(57)【要約】【課題】ランス形状等の上吹酸素条件を規定して、操業安定性を維持しつつ、簡便かつ効果的にダスト発生を抑制して鉄分歩留を向上させる、上底吹型転炉において溶銑の酸素吹錬を行う方法を提供する【解決手段】上吹きランスを用いて溶銑に酸素を吹きつけて脱炭吹錬を行う溶銑の製錬方法であって、上吹きランスは上吹きランスの中心軸を中心とする同一円周上に等間隔で配置された３孔以上のノズルを有し、（１）式、（８）式でそれぞれ定義する上吹き指標Ｚ、Ｆが各々（９）式、（１０）式を満たすように上吹き条件を調整して吹錬を行う。  Ｚ＝（ｖ２ｌ）０．５  ・・・（１）  Ｆ＝Ｚ×Ｎ０．６／ｔａｎ０．３θ＜１４００  ・・・（８）  ３６０＜Ｚ  ・・・（９）  Ｆ＜１４００  ・・・（１０）【選択図】図３
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
上吹きランスを用いて溶銑に酸素を吹きつけて脱炭吹錬を行う溶銑の精錬方法であって、前記上吹きランスは当該上吹きランスの中心軸を中心とする同一円周上に等間隔で配置された３孔以上のノズルを有し、（１）式、（８）式でそれぞれ定義する上吹き指標Ｚ、Ｆが各々（９）式、（１０）式を満たすように上吹き条件を調整して吹錬を行うことを特徴とする溶銑の精錬方法。
Ｚ＝（ｖ２ｌ）０．５  ・・・（１）
ｖ＝（２ρＬＬｇ／ρｇ）０．５  ・・・（２）
ｖ０ｄｃｏｓθ＝０．７３Ｌ０．５（Ｌ＋Ｈ）  ・・・（３）
ｖ０＝（ＱＯ２／３６００）／｛（ｄ／２）２πＮ｝  ・・・（４）
ｌ＝Ｓ０．５  ・・・（５）
Ｓ＝Ｌ×Ｄπ＋（Ｄ／２）２×π  ・・・（６）
Ｄ＝２Ｈ／ｃｏｓθ×ｔａｎφ＋ｄｅ  ・・・（７）
Ｆ＝Ｚ×Ｎ０．６／ｔａｎ０．３θ  ・・・（８）
３６０＜Ｚ  ・・・（９）
Ｆ＜１４００  ・・・（１０）
上記式中、ｖ：浴面相当位置での噴流中心速度（ｍ／ｓ）、ｌ：凹みを代表する長さ（ｍ）、ρＬ：溶鉄の密度（ｋｇ／ｍ３）、ρｇ：ガス密度（ｋｇ／ｍ３）、ｇ：重力加速度（ｍ／ｓ２）、ｖ０：ノズル出口線流速（ｍ／ｓ）、ｄ：スロート径（ｍｍ）、θ：ノズル傾斜角（ｄｅｇ）、ＱＯ２：各吹錬での送酸期間の１０〜９０％における送酸速度の平均値（Ｎｍ３／ｈｒ）、Ｎ：上吹きノズル孔数、Ｓ：凹みの表面積（ｍ２）、Ｌ：凹み深さ（ｍ）、Ｄ：凹み径（ｍ）、Ｈ：各吹錬での送酸期間の１０〜９０％におけるランス高さの平均値（ｍ）、φ：自由噴流拡がり角度（ｄｅｇ）、ｄｅ：ノズル出口径（ｍ）、である。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、例えば、製鋼用転炉において酸素ガスを溶銑に吹き付けて脱炭吹錬を行う溶銑の精錬方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
溶鉄の脱炭精錬を効率よく進行させる方法として、転炉内の溶鉄（以下、「鋼浴」または「溶銑」ともいう。）の攪拌を強化することが効果的であることは広く知られている。そのため、現在用いられている転炉の多くは、転炉上方からの上吹酸素ジェットに加え、溶鉄の攪拌を強化するために転炉炉底部に底吹羽口を設けて、酸素、炭化水素、不活性ガス等を底吹羽口から吹き込んでいる。
【０００３】
このような転炉吹錬法において、装入した鉄分の歩留を悪化させる要因としては、スラグ中へ鉄分が酸化鉄として混入する酸化鉄ロスや、スラグ中への粒鉄の混入、ダスト発生による鉄分ロス等がある。
【０００４】
