JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）p. 14-19

転炉 FetO ダイナミック制御による高効率転炉溶銑脱りん技術
High Efficiency Hot Metal Dephosphorization
through FetO Dynamic Control in BOF
菊池直樹

KIKUCHI Naoki

JFE スチール

スチール研究所

製鋼研究部長・博士（環境）松井章敏

MATUSI Akitoshi

JFE スチール

スチール研究所

製鋼研究部

富山伸司

TOMIYAMA Shinji

JFE スチール

スチール研究所

計測制御研究部主任研究員（課長）
主任研究員（課長）

要旨
製鋼工程におけるスラグ発生量低減，鋼材の品質向上を目的に溶銑脱りん処理が行われる。本開発では，小型溶解炉実験，実機転炉型溶銑脱りん処理において，上吹き酸素により生成する FetO 生成挙動と，脱りん反応に及ぼすスラグ中 FetO 濃度の影響を調査し，反応モデルに基づく解析を行った。その結果，スラグ中 FetO 濃度が脱りん反応効率に大きく影響を及ぼすことが明らかとなり，得られた結果に基づき，安定的な低りん銑化を目的に，吹錬中の酸素バランスに基づくスラグ中 FetO 濃度の推定，独立成分分析による上吹き酸素のパターン決定を行う制御系を確立した。その結果，安定した低りん銑化が可能となり，低 P 鋼種（［mass％ P］≦ 0.015）の安定製造に貢献した。

Abstract:
Hot metal dephosphorization is frequently performed in steelmaking process to reduce slag generation andimprove the quality of steel products. In this report, iron oxide generation and dephosphorization behavior inlaboratory-scale experiments and an actual converter were investigated and analyzed by mathematical models. The
results revealed that dephosphorization is significantly influenced by iron oxide in slag. Based on these results, a newcontrol system was introduced, which comprises 1) estimation and dynamic control of iron oxide in slag by calculating
the oxygen balance at 1 second inter val during blowing and 2) guidance on top blowing patterns by applying
independent component analysis. As a result, phosphorus content after blowing decreased and also became stable,
which contributed to production of low-phosphorus steel grades ([mass%P]

1． はじめに0.015)．

高速送酸を利用した短時間処理が挙げられるが，高速送酸条件下でのスラグ中 FetO の生成挙動に関する研究例は少な

鋼材品質要求の厳格化対応，製鋼スラグ発生量削減を目く，十分な考察が進んでいない。

的として，溶銑予備脱りん処理プロセスが広く導入されていそこで本報では，溶銑に酸素を上吹きした場合の FetO 生る。これまで溶銑脱りん処理においては低りん銑の溶製や成モデルと，それに対応した脱りん反応モデルによる低りん反応効率向上のため，蛍石が使用されてきたが，フッ素の銑化の取組を示す。さらに転炉溶銑脱りん処理中の FetO 生土壌への溶出基準値改正により，フッ素含有スラグの再利成に関する独立成分分析による吹錬パターンの決定，酸素用が困難となり，溶銑脱りんにおけるフッ素（蛍石）を用いバランスに基づく FetO 生成速度のダイナミック制御システない精錬方法の開発が急務である。蛍石の脱りん反応へのムにより，実機転炉型溶銑脱りんの操業条件の最適化を図っ効果については，① CaO の溶融促進，②酸素ポテンシャルたので報告する。

2＋増大，③スラグの Ca の活量増大，等が報告されている

1, 2）

。

このうち① CaO の溶融促進，②酸素ポテンシャル増大，の2． スラグ中 FetO 生成促進による低りん銑化効果を補うためには脱りん精錬スラグ中の FetO 濃度を高め2.1ることが有効であり，FetO 含有スラグと溶銑中りんの反応に関する種々の研究

3）

既報が行われてきた。

4）

FetO 生成モデル
4）

にて 3 kg，200 kg 規模の溶銑脱りん実験を行い，一方，近年では転炉型設備を用いた溶銑脱りん処理の開溶銑に酸素を上吹した際の FetO 生成挙動を調査した。得ら発が進められてきた。転炉型脱りん炉の大きな特徴として，れた結果における各因子の影響を定量化した。スラグ中
FetO は上吹き送酸により生成され，生成された FetO が溶銑

2016 年 2 月 12 日受付

中［C］との反応により還元される。FetO の還元がスラグ中－ 14 －

Copyright © 2016 JFE Steel Corporation. All Rights Reserved.

