筒
容器内を減圧することにより溶鋼をこの容器内に吸上げ
ながら、容器の下端付近内面側から溶鋼内へ不活性ガス
を吹き込み、円筒容器内で溶鋼の上昇流と下降流からな
る循環流を形成して脱ガスを行う溶鋼の真空脱ガス方法
において、(1) 円筒容器における下端浸漬部の内径(D)
と浸漬部下端からの溶鋼の吸上げ高さ(H) との比(D/H)
を１以上とすると共に、(2) 不活性ガスの吹き込みポイ
ントを円筒容器の中心角にして６０度〜２７０度の範囲
とし、(3) 円筒容器の内周壁面の残部に面した溶鋼下降
流領域に分けて循環流を形成する溶鋼の真空脱ガス方
法」が提案されている。

【０００９】

【発明が解決しようとする課題】しかし、上述の従来方
法においても、以下の問題点がある。

【００１０】特開平3-6317号公報の方法では、シュノー
ケル下方からガスを吹き込むとだけ記載されており、撹
拌や溶融金属の循環に及ぼす撹拌ガス羽口配置の効果に
ついては明らかではない。ガス吹込流量についても、撹
拌や循環に大きな影響を与えるにもかかわらず、その具
体的な量は明記されていない。さらに、前記の溶融金属
量比Ｗ₁ ／Ｗ₀ ≧0.4 を満たすには、シュノーケル外側
を加圧状態にする必要があるため、設備的に実現性が低
い。

【００１１】特開昭52-52109号公報の方法では、シュノ
ーケル下方部からガスを吹き込む点は上記方法と同じで
あるが、羽口を偏在設置し、下降流領域を十分に確保す
ることにより溶湯循環量を確保しようとしている。しか
し、前記の溶鋼吸入率１５％以上という望ましい条件
は、均一混合時間を低減し、浴の均一反応および金属添
加時の早期均一溶解を促進する目的で与えられたもので
ある。したがって、この発明方法では、脱ガス反応を促
進するための最適条件は明らかになっていない。

【００１２】しかも、溶鋼吸入率の定義が不明確であ
り、したがって、溶鋼吸入率１５％という数字の定量的
意味も不明となってしまう。

【００１３】また、この発明方法のように撹拌ガス羽口
の配置を中心角１２０度の範囲内にすると、溶鋼の上昇
流量域が小さすぎて、十分な循環流を形成することがで
きない。

【００１４】特開平5-271748号公報の方法では、シュノ
ーケル下方部からガスを吹き込む羽口を偏在設置し、下
降流領域を十分に確保することにより溶鋼循環量を確保
しようとする点は、上記特開昭52-52109号公報の方法と
同じである。しかし、特開平5-271748号公報の方法は、
真空槽内の下端浸漬部の内径D と溶鋼吸い上げ高さ Hと
の比D/H を１以上とする条件のみに着目しているだけで
ある。したがって、溶鋼処理量あるいは取鍋形状に対し
て浸漬管内径が及ぼす影響は明らかではない。

【００１５】また、このD/H の限定は、溶鋼の全循環量
に占める取鍋への循環流量の比を高めるという不可欠の
要件を満足するためになされたものである。したがっ
て、この条件は、脱ガス反応に着目した場合のシュノー
ケルサイズの最適条件とはいい難い。

【００１６】さらに、上記の各従来方法ではいずれも、
撹拌用ガス吹込羽口の高さ方向の位置および撹拌ガス流
量の最適値は示されていない。

【００１７】本発明の目的は、生産性を低下させること
なく、極低炭素、極低水素、極低窒素の鋼を迅速に溶製
する真空脱ガス方法を提供することにある。

【００１８】

【課題を解決するための手段】本発明の要旨は、次の溶
鋼の真空脱ガス方法にある。

【００１９】取鍋中溶鋼に１本足を備えた筒状浸漬管を
浸漬したのち、浸漬管内を減圧することにより溶鋼を浸
漬管内に吸い上げ、浸漬管下端部の内壁に設けたガス吹
き込み用浸漬羽口から攪拌ガスを吹き込むにあたり、下
記〜の条件を満足することを特徴とする溶鋼の真空
脱ガス方法。