上記のダストの生成機構としては、上吹酸素ジェットが直接溶鉄に衝突して高温（２０００〜２５００℃）になっている火点での鉄分の蒸発によるヒュームダストの生成と、脱炭反応によるＣＯガス発生に伴って発生するＣＯガス気泡がバースト（バブルバースト）する際のバブルバーストダストの生成がある。さらに、バブルバーストの発生や、上吹酸素ジェットが溶鉄浴面に形成するキャビティのリップ部等から溶鉄が直接飛散することによって、スピッティングが発生する。このスピッティングで飛散した粒子は、飛散中に酸素ジェットによって脱炭され、２次的に細かいダストにバーストするため、ダスト発生源となり得る。ダストの発生は、転炉における鉄分の歩留を低下させるので大きなコスト悪化要因となっている。
【０００５】
このようなダストの発生を鑑みて、従来から様々な対策が講じられてきた。ヒュームダストを抑制する方法としては、例えば特許文献１では、上吹酸素ノズルに連通する通孔から、ＣＯ２、ＣａＣＯ３、水蒸気、水、Ｍｎ鉱石、鉄鉱石等の冷却剤の１種または２種以上の混合物を火点に吹き込み、火点温度を下げることで火点での鉄分蒸発によるヒュームダストを抑制する方法が開示されている。また、特許文献２では、ランスノズルの形状変更により火点面積を小さくする方法等が開示されている。
【０００６】
しかしながら、特許文献１で開示された火点を冷却する方法は、火点の冷却に相当量の冷却材を要するため、冷却材コストがかかる上、吹き込んだ冷却材により吹錬の熱源が減少し、熱的自由度が制限されるという欠点を有する。また、特許文献２に開示された方法では、ダスト低減効果はあるもののその効果が不十分であり、かつ特許文献２に開示された方法ではノズル傾斜角の広角化に伴う炉壁の溶損は解消されないという問題がある。
【０００７】
スピッティングを抑制する方法として、例えば特許文献３には、酸素ジェットにより溶鉄浴面上に形成されるキャビティの深さＬと径Ｄの比Ｌ／Ｄを２より大きい値に制御することで、酸素ジェットが溶鉄浴面に与えるエネルギーのうち、スピッティングに寄与するエネルギーの割合を減少させ、ダスト量を抑制する方法が開示されている。
【０００８】
しかし、特許文献３に記載のキャビティ深さＬとキャビティ径Ｄを制御する方法を実現するにはランス湯面間距離を１ｍ以下とする必要があり、この場合、スラグ量が溶鉄１ｔあたり４０ｋｇ以下のレススラグ吹錬においては、溶鉄表面からの輻射熱によりランス先端が溶損するという問題がある。また、文献中ではＬ算出方法を明確に規定しておらず、Ｌ算出方法によってＬ／Ｄとランス高さの関係は変わらないと記載されているが、実際は大きく変化するので、一般的に実施するに耐えうる請求範囲とは言い難い。例えば、瀬川らの式でＬを算出すると特許文献３の実施例を実施するとＬ／Ｌ０＞２（Ｌ０を約２ｍと仮定）となる。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００９】
【特許文献１】特開昭５８−１９３３０９号公報
【特許文献２】特開平９−４１０２０号公報
【特許文献３】特開平２−１１１８０９号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００１０】
上記従来技術の課題を鑑みて、本発明は、ランス形状等の上吹酸素条件を規定して、操業安定性を維持しつつ、簡便かつ効果的にダスト発生を抑制して鉄分歩留を向上させる、上底吹型転炉において溶鉄の酸素吹錬を行う溶銑の精錬方法を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１１】
本発明者らは、上記従来技術の課題を解決するために、ダスト生成機構に着目し、転炉における上吹き酸素条件とダスト量の関係を調査した。そして、上吹酸素条件（送酸速度、ランス高さおよびランス形状）とダスト発生量との関連性について検討した結果、以下を知見した。
