TWI681060B - 轉爐之操作方法 - Google Patents

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Abstract

本發明係在從頂吹噴槍頂吹氧氣來實施熔鐵之脫碳精鍊時,抑制熔鐵之搖動,且抑制氣泡爆裂及伴隨氣泡爆裂而來之噴液。   本發明之轉爐之操作方法係使用在下端已設置戴拉華噴嘴(Laval nozzle)之頂吹噴槍,從戴拉華噴嘴對轉爐內之熔鐵浴面吹附氧氣而使轉爐內之熔鐵進行脫碳之轉爐之精鍊方法,其係以使累積氧指標S(F)成為40以下的方式來調整來自頂吹噴槍之送氧速度及噴槍高度LH之任一方或雙方。

Description

轉爐之操作方法
本發明係關於從已設置於頂吹噴槍的複數個戴拉華噴嘴對熔鐵吹附氧氣,一面抑制熔鐵噴出至轉爐外,一面從熔鐵將熔鋼進行熔鑄的轉爐之操作方法。在此,所謂「熔鐵」係指熔生鐵或者熔鋼,在可明確區分兩者的情況時係記載為「熔生鐵」或者「熔鋼」。
於轉爐之脫碳精鍊中,就轉爐之生產性提昇的觀點而言,採用增加每單位時間之氧氣供給量(亦稱為「送氧速度」)的操作。然而,若增加每單位時間之氧氣供給量,則作為粉塵等往爐外飛散的鐵量及附著於爐壁或爐口附近而堆積的鐵量會增加。該等鐵量損失最後會被回收,再度作為鐵源來利用,但,若此量變多,則會導致在粉塵回收及附著於爐口附近的鐵量之去除上所需要的成本增加或轉爐的運作率降低,因此,成為應解決之重要的課題之一。
因此,關於在轉爐之脫碳精鍊時之粉塵的產生及抑制,以往進行了諸多探討及研究。其結果,針對粉塵的產生機制大致區分為下述所示的2個機制,且得知伴隨著吹煉的進行因各產生機制所致之粉塵的產生量及粉塵的產生比例會變化。   [1]因氣泡爆裂(噴液(裸金屬飛散)或者伴隨著氣泡的熔液面脫離而粒鐵飛散等)而產生粉塵。   [2]因燻煙(鐵原子之蒸發)而產生粉塵。
另一方面,來自頂吹噴槍之頂吹氧所進行之脫碳反應速度,已知在熔鐵中之碳濃度達到臨界碳濃度之期間為氧供給速率限制,在臨界碳濃度以下之碳濃度為熔鐵中碳的移動(擴散)速率限制。但,依據非專利文獻1,記載有即使為氧供給速率限制期間,基於排氣之連續分析的脫碳速度也非固定而為變動者。直接觀察使用有小型熔解爐的脫碳精鍊之浴面的結果,若於此氧供給速率限制期間中脫碳速度變動,則會從浴面產生大氣泡,因此,可推測脫碳速度的變動是因從表面反應轉移至浴內反應導致之反應面積的擴大所產生。
因頂吹氧所進行之脫碳反應,已知主要是在氧噴流與熔鐵之衝突界面,被稱為所謂的「火點」之「凹陷」處進行。於非專利文獻2中,記載有作為火點的面積,如下述之(4)式所示般,除了幾何學的凹陷的表面積Ap 以外亦對考慮到在浴面上產生的液滴之影響的相當界面積A 作定義,並如下述之(5)式所示般,伴隨著作為頂吹氧流量FO2 與相當界面積A 之比的氧負荷Fg 的增加,而脫碳氧效率會降低。
Figure 02_image001
於(4)式中,dc 為戴拉華噴嘴之喉徑,I為頂吹氧噴流之運動量,κ為運動量I之修正係數,σ為熔鐵之表面張力。
另外,於轉爐等之精鍊反應容器中,伴隨著頂吹或底吹之精鍊用及攪拌用的氣體供給,與基於脫碳反應之CO氣體的產生,反應容器內之熔鐵會搖動。當搖動的振動數與因反應容器之形狀所界定的固有振動數為一致之所謂的共振時,搖動的振幅會最大化。如此之現象被稱為「晃動(sloshing)」。若晃動發生,則於頂吹噴槍、爐壁,進而爐口附近所附著、堆積的鐵量會增加。