【００２０】浸漬羽口位置が、浸漬管の中心角θで１
２０度以上２４０度以下の範囲にあること。

【００２１】浸漬管内径Ｄと取鍋内径Ｄ₀ との比Ｄ／
Ｄ₀ を、０．５以上０．８以下とすること。

【００２２】下式(1) に示す浸漬管内単位水平断面積
当たりの撹拌動力ε/A〔Watt/(ton・m²) 〕が、１０以
上であること。

【００２３】 ε/A＝｛6.18・Q ・T ・ln(1＋ρ・g ・h/Po) ｝／(W・π・D²/4) ・・(1) ただし、Q:撹拌カ゛ス流量(Nm³/min) 、 T:溶鋼温度(K) 、
ρ: 溶鋼密度(kg/m³)、 g:重力加速度(m/s²)、 h:撹拌ガス吹込み深さ(m) 、 Po:浸漬管内圧力(Pa)、 W:処理溶鋼量(ton) 、 D:浸漬管内水平断面積(m²)

【００２４】

【作用】図１に基づいて本発明方法を実現するための装
置例を説明する。図１は、ガス吹き込み用浸漬羽口３を
浸漬管２の下端部内壁に設けた装置を示す図である。図
１(a) は真空排気した状況を示す縦断面図、図１(b) は
図１(a) の浸漬羽口３の線における水平断面の概略図で
ある。

【００２５】本発明方法では上記図１のような装置を用
いて、次のような方法で真空脱ガスを行う。

【００２６】転炉などで処理した溶鋼を未脱酸あるいは
弱脱酸で取鍋１へ出鋼し、１本足を備えた筒状浸漬管２
を取鍋１内の溶鋼４に浸漬し、浸漬管２内を真空排気し
て減圧し、溶鋼４を浸漬管２内へ吸い上げ、浸漬管２の
下端部内壁に設けた浸漬羽口３から攪拌用ガスを吹き込
みながら真空精錬を行う。Ｄは浸漬管内径、Ｄ₀ は取鍋
内径、ｈは浸漬羽口３から吹き込む撹拌ガスの吹込み深
さ、θは浸漬管の中心角（浸漬羽口３の設置範囲）およ
びΔθは浸漬羽口３を設置する際の羽口間角度である。

【００２７】攪拌ガスには、アルゴン、窒素、ヘリウム
などを用いることができる。

【００２８】本発明方法における前記条件の限定理由、
および望ましい条件について説明する。

【００２９】浸漬管下端部の内壁に設ける浸漬羽口は複
数個とし、それらの位置の範囲は浸漬管の中心角（θ）
で１２０度以上２４０度以下が必須条件であり、羽口間
角度Δθの望ましい範囲は５度以上３０度以下である。
浸漬管下端部の望ましい位置の範囲は、浸漬管下端から
１００mm以上５００mm以下である。

【００３０】浸漬羽口配置が不適切であると、浸漬管内
の溶鋼流動が十分でなく、浸漬管内の真空雰囲気に接す
る溶鋼の脱ガス反応界面への溶鋼供給が脱ガスの律速原
因となってしまう。

【００３１】図２は脱水素反応速度に及ぼす浸漬羽口の
設置角度θの影響を示す図である。

【００３２】この脱水素反応速度Ｋ_H は、処理中の水素
濃度〔Ｈ〕と下記式から求めた。

【００３３】ln｛〔Ｈ〕_i ／〔Ｈ〕_f ｝＝Ｋ_H ・ｔ ただし、Ｈ〕_i ：脱ガス初期水素濃度 〔Ｈ〕_f ：脱ガス末期水素濃度 ｔ ：脱ガス処理時間 図示するように、脱水素反応速度はθが１２０〜２４０
度の範囲で速くなる。

【００３４】浸漬羽口の設置角度θが、１２０度未満で
は浸漬管内の溶鋼上昇流域が下降流域よりも小さくな
り、下降流域での溶鋼の下降流速が著しく低下してしま
い、浸漬管内溶鋼と取鍋内溶鋼との入れ替え循環速度が
小さくなるためである。一方、２４０度を超える角度に
すると、上記と逆に浸漬管内の溶鋼上昇流域が下降流域
よりも大きくなって下降流域面積が相対的に小さくな
り、上昇流域の溶鋼上昇流との干渉により、溶鋼の下降
流が十分に取鍋内に侵入しなくなる。