【００１２】
本発明は、上吹き酸素ジェットと鋼浴との衝突面におけるジェットの流速ｖと凹み代表長さｌにより（１）式で規定される指標Ｚ、（８）式で規定される指標Ｆが（９）式、（１０）式を満足するような吹錬条件の調整により完成されたのである。
【００１３】
ここで、指標Ｚは上吹き酸素ジェットと鋼浴との衝突界面における酸素ジェットの慣性力を表す指標であり、Ｚがある値を超えることでジェット／鋼浴界面不安定領域に遷移し、ダスト発生機構が変化してダスト発生量が減少する。すなわち、酸素ジェットが気液衝突界面に深く潜り込むことで、バブルバースト発生位置が溶銑深くに押し込まれ、脱炭反応時の飛沫発生が大幅に抑制される。本発明者らは調査によりＺの閾値を明らかにした。Ｚ算出に関して、ｖは（２）式で算出し、ｖの算出に必要な浴凹み深さＬは一般的に用いられる（３）式で算出する。（３）式中のｖ０は（４）式で算出する。凹みを代表する長さであるｌは凹み表面積Ｓの平方根であり、Ｓは（６）式で算出する。凹み径Ｄは（７）式で算出した。
【００１４】
Ｚ＝（ｖ２ｌ）０．５  ・・・（１）
ｖ＝（２ρＬＬｇ／ρｇ）０．５  ・・・（２）
ｖ０ｄｃｏｓθ＝０．７３Ｌ０．５（Ｌ＋Ｈ）  ・・・（３）
ｖ０＝（ＱＯ２／３６００）／｛（ｄ／２）２πＮ｝  ・・・（４）
ｌ＝Ｓ０．５  ・・・（５）
Ｓ＝Ｌ×Ｄπ＋（Ｄ／２）２×π  ・・・（６）
Ｄ＝２Ｈ／ｃｏｓθ×ｔａｎφ＋ｄｅ  ・・・（７）
Ｆ＝Ｚ×Ｎ０．６／ｔａｎ０．３θ  ・・・（８）
３６０＜Ｚ  ・・・（９）
Ｆ＜１４００  ・・・（１０）
【００１５】
ただし、前述したようにＺは衝突界面における酸素ジェットの慣性力を表すため、増加させるほどランスへの地金付着が顕著となり操業性が悪化してしまったことも調査の過程で知見した。本発明者は、ジェットの衝突角度を浅くし、かつ発生源である火点の個数を減少させつつＺを増加させれば、安定的に操業可能なレベルでＺ増加によるダスト低減効果を享受できると考えた。そこで、酸素ジェットの慣性力Ｚとノズル傾斜角θおよび孔数Ｎで操業性を整理した結果、（８）式に示す指標Ｆが（１０）式を満足するよう制御することによって安定的に操業可能なレベルでＺ増加によるダスト低減効果を享受できることを見出した。
【００１６】
上記から本発明を以下のように纏めることができる。
（１）上吹きランスを用いて溶銑に酸素を吹きつけて脱炭吹錬を行う溶銑の精錬方法であって、前記上吹きランスは当該上吹きランスの中心軸を中心とする同一円周上に等間隔で配置された３孔以上のノズルを有し、（１）式、（８）式でそれぞれ定義する上吹き指標Ｚ、Ｆが、各々（９）式、（１０）式を満たすように上吹き条件を調整して吹錬を行うことを特徴とする溶銑の精錬方法。
【００１７】
Ｚ＝（ｖ２ｌ）０．５  （１）
ｖ＝（２ρＬＬｇ／ρｇ）０．５  （２）
ｖ０ｄｃｏｓθ＝０．７３Ｌ０．５（Ｌ＋Ｈ）  （３）
ｖ０＝（ＱＯ２／３６００）／｛（ｄ／２）２πＮ｝  （４）
ｌ＝Ｓ０．５  （５）
Ｓ＝Ｌ×Ｄπ＋（Ｄ／２）２×π  （６）
Ｄ＝２Ｈ／ｃｏｓθ×ｔａｎφ＋ｄｅ  （７）
Ｆ＝Ｚ×Ｎ０．６／ｔａｎ０．３θ＜１４００  （８）
３６０＜Ｚ  （９）
Ｆ＜１４００  （１０）
【００１８】
上記式中、ｖ：浴面相当位置での噴流中心速度（ｍ／ｓ）、ｌ：凹みを代表する長さ（ｍ）、ρＬ：溶鉄の密度（ｋｇ／ｍ３）、ρｇ：ガス密度（ｋｇ／ｍ３）、ｇ：重力加速度（ｍ／ｓ２）、ｖ０：ノズル出口線流速（ｍ／ｓ）、ｄ：スロート径（ｍｍ）、θ：ノズル傾斜角（ｄｅｇ）、ＱＯ２：各吹錬での送酸期間の１０〜９０％における送酸速度の平均値（Ｎｍ３／ｈｒ）、Ｎ：上吹きノズル孔数、Ｓ：凹みの表面積（ｍ２）、Ｌ：凹み深さ（ｍ）、Ｄ：凹み径（ｍ）、Ｈ：各吹錬での送酸期間の１０〜９０％におけるランス高さの平均値（ｍ）、φ：自由噴流拡がり角度（ｄｅｇ）、ｄｅ：ノズル出口径（ｍ）、である。