於非專利文獻3中針對晃動有所記載,依據此,記載有圓筒容器之固有振動數fcalc 係可解析求得,並可由圓筒容器內徑D與浴深H,利用下述之(6)式算出。在此,於(6)式中,g為重力加速度,且k為定數(=1.84)。
Figure 02_image003
於實測出脫碳精鍊中之轉爐的振動之非專利文獻4中,記載有於商業規模之轉爐中之因熔鐵的搖動所致之振動數為0.3~0.4Hz左右。此測定值與由(6)式所算出的轉爐之固有振動數幾乎一致。
因而,得知即使於商業規模之轉爐中晃動現象也可能會產生。若產生晃動現象,則容易引起噴濺(爐渣噴出),因此,於頂吹噴槍、爐壁,進而爐口附近所附著、堆積的鐵量會增加。
於專利文獻1中記載有一種精鍊方法,其係以於提高每單位時間之氧氣供給量的轉爐作業中,抑制噴液或噴濺的產生為目的,基於對轉爐內之氧氣供給量、來自轉爐之排氣流量、排氣組成、熔生鐵成分及副原料使用量來算出爐內殘留氧濃度,並因應於所算出的爐內殘留氧濃度,來調整氧氣供給量、噴槍高度、底吹氣體流量當中至少任一者,而抑制噴液及噴濺的產生。 [先前技術文獻] [專利文獻]
專利文獻1:日本特開2013-108153號公報 [非專利文獻]
非專利文獻1:生產研究,vol. 22(1970)No. 11. p. 488   非專利文獻2:鐵與鋼,vol. 57(1971)No. 12. p. 1764   非專利文獻3:生產研究,vol. 26(1974)No. 3. p. 119   非專利文獻4:川崎製鐵技報,vol. 19(1987)No. 1. p. 1
[發明所欲解決之課題]
然而,於專利文獻1之精鍊方法中係對噴濺(爐渣噴出)的跡象進行監視,其後進行動作,因此,噴濺雖可檢測,但針對氣泡爆裂及伴隨著氣泡爆裂而來之噴液(裸金屬飛散)並無法抑制。
本發明係鑑於上述情事而完成者,其目的在於,提供在從頂吹噴槍頂吹氧氣來實施熔鐵之脫碳精鍊時,抑制熔鐵之搖動,且可抑制氣泡爆裂及伴隨著氣泡爆裂而來之噴液,並抑制鐵良率之降低的轉爐操作方法。 [用以解決課題之手段]
解決如此之課題的本發明之特徵係如以下所述。   [1]一種轉爐之操作方法,其係使用在下端已設置戴拉華噴嘴之頂吹噴槍,從前述戴拉華噴嘴對轉爐內之熔鐵浴面吹附氧氣而使轉爐內之熔鐵進行脫碳之轉爐之精鍊方法,   以下述(1)式所界定之每火點單位面積之氧氣流量F(Nm3 /(m2 ×s)),及,   由前述氧氣流量F與下述(2)式所界定之爐內之累積氧指標S(F)滿足下述之(3)式之方式而調整來自前述頂吹噴槍之送氧速度Qg 及噴槍高度LH之任一方或雙方;
Figure 02_image005
在此,於(1)式中,   n為設置於前述頂吹噴槍下端之戴拉華噴嘴之個數(-),   dc 為前述戴拉華噴嘴之喉徑(mm),   Qg 為前述來自頂吹噴槍之送氧速度(Nm3 /s),   P0 為對前述戴拉華噴嘴之前述氧氣之供給壓力(Pa),   vgc 為從前述噴槍高度LH(m)所算出之熔鐵浴面之衝突面上之前述氧氣之流速,且係前述戴拉華噴嘴之中心軸上之前述氧氣之流速(m/s),   r為因前述氧氣對前述熔鐵浴面上之衝突所形成之凹陷之半徑(mm),   L為前述凹陷之深度(mm)。   於(2)式中,   α為定數((m2 ×s)/Nm3 ),   F0 為定數(Nm3 /(m2 ×s)),   Δt為數據收集時間間隔(s)。   [2]如[1]之轉爐之操作方法,其係於吹煉中監視藉由前述(2)式所算出之累積氧指標S(F)之實際值,及,不明氧量而決定前述定數α;該不明氧量為輸入氧量與輸出氧量之差,該輸入氧量為來自頂吹噴槍之氧氣供給量及已投入於爐內之副原料中之氧量之合計,該輸出氧量為存在於轉爐排氣中之CO氣體、CO2 氣體、氧氣及被脫矽反應所消費且作為SiO2 而存在於爐內之氧量之和。 [發明效果]