【００３５】さらに、各浸漬羽口から吹き込まれる攪拌
ガスは、上昇流域内で平均的に分散させる必要がある。
羽口間角度Δθで５度以上が望ましいのは、５度未満で
は隣接した羽口から吹き込まれたガスが合体し、上昇流
を生じせしめる効率が低下するためである。３０度以下
が望ましいのは、３０度より大きい角度にすると羽口間
で局所的にガスの存在分布が粗になる領域が生じ、局所
的に上昇流を生じせしめる効率が低下するためである。

【００３６】浸漬羽口の浸漬管下端からの位置が１００
mm未満では、浸漬管下端部の溶損量は小さくなるが、浸
漬羽口の損傷につながる。一方、５００mmを超えると、
浸漬管内湯面に近くなりすぎるために、スプラッシュが
増大し、浸漬管内地金着きによる操業阻害が生ずる。

【００３７】次に、浸漬管内径Ｄと取鍋内径Ｄ₀ との比
Ｄ／Ｄ₀ を、０．５以上０．８以下とした理由について
述べる。

【００３８】図３は、脱水素反応速度に及ぼすＤ／Ｄ₀
の影響を示す図である。図示するように、脱水素反応速
度はＤ／Ｄ₀ が０．５以上で速くなる。

【００３９】浸漬管内径が小さいと、それに伴い漬管内
側の脱ガス反応に有効に寄与する反応界面積が減少して
しまう。有効反応界面積を確保するために必要な浸漬管
内径Ｄの条件を種々検討した結果、浸漬管内径Ｄと取鍋
内径Ｄ₀ との比Ｄ／Ｄ₀ が、０．５未満になると脱ガス
速度が著しく低下する。望ましいのは０．６以上であ
る。一方、浸漬管内径Ｄを取鍋内径Ｄ₀ と等しくなるま
で大きくすることはできない。操業上、浸漬管と取鍋と
のクリアランスを確保することを考慮すると、Ｄ／Ｄ₀
の上限は０．８である。

【００４０】しかし、以上のように羽口配置と浸漬管サ
イズを最適化した場合でも、脱ガス不良となる場合があ
る。これは、浸漬管内の撹拌が十分で、かつ、浸漬管内
の反応界面積を確保しても、浸漬管内溶鋼と取鍋内溶鋼
との溶鋼の循環を確保しなければ、十分な脱ガス処理が
できないことに起因するものである。すなわち、浸漬管
内の脱ガス対象のガス成分の濃度が低下しても、取鍋内
溶鋼との交換・循環が生じないため、全体のこれらのガ
ス濃度が効果的に低下しないためである。そこで、溶鋼
の循環を効果的に行うための、撹拌ガス流量および浸漬
羽口３から撹拌ガスを吹き込むときの吹込み深さ（ｈ）
を調査した。

【００４１】ここで、溶鋼循環を有効に行うための上記
二つの条件は、はそれぞれ独立に規定されるものではな
く、この両者は撹拌動力ε/A を定義する下記式 (1)中
の変数として表される。本発明方法では、下記式(1) で
定義される浸漬管内単位水平断面積当たりの撹拌動力ε
/Aが、１０Watt/(ton ・m²) 以上であることが必須条件
となる。

【００４２】 ε/A＝｛6.18・Q ・T ・ln(1＋ρ・g ・h/Po) ｝／(W・π・D²/4) ・・(1) ただし、Q:撹拌カ゛ス流量(Nm³/min) 、 T:溶鋼温度(K) 、
ρ: 溶鋼密度(kg/m³)、 g:重力加速度(m/s²)、 h:撹拌ガス吹込み深さ(m) 、 Po:浸漬管内圧力(Pa)、 W:処理溶鋼量(ton) 、 D:浸漬管内水平断面積(m²) 図４は、脱水素反応速度に及ぼす、上記式(1) で定義さ
れる撹拌動力ε/A の影響を示す図である。図示するよ
うに、脱水素反応速度は、撹拌動力ε/Aが１０Watt/(to
n ・m²) 以上で速くなる。