【発明の効果】
【００１９】
本発明によれば、製鋼用転炉にて溶銑浴面に精錬用ガスを吹き付ける精錬プロセスにおいて、操業性を悪化させることなくダストによる鉄分ロスを大幅に低減することができる。これにより、精錬歩留まりの向上が達成され、生産性を向上することができる。
【図面の簡単な説明】
【００２０】
【図１】図１は、指標Ｚとダスト指数との関係を示す図である。
【図２】図２は、指標Ｆとランス寿命指数との関係を示す図である。
【図３】図３は、指標Ｆと指標Ｚとの関係を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００２１】
以下、本発明を実施するための形態を、添付図面を参照しながら説明する。
（１）共通する調査条件
本発明者らは３００ｔ規模の転炉での脱炭吹錬において上吹き酸素流量（送酸速度：ＱＯ２）、ランス形状およびランス−湯面間距離（ランス高さ：Ｈ）を変更したときの指標Ｚとダスト発生量（ダスト指数）の関係、および指標Ｆと地金付着量（ランス寿命指数）の関係を調査した。溶銑組成は［％Ｃ］＝４．２質量％、［％Ｓｉ］＝０．４質量％、［％Ｍｎ］＝０．２質量％、［％Ｐ］＝０．１質量％、［％Ｓ］＝０．００１質量％の条件にて転炉に装入し、上吹き酸素流量を４．０〜６．０Ｎｍ３／ｍｉｎ／ｔ、底吹きＡｒ流量を０．２５Ｎｍ３／ｍｉｎ／ｔとして［％Ｃ］＝０．３質量％以下となるまで吹錬を行い、吹錬中のダスト発生量を調査した。上吹きランスには多孔ラバールランスを用いた。底吹き羽口数は４とした。ランス−湯面間距離（ランス高さ）を１８００〜３３００ｍｍの範囲で制御した。
【００２２】
なお、本発明に係るＺとＦの計算において、溶銑密度ρＬは７０００ｋｇ／ｍ３、自由噴流拡がり角度φは１０（ｄｅｇ）とし、ランス高さおよび送酸速度の数値は各吹錬での送酸期間の１０〜９０％における平均値を用いた。
【００２３】
（２）Ｚとダスト発生量の関係
図１は指標Ｚとダスト指数との関係を示す図であり、Ｚとダスト発生量の関係を、Ｚ＝３００の操業例のダスト発生量を基準値１にとって、その基準値との対比を指数化したものである。ダストの生成起因には、背景技術に関して既に説明したように多様なものがある上に、ダストロスとスピッティングによる粒鉄飛散ロスとは実操業では区別が難しいものなので、この調査ではそれらのロスを一括して「ダスト発生量」と名付けている。Ｚが３５０を超える付近からダスト発生量が低下し始め、それが３６０を超えるとダスト指数が０．９以下と急激にダスト発生量が低下することが確認できた。これはジェット／鋼浴界面不安定領域に遷移し、ダスト発生機構が変化しダスト発生量が減少、すなわち、酸素ジェットが気液衝突界面に深く潜り込むことで、バブルバースト発生位置が溶銑深くに押し込まれ、脱炭反応時の飛沫発生が大幅に抑制されたためと考えられる。
【００２４】
３５０＜Ｚの領域ではＺが増加するほどダスト発生量が低下した。また、Ｚ≦３５０では、Ｚを増加させてもダストの低減効果はほとんどなかった。これはＺ≦３５０では酸素ジェット／鋼浴界面が安定していて、火点近傍でダストが大量に発生したためと考えられる。以上から、転炉ダストを大幅に低減させる条件は、３６０＜Ｚの領域でＺを増加させることであると明確化することができた。Ｚの上限値は特に限定されないが、Ｚが高すぎてもそれに見合ったダスト発生量の低減効果が見込めないため、Ｚ≦５００であることが望ましい。