依據本發明,由於將作為來自頂吹噴槍之送氧速度Qg 及噴槍高度LH的函數之以(2)式所定義的累積氧指標S(F)控制在特定的範圍內,因此不僅可抑制轉爐內的熔鐵之搖動,亦可減輕於頂吹噴槍、轉爐爐壁、轉爐之爐口附近所附著、堆積的鐵量。
以下,透過發明之實施形態來說明本發明。首先,針對完成本發明之原委進行說明。
本發明者們係使用可在從頂吹噴槍吹附氧氣的同時,從爐底部的底吹風口吹入攪拌用氣體的容量300噸規模的轉爐,來確認頂吹噴槍之噴槍高度LH對於在對轉爐內的熔生鐵頂吹氧氣(工業用純氧氣)來進行熔生鐵之脫碳精鍊時對爐壁或頂吹噴槍之裸金屬附著量造成的影響。作為底吹之攪拌用氣體係使用氬氣。「噴槍高度LH」係指從頂吹噴槍的前端起,至轉爐內之熔生鐵為靜止狀態時之熔生鐵浴面為止的距離(m)。
於實驗中,如表1所示般,使用3種頂吹噴槍(頂吹噴槍A、B、C),將來自頂吹噴槍之送氧速度(氧供給流量)在750~1000Nm3 /min,並將噴槍高度LH在2.2~2.8m之範圍內進行變更,將於吹煉中附著於轉爐爐口及排氣罩(hood)的裸金屬落下至爐下者於吹煉後回收並秤量,而確認噴槍高度LH及吹煉條件對於附著裸金屬量造成的影響。
Figure 02_image007
於實驗中,於轉爐之傾動軸安裝加速度計,測定吹煉中之傾動軸方向的加速度。所得之加速度訊號係導入解析裝置來記錄,並且進行高速傅立葉轉換處理,而進行爐體振動之頻率解析。
於實驗中,從熔生鐵中之碳濃度為4.0質量%之時點起,開始來自頂吹噴槍之氧氣的供給,在熔鋼中之碳濃度成為0.05質量%之時點結束氧氣的供給。
於將氧氣頂吹來進行的熔生鐵之脫碳精鍊中,每火點單位面積之氧氣流量F(Nm3 /(m2 ×s))係以下述之(1)式表示。每火點單位面積之氧氣流量F為在成為爐內之熔生鐵浴面之與頂吹氧氣的衝突部位之複數個火點中,各火點之每單位面積進行衝突之氧氣的脫碳精鍊期間之平均流量。
Figure 02_image009
於(1)式中,n為已設置於頂吹噴槍下端之戴拉華噴嘴之個數(-)。dc 為戴拉華噴嘴之喉徑(mm)。Qg 為來自頂吹噴槍之送氧速度(Nm3 /s)。P0 為頂吹噴槍對戴拉華噴嘴之氧氣之供給壓力(Pa)。vgc 為從噴槍高度LH所算出之氧氣之熔生鐵浴面之衝突面之流速,且係戴拉華噴嘴之中心軸上之氧氣之流速(m/s)。r為因氧氣對熔生鐵浴面上之衝突所形成之凹陷之半徑(mm)。L為前述凹陷之深度(mm)。
針對氧氣之流速vgc (m/s)、凹陷之半徑r(mm)及凹陷之深度L(mm)的算出方法進行說明。
若將戴拉華噴嘴內之氣體流動假定為斷熱變化,則從戴拉華噴嘴所噴射的氣體之吐出流速vg0 (m/s)係以下述之(7)式表示。   於(7)式中,g為重力加速度(m/s2 )。pc 為戴拉華噴嘴之喉處之壓力(靜壓)(Pa)。pe 為戴拉華噴嘴之噴嘴出口處之壓力(靜壓)(Pa)。vc 為戴拉華噴嘴之喉處之比容積(m3 /kg)。ve 為戴拉華噴嘴出口處之比容積(m3 /kg)。K為等熵膨脹係數。
Figure 02_image011