【００４３】この撹拌動力ε/Aを臨界値１０Watt/(ton
・m²) 以上に大きくすれば、浸漬管内の撹拌が十分に行
え、しかも、浸漬管内溶鋼と取鍋内溶鋼との循環交換も
著しく向上するのである。望ましいε/Aの上限は１００
Watt/(ton ・m²) である。この値を超えると、スプラッ
シュが増大し、浸漬管内地金着きによる操業阻害が生ず
る。

【００４４】脱ガス処理の場合には溶鋼の撹拌や循環が
ある程度増加すると、それ以上に撹拌や循環を増加させ
ても、脱ガス速度がさほど増加しない場合がある。これ
は、脱ガスでは、撹拌ガスへの溶鋼中脱ガス種成分の拡
散が律速となる場合があるためである。このような場合
には、撹拌ガス流量を増加させると、脱ガス速度向上効
果が促進される。ただし、ガス流量が増加し過ぎると、
浸漬管内のスプラッシュが増大し、浸漬管内地金付きや
地金の排気系への吸い込みなどが生じて安定操業に問題
が生じてしまう。さらに、撹拌ガス流量を増やしすぎる
と、真空ポンプの負荷が増大し、浸漬管内の圧力が低下
せず、脱ガスに必要な対象ガスの濃度が低下しなくな
り、このため脱ガス速度も低下してしまう場合もある。
したがって、操業上問題なく脱ガス速度を向上させるた
めには、全処理溶鋼量に対する撹拌ガス流量は、４Nl/
(min ・ton)以上、３０Nl/(min ・ton)以下とすること
が望ましい。

【００４５】前述のように到達真空度は、脱ガス速度に
大きな影響を与え、浸漬管内真空度を高める（圧力を低
下させる）ことが重要となる。到達真空度は攪拌ガス流
量と真空ポンプ排気能力との兼ね合いできまるため、脱
ガス時の浸漬管内力は１００Torr以下とする必要があ
り、望ましいのは５Torr以下である。

【００４６】本発明方法に加えて、溶鋼に酸素を上吹き
あるいはインジェクションで供給する場合においても、
本発明条件内で処理を行うことにより、脱ガス処理が可
能である。例えば、脱炭処理を行う場合、脱炭速度は高
炭素濃度領域では酸素の供給律速となるため、特に、こ
の酸素供給は有効である。さらに、酸素を上吹きで昇降
ランスから、または浸漬管内壁に設置した浸漬羽口から
供給する場合には、脱炭によって生成したＣＯガスと供
給酸素との反応ＣＯ＋1/2 Ｏ₂ →ＣＯ₂ （二次燃焼）に
より、浸漬管内の地金付着が減少すること、二次燃焼時
の発熱が溶鋼着熱に熱的に有利となること、などの利点
が生じる。

【００４７】

【実施例】

（実施例１）図１に示す装置を用い、250 トン取鍋に収
容した溶鋼中にθ、Ｄ／Ｄ₀ およびε/Aを変化させて浸
漬管を浸漬し、浸漬管内を真空排気した状態で、内径３
mmの浸漬管羽口１２本からアルゴンガスを０．５〜５．
０Nm³/min で吹き込んで溶鋼のガス撹拌を行い、脱水素
処理を行った。処理前水素濃度は５．５〜８．２ ppm、
脱水素処理時間は８〜１２分間である。結果を図５およ
び図６に示す。

【００４８】図５は脱水素に及ぼすθおよびＤ／Ｄ₀ の
影響を示す図、図６は脱水素に及ぼすθおよびε/Aの影
響を示す図である。

【００４９】図５に示すように、本発明で定めるθおよ
びＤ／Ｄ₀ を同時に満たす範囲では、１ppm を下回る到
達水素が確実に得られた。図６に示すように、１ppm を
下回る到達水素を確実に得るには、本発明で定めるθお
よびε/Aの範囲を同時に満たす必要があることがわか
る。