【００２５】
（３）Ｆと操業性指数の関係
Ｚを増加させ３６０＜Ｚの領域まで増加させることによって、Ｚを増加させるほど急激にダストが減少することが判明した。しかし、Ｚを単に増加させるとランス寿命が短命化することが発覚した。本発明者らは更なる調査を行い、指標Ｚ、上吹きノズル孔数Ｎとノズル傾斜角θの関数であるＦという指標がランス寿命低下の支配因子であることを明らかにした。この調査では、指標Ｚを２００〜５００、ノズル孔数Ｎを３〜１０個、ノズル傾斜角θを１０〜３０°とした。
【００２６】
そして、指標Ｆを所定範囲とすることによって、Ｚ増加によるダスト低減効果を享受しつつ、ランス地金付着を抑制しランス寿命低下を抑制できることを見出した。本発明者らは、Ｚが高まるほどランス寿命が低下したのは、ジェットの慣性力増加に伴って地金飛散が増加し、地金の付着と脱落によるランスチップの損耗が進行したためと推定した。本発明者らは、Ｚが同じであれば地金上がりの主な発生源である火点が少なく、ジェットの衝突角度が大きいほど地金飛散が抑制されると考えた。
【００２７】
そこで、Ｚ、上吹きノズル数Ｎ、ノズル傾斜角度θとランス寿命指数の関係を調査した結果、Ｚ、Ｎおよびθの関数である指標Ｆでランス寿命が整理できることが分かった。指標Ｆとランス寿命指数の関係を図２に示す。ランス寿命指数は基準となる上吹き条件で吹錬したときのランス寿命（吹錬回数）を１としたときの規格化した値である。Ｆ≧１４００となるとランス寿命指数が急激に悪化することが分かった。Ｆの下限値は特に限定されないが、Ｆが低すぎてもそれに見合ったランス寿命低減効果が見込めないため、８００≦Ｆであることが望ましい。
【００２８】
以上のことから、Ｚ増加によるダスト低減効果を享受しつつ、安定して操業を行うためには、指標ＺおよびＦを、３６０＜Ｚ、Ｆ＜１４００とする必要があることが分かった。
【００２９】
（４）実施可能な上吹き条件の範囲
上吹きノズル孔数は３〜１０まで調査したが、請求の範囲を満足する範囲で吹錬を行えば操業性に影響は見られなかった。ただし、ランス外径が同じ場合、孔数が多くなるほど冷却水流路の確保が困難となるため、１０孔程度までが多孔化の限度と考えられる。
【００３０】
ノズル傾斜角は６〜３０°の範囲で変更しても、本発明の請求範囲内では耐火物の損耗挙動に大きな影響を与えなかった。ただし、通常操業で一般的となっている吹錬初期にソフトブロー条件とするといった操作を実施することを考えるとノズル傾斜角広角化の限度は３０°程度と考えられる。なお、本発明において、ノズル傾斜角とは、ランス中心軸とノズル中心軸とのなす角を表す。
【実施例】
【００３１】
本発明を３００ｔ規模の上底吹き転炉吹錬において用いた。その際、主原料には質量濃度でＣ：４．４〜４．５％、Ｓｉ：０．２〜０．５％、Ｍｎ：０．２〜０．４％、Ｐ：０．１００〜０．１２０％を含有する溶銑を約２６０ｔ、スクラップを約２０ｔ用い、上吹き酸素流量を溶銑１ｔ当たり４．０Ｎｍ３／ｍｉｎ、底吹きＣＯ２流量を０．１５Ｎｍ３／ｍｉｎとした。質量濃度でＣ：０．０５〜０．０８％、Ｓｉ≦０．０１％、Ｍｎ：０．１〜０．２％、Ｐ：０．０１５〜０．０２５％の溶鋼を製造し、上吹きランス形状や吹錬条件を変更して吹錬を行い、ダストロス量とランス地金重量を調査した。ここで調査したダストロスも、図１に関して説明したことに同じくスピッティングによる鉄歩留まりロスを含めたものである。ランス−湯面間距離は各吹錬期１０〜９０％における平均のランス−湯面間距離とした。表１に本発明実施例および比較例の操業条件と、そのときのダスト指数およびランス寿命指数を示す。
【００３２】