另一方面,得知從戴拉華噴嘴噴射之後的戴拉華噴嘴之中心軸上的氧氣之流速vgc 係作為從噴嘴起至浴面為止之距離的函數來求出。因此,若考慮形成於戴拉華噴嘴的出口正下方之被稱為位勢核的區域長度xc (m),則氧氣之流速vgc 係以下述之(8)式表示。於(8)式中,β及γ為定數。因而,若已知vg0 、LH、xc ,則使用下述之(8)式,可算出氧氣之流速vgc
Figure 02_image013
形成於噴流之鐵浴衝突面的凹陷之深度L(mm)係以下述之(9)式表示。在此,於(9)式中,ε為無因次之定數,且為0.5~1.0之範圍內之值。於本實施形態中,將ε設為1.0來算出凹陷之深度L。
Figure 02_image015
形成於噴流之鐵浴衝突面的凹陷之半徑r(mm)係以下述之(10)式表示。於(10)式中,θs 為噴流之擴展角度(°)。
Figure 02_image017
第1圖係顯示吹煉中之碳濃度從3質量%至成為1質量%為止進行脫碳之期間的吹煉中之平均脫碳氧效率η(%)與由(1)式所計算之每火點單位面積之氧氣流量F(Nm3 /(m2 ×s))的關係之圖表。平均脫碳氧效率η係使用排氣流量Qoffgas (Nm3 /s)、與排氣中之CO濃度(CCO ;體積%)、以及排氣中之CO2 濃度(CCO2 ;體積%),並以下述之(11)式定義。
Figure 02_image019
如由第1圖所得以明瞭般,平均脫碳氧效率η係隨著每火點單位面積之氧氣流量F的增加而降低。換言之,則每火點單位面積之氧氣流量F越增加,爐內之氧累積越多。
第2圖係顯示爐下落下裸金屬指數W與吹煉中之爐內之累積氧指標S(F)之最大值S(F)max 的關係之圖表。在此,爐內之累積氧指標S(F)係以下述之(2)式定義。(2)式之F為(1)式所算出之每火點單位面積之氧氣流量F。α為定數((m2 ×s)/Nm3 )。F0 為定數(Nm3 /(m2 ×s))。於本實施形態中,將定數α設為0.07(m2 ×s)/Nm3 ,將定數F0 設為0.60Nm3 /(m2 ×s)。定數α係對應於每單位熔鋼質量之底吹氣體流量而為0.05~0.10(m2 ×s)/Nm3 之值。Δt為數據收集時間間隔(sec),於本實施形態中例如為1sec。在Δt為1sec且吹煉時間為20分鐘的情況,累積氧指標S(F)係藉由每1sec算出(1/F0 -1/F),並將其1200次左右累積之值乘以α而算出。
Figure 02_image021
爐下落下裸金屬指數W係以下述之(12)式定義。(12)式之右邊的分母所示之「平均爐下落下裸金屬質量」為複數次進料之試驗中之吹煉結束後的裸金屬落下量之平均值。
Figure 02_image023
如由第2圖所得以明瞭般,爐下落下裸金屬指數W係若爐內之累積氧指標S(F)之最大值S(F)max 超過40則會急遽增加。
第3圖係顯示在吹煉中之爐體振動中,作為由(6)式所計算之固有振動數之0.35Hz之最大加速度amax 與爐內之累積氧指標S(F)之最大值S(F)max 的關係之圖表。
如由第3圖所得以明瞭般,最大加速度amax 係隨著吹煉中之爐內的累積氧指標S(F)之最大值S(F)max 的增加而增加,若此最大值S(F)max 超過40,則最大加速度amax 之增加量會變大。換言之,得知若最大值S(F)max 超過40,則有熔生鐵之搖動變大的可能性。
在此應注目之點在於,無關於頂吹噴槍之戴拉華噴嘴的差異,顯示每火點單位面積之氧氣流量F與平均脫碳氧效率η為負相關、及顯示吹煉中之爐內的累積氧指標S(F)之最大值S(F)max 與爐下落下裸金屬指數W及爐體振動加速度amax 為正相關,以最大值S(F)max 成為40之點為邊界而爐下落下裸金屬指數W及爐體振動加速度amax 之雙方急遽增加。