【００５０】（実施例２）実施例１と同様の方法で脱炭
処理を行った。ただし、θは１８０度、Ｄ／Ｄ₀は０．
７とし、ε/Aを変化させ、脱炭速度定数を調査した。処
理前炭素濃度は、２２０〜４３０ppm 、各処理時間は、
およそ８〜１２分間である。脱炭速度定数Ｋ_C は処理中
の〔Ｃ〕の経時変化から次式で求めた。その結果を図７
に示す。

【００５１】−ｄ〔Ｃ〕／ｄｔ＝Ｋ_C ・〔Ｃ〕 図７は脱炭速度定数に及ぼすε/Aの影響を示す図であ
る。図７に示すように、ε/Aが本発明で定める１０Watt
/(ton ・m²) 以上で脱炭速度定数は急速に大きくなり、
脱炭速度が大幅に速くなる。

【００５２】（実施例３）実施例１、２と同様の方法で
脱窒素処理を行った。ただし、θは約１８０度、Ｄ／Ｄ
₀ は０．５〜０．８、ε/Aは１０Watt/(ton ・m²) 以上
とし、到達窒素濃度を調査した。処理前窒素濃度は１０
〜８０ppm 、各処理時間はおよそ８〜１２分間である。
その結果を図８に示す。

【００５３】図８は処理による窒素濃度変化を示す図で
ある。図示するように、上記処理時間中に脱窒素が進行
し、４０ppm を下回る処理後〔Ｎ〕が容易に得られた。

【００５４】

【発明の効果】本発明方法によれば、極低炭素、極低水
素および極低窒素を同時に満たす鋼を迅速に溶製するこ
とができる。処理時間が短いため、溶鋼温度の低下が少
なく、温度補償量を抑制することができる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明方法を実現するための装置例を示す図で
ある。図１(a) は真空排気した状況を示す縦断面図、図
１(b) は図１(a) の浸漬羽口３の線における水平断面の
概略図である。

【図２】脱水素反応速度に及ぼす浸漬羽口の設置角度θ
の影響を示す図である。

【図３】脱水素反応速度に及ぼすＤ／Ｄ₀ の影響を示す
図である。

【図４】脱水素反応速度に及ぼす撹拌動力ε/Aの影響を
示す図である。

【図５】脱水素に及ぼすθおよびＤ／Ｄ₀ の影響を示す
図である。

【図６】脱水素に及ぼすθおよびε/Aの影響を示す図で
ある。

【図７】脱炭速度定数に及ぼすε/Aの影響を示す図であ
る。

【図８】処理による窒素濃度変化を示す図である。

【符号の説明】

１：取鍋、２：筒状浸漬管、３：浸漬羽口、４：溶鋼、
Ｄ：浸漬管内径、Ｄ₀ ：取鍋内径、ｈ：撹拌ガス吹き込
み深さ、θ：浸漬管の中心角での浸漬羽口３の設置範
囲、Δθ：羽口間角度

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】取鍋中溶鋼に１本足を備えた筒状浸漬管を
   浸漬したのち、浸漬管内を減圧することにより溶鋼を浸
   漬管内に吸い上げ、浸漬管下端部の内壁に設けたガス吹
   き込み用浸漬羽口から攪拌ガスを吹き込むにあたり、下
   記〜の条件を満足することを特徴とする溶鋼の真空
   脱ガス方法。 浸漬羽口位置が、浸漬管の中心角θで１２０度以上２
   ４０度以下の範囲にあること。 浸漬管内径Ｄと取鍋内径Ｄ₀ との比Ｄ／Ｄ₀ を、０．
   ５以上０．８以下とすること。 下式(1) に示す浸漬管内単位水平断面積当たりの撹拌
   動力ε/A〔Watt/(ton・m²) 〕 が、１０以上であるこ
   と。 ε/A＝｛6.18・Q ・T ・ln(1＋ρ・g ・h/Po) ｝／(W・π・D²/4) ・・(1) ただし、Q:撹拌カ゛ス流量(Nm³/min) 、 T:溶鋼温度(K) 、
   ρ: 溶鋼密度(kg/m³)、 g:重力加速度(m/s²)、 h:撹拌ガス吹込み深さ(m) 、 Po:浸漬管内圧力(Pa)、 W:処理溶鋼量(ton) 、 D:浸漬管内水平断面積(m²)