【表１】
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【００３３】
ダスト指数およびランス寿命指数は、２５０〜３５０ｃｈ使用したときの平均値であり、比較例１を１として、規格化した値を示した。ダスト指数０．９以下かつランス地金付着指数１．０以上なったときを○、そうでない場合を×とした。ランス地金付着指数の上限を１．０４としたのは５％以下であればバラつきの範囲とでき、操業に支障が無いと判断したためである。上吹きランスは３〜８孔、傾斜角１０〜２５°の多孔ラバールランスとし、ランス−湯面間距離（ランス高さ）を１８００〜３３００ｍｍの範囲で制御した。本発明実施例および比較例について、ＺとＦの関係を図３に示す。比較例１〜３は従来技術範囲に相当するＺとＦとなるよう調整した条件である。
【００３４】
まず、比較例１と２について述べる。
比較例１は６孔傾斜角２０°のランスで、ランス−湯面間距離は２０００ｍｍ、比較例２は５孔傾斜角１５°のランスで、ランス−湯面間距離は３３００ｍｍで、指標Ｚはそれぞれ３３２、３１８、指標Ｆはそれぞれ１３１７、１２４０である。
【００３５】
比較例２のダスト指数は１．０２、ランス寿命指数は１．０４であった。比較例１、２は指標Ｆの値が小さいためランス指数は高く操業性にはなんら問題ないものの、３１８から３３２へ指標Ｚを増加させてもダスト指数はほとんど減少しなかった。これはＺ≦３５０であったため酸素ジェット／溶銑界面が安定しており火点近傍でダストが大量に発生したためと考えられる。
【００３６】
次に比較例３について述べる。比較例３は４孔傾斜角１０°のランスを使用し、ランス−湯面間距離は２６００ｍｍ、指標Ｚは４１２、指標Ｆは１５９６である。ダスト指数は０．８５、ランス寿命指数は０．８５であった。３６０＜Ｚの領域までＺを増加させたためダスト指数は大きく減少したが、ランス寿命指数は１割以上低下し、操業性は大きく悪化した。これはジェットの慣性力による地金飛散が増加に対して、孔数が多く、傾斜角が小さかったためである。
【００３７】
実施例１〜７について述べる。実施例１〜７は３６０＜Ｚ、Ｆ＜１４００を満足している条件であり、多少のばらつきはあるが、Ｚが大きいほどダスト指数は低下した。特に、図１においてＺ＝３８０でダスト指数が０．７３であったと示したように、実施例１〜７においても３８０＜Ｚにすると、ダスト指数が０．７３未満にできることが確認できた。これはジェット／鋼浴界面不安定領域に遷移し、ダスト発生機構が変化しダスト発生量が減少、すなわち、酸素ジェットが気液衝突界面に深く潜り込むことで、バブルバースト発生位置が溶銑深くに押し込まれ、脱炭反応時の飛沫発生が大幅に抑制されたためと考えられる。また、ランス寿命指数も１．０１〜１．０６で安定しており、Ｚを高位にした場合でも寿命低下は全く見られなかった。これはジェットの慣性力Ｚによる地金飛散を抑制するに十分な孔数とノズル傾斜角度としたためである。
【００３８】
以上より、孔数・傾斜角・ランス−湯面間距離といった諸条件が異なる場合においても、指標ＺおよびＦを所定の範囲内で制御することができればダストロスを削減しつつ、ランス寿命低下を抑制できることが確認できた。本発明の効果を十分享受可能なＺおよびＦの範囲は、それぞれ３６０＜Ｚ、Ｆ＜１４００である。この条件は、３８０＜Ｚ、Ｆ＜１４００であることが、さらに好ましいといえる。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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