亦即,得知為了抑制熔鐵之搖動,且減低附著於轉爐爐口或排氣罩的裸金屬,防止鐵良率之降低,將爐內之累積氧指標S(F)之最大值S(F)max 控制在40以下,亦即,滿足下述(3)式係為重要。   S(F)≦40・・・(3)
又,定數α會因爐體之作業狀況等而有微小的變化。因此,在實施時,較佳係於吹煉中監視藉由上述(2)式所算出之累積氧指標S(F)之實際值,及,不明氧量,並基於累積氧指標S(F)之實際值及不明氧量而決定定數α;該不明氧量為輸入氧量與輸出氧量之差,該輸入氧量為來自頂吹噴槍之氧氣供給量及已投入於爐內之副原料中之氧量之合計,該輸出氧量為轉爐排氣中之CO氣體、CO2 氣體、氧氣及被脫矽反應所消費且作為SiO2 而存在於爐內之氧量之和。
本發明係基於上述探討結果者,其係使用在下端已設置戴拉華噴嘴的頂吹噴槍,從戴拉華噴嘴對轉爐內之熔鐵浴面吹附氧氣來對轉爐內之熔鐵施行脫碳精鍊等之氧化精鍊的轉爐之精鍊方法,其中,以上述之(1)式所界定的每火點單位面積之氧氣流量F與由(2)式所界定之爐內的累積氧指標S(F)滿足上述之(3)式的方式,來調整來自頂吹噴槍之送氧速度Qg 及噴槍高度LH之任一方或雙方。
藉由以使累積氧指標S(F)滿足(3)式的方式來調整來自頂吹噴槍之送氧速度Qg 及噴槍高度LH之任一方或雙方,而抑制對於熔鐵浴面之氧的過剩供給,並抑制在熔鐵浴內碳與氧進行反應所產生的CO氣泡變得過大。藉此,可抑制氣泡爆裂及伴隨氣泡爆裂而來之噴液。
進而,如第3圖所示般,藉由以使累積氧指標S(F)滿足(3)式的方式來調整來自頂吹噴槍之送氧速度Qg 及噴槍高度LH之任一方或雙方,而可抑制熔鐵之搖動變大。
如此般,藉由實施本實施形態之轉爐之操作方法而抑制熔鐵之搖動,且可抑制氣泡爆裂及伴隨氣泡爆裂而來之噴液。藉此,不僅對爐外之鐵量的散逸減少,而削減在裸金屬之回收與再利用上所需要的費用,亦可抑制伴隨於轉爐爐口等所附著、堆積的裸金屬之去除而來之轉爐的運作率降低。 實施例
接著,說明本發明之實施例。使用可從頂吹噴槍吹附氧氣,並且從爐底部之底吹風口吹入攪拌用氣體之容量300噸規模的轉爐(以下,記載為「頂底吹轉爐」)來進行脫碳吹煉。作為往爐外之鐵量的散逸之評估係使用以(12)式定義之爐下落下裸金屬指數W。
本實施例所使用的頂吹噴槍係作為噴射噴嘴而於前端部具有相同形狀之4個戴拉華噴嘴,並將前述戴拉華噴嘴相對於頂吹噴槍主體之軸心於同心圓上以等間隔,且將頂吹噴槍主體之軸心與噴嘴之中心軸所成的角度(以下,記載為「噴嘴傾角」)設為17°配置者。戴拉華噴嘴之喉徑dc 為76.0mm,出口徑de 為87.0mm。
相同地,使用具有5個戴拉華噴嘴,噴嘴傾角為15°,喉徑dc 為65.0mm,出口徑de 為78.0mm之頂吹噴槍,與具有5個戴拉華噴嘴,噴嘴傾角為15°,喉徑dc 為65.0mm,出口徑de 為75.3mm之頂吹噴槍,與具有5個戴拉華噴嘴,噴嘴傾角為15°,喉徑dc 為57.0mm,出口徑de 為67.2mm的頂吹噴槍。於表2中顯示各試驗所使用的頂吹噴槍之規格。
Figure 02_image025
轉爐之作業方法係在將鐵廢料裝入頂底吹轉爐之後,將1260~1280℃之熔生鐵裝入頂底吹轉爐。接著,一邊從頂吹噴槍將平均2.0Nm3 /(hr×t)之氧氣朝向熔生鐵浴面吹附,一邊從底吹風口將氬氣或氮氣作為攪拌用氣體來吹入熔生鐵中,進行脫碳精鍊直至熔鋼中之碳濃度成為0.05質量%為止。鐵廢料之裝入量係以精鍊結束時之熔鋼溫度成為1650℃的方式進行調節。將所使用的熔生鐵之組成及溫度顯示於表3。
Figure 02_image027
於表4中顯示來自頂吹噴槍之送氧速度及噴槍高度LH。如表4所示般,將來自頂吹噴槍之送氧速度及噴槍高度LH,因應於熔生鐵中之碳濃度來區別成區間1、2、3而設定。
Figure 02_image029
來自頂吹噴槍之送氧速度及噴槍高度LH係以使熔生鐵浴面之衝突面的氧氣流速vgc 在區間1、2、3成為大約120~240m/s之範圍的方式,來因應於頂吹噴槍之噴嘴的差異而變更設定。底吹氣體流量在全部的試驗中為一定。
於表5中,將由(1)式所計算之每火點單位面積之氧流量F及由(2)式所計算之爐內之累積氧指標S(F)之最大值S(F)max 、以及操作結果以各試驗區別顯示。
Figure 02_image031
如由表5所得以明瞭般,在本發明例與比較例,吹煉時間雖幾乎同等,但本發明例1~4之吹煉結束時之爐下落下裸金屬指數W,相較於比較例1~5之吹煉結束時之爐下落下裸金屬指數W,為明顯較小之值。由此結果,可確認,藉由使累積氧指標S(F)成為40以下,而可抑制裸金屬附著,藉此可抑制鐵良率之降低,而可實施轉爐操作。
[第1圖]第1圖係顯示平均脫碳氧效率η與由(1)式所計算之每火點單位面積之氧氣流量F的關係之圖表。   [第2圖]第2圖係顯示爐下落下裸金屬指數W與由(2)式所計算之累積氧指標S(F)之最大值S(F)max 的關係之圖表。   [第3圖]第3圖係顯示爐體振動之最大加速度amax 與由(2)式所計算之累積氧指標S(F)之最大值S(F)max 的關係之圖表。

Claims (1)

  1. 一種轉爐之操作方法,其係使用在下端已設置戴拉華噴嘴(Laval nozzle)之頂吹噴槍,從前述戴拉華噴嘴對轉爐內之熔鐵浴面吹附氧氣而使轉爐內之熔鐵進行脫碳之轉爐之精鍊方法,以下述(1)式所界定之每火點單位面積之氧氣流量F(Nm3/(m2×s)),及,由前述氧氣流量F與下述(2)式所界定之爐內之累積氧指標S(F)滿足下述之(3)式之方式而調整來自前述頂吹噴槍之送氧速度Qg及噴槍高度LH之任一方或雙方;
    Figure 107115516-A0305-02-0023-1
    Figure 107115516-A0305-02-0023-2
    S(F)≦40…(3)(1)式中,n為設置於前述頂吹噴槍下端之戴拉華噴嘴之個數(-),dc為前述戴拉華噴嘴之喉徑(mm),Qg為前述來自頂吹噴槍之送氧速度(Nm3/s),P0為對前述戴拉華噴嘴之前述氧氣之供給壓力(Pa),vgc為從前述噴槍高度LH(m)所算出之熔鐵浴面之衝突 面上之前述氧氣之流速,且係前述戴拉華噴嘴之中心軸上之前述氧氣之流速(m/s),r為因前述氧氣對前述熔鐵浴面上之衝突所形成之凹陷之半徑(mm),L為前述凹陷之深度(mm);(2)式中,α為定數((m2×s)/Nm3),F0為定數(0.60Nm3/(m2×s)),△t為數據收集時間間隔(s),且,其係於吹煉中監視藉由前述(2)式所算出之累積氧指標S(F)之實際值,及,不明氧量而決定前述定數α;該不明氧量為輸入氧量與輸出氧量之差,該輸入氧量為來自頂吹噴槍之氧氣供給量及已投入於爐內之副原料中之氧量之合計,該輸出氧量為存在於轉爐排氣中之CO氣體、CO2氣體、氧氣及被脫矽反應所消費且作為SiO2而存在於爐內之氧量之和。
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