転炉 FetO ダイナミック制御による高効率転炉溶銑脱りん技術

FetO の物質移動律速であるとすると，FetO 生成の速度式は，ebot＝FetO の還元と生成のバランスより（1）式で表される。
d（FetO） －ks A＝｛（FetO）－（FetO）＋a・FO2e｝
Vsdt…………………………………… （1）2

ここで，A：反応界面積（浴表面断面積）［m ］，FO：上吹き2－1

3

酸素流量［m -norm.・s /t-flux］，ks：スラグ中物質移動係

372QT
Vm

｛・ 1－273T（＋ln 1＋Z1.48）｝…… （5）

3

ここで，Q：吹き込みガス流量［m -norm./s］，Z：吹き込み深さ［m］である。なお，溶銑及びスラグの密度はそれぞれ
337 000［kg/m ］，3 000［kg/m ］で一定とした。上記のモデルによる計算において定数 B，r，a を小型溶解炉実験値と一致するよう定めた結果，B＝1.7，r＝0.25，a＝0.6 となった。

3数［m/s］，Vs： フラックス体積［m ］，（FetO）
e： 平衡 FetO

2.2濃度（高［C］濃度では 0）［mass％］である。なお，（1）式

脱りん反応モデル

中 a は上吹き送酸による鉄の酸化効率を表す定数であり，上述の FetO 生成モデルから脱りんモデルの構築を検討し後述するように実験結果とのフィッティングにより算出した。
従来報告されている脱りんモデルの代表的なものとして，た。
（1）式を積分して（2）式を得る。

Ohguchi ら｛ksA（FetO）
i－a・FO2
Vs

1（FetO）＝（ksA/Vs）（exp －ksA）

t ＋a・FO2

Vs8）により提唱されている競合反応モデルが挙げられる。競合反応モデルは，各成分の溶銑/スラグ間の反応｝を溶銑及びスラグ側物質移動の混合律速とし，各物質の定常状態を仮定して酸素のマスバランスにより反応界面の酸…………… （2）

素活量を決定し，各成分の経時変化を算出するモデルである。脱りん反応において，反応界面における酸素活量を決

ここで，t：時間［s］，（FetO）：初期
FetO 濃度［mass％］でi定するうえで，スラグ中 FetO 濃度の定量化が非常に重要とある。本研究者らは，スラグ側物質移動係数 ks も撹拌動力考えられる。そこで，本報告では，スラグ中 FetO 濃度を上e に依存すると仮定し，スラグ側物質移動係数を撹拌動力のr関数；ks ∝ e とおいた。撹拌動力は上吹き送酸による撹拌
33

述の FetO 生成モデルにより直接的に求め，競合反応モデルと組み合わせることで脱りんモデルの構築を検討した。競動力 etop［W/m ］と吹き込みガスによる撹拌動力 ebot［W/m ］

合反応モデルの適用にあたり，以下の仮定を置いた。の和とした。更に，温度依存性についてはアレニウス型で・反応は溶銑，スラグ両相の物質移動を律速段階おき，活性化エネルギーには CaO-SiO2-Al2O3-FeO 系スラグ・スラグ/溶銑反応界面での化学反応は十分速い

5）中の Fe の拡散に対する値 155 kJ/mol を用いることとした。

・CO ガス発生速度は界面での CO 過飽和度に比例

これらの仮定に基づいて，（2）式中 ks を（3）式のように，・反応界面の酸素ポテンシャルはすべて共通

温度依存性と溶銑内の撹拌動力を考慮した式として評価し本報告においては，（6）式及び（7）式の反応を考慮する。

た。

（ks＝B・exp －155 000
RT［X］＋n・［O］＝（XOn）………………………… （6））

r・（etop＋ebot） ……… （3）［C］＋［O］＝CO ………………………………… （7）

ここで，R：気体定数（＝8.314 J/（mol・K）），r：定数，T：温度［K］である。
（3）式中の B はフィッティングパラメー次数である。これらの界面での平衡関係を仮定すると，次タとして，実験結果と一致するよう定めた。
3

上吹き送酸による撹拌動力 etop［W/m ］は甲斐ら

ここで，（6）式中の X は Si，Mn，P，Fe であり，n は反応6）によの式が成り立つ。

る次の報告式を用いて評価した。
etop＝0.137 cos qVm・

QO23N
l2D3h＊（％XOn）
100 CNxon fxKx
Ex＝＊ ＊n ＝rsg xon［％X］ ao…………………… （4）

Pco＊
Ec＝K
＊ ＊ ＝fc c ………………………… （9）［％C］ ao

ここで，D：上吹きノズル径［m］，h：ランス高さ［m］，N：3

ガス分子量，QO2：上吹き送酸流量［m -norm./s］，Vm：溶銑
3………… （8）体積［m ］，q：上吹きノズル傾角［°］，l：上吹きノズル孔

ここで，ao：酸素活量，C：スラグの単位体積当りのモル量数である。

［mol/cm ］，Ex：各成分の有効平衡定数，fx：各成分のヘン33

ま た， 吹 き 込 み ガ ス に よ る 撹 拌 動 力 ebot［W/m ］ は7）

Sundberg の報告式を用いて評価した。

リー基準の活量係数，Kx：各成分の酸化反応の平衡定数，
Nxo：各酸化物の分子量，P，rs：スラグ密
co：CO 分圧［atm］
n3

度［g/cm ］，g xo：各酸化物のラウール基準の活量係数であn＊り，添え字の はスラグ/溶銑界面を表す。界面酸素活量－ 15 －JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）

転炉 FetO ダイナミック制御による高効率転炉溶銑脱りん技術

ao＊は（10）式で定義される。

ここで，eʼ は撹拌動力であり，（4），（5）式より得られる撹
拌動力の和を W/t に単位換算したものである。また，Z：浴＊
ao＊＝f［％O］
o…………………………………（10）

－1

深［m］
，dc：浴直径［m］，R：気体定数（＝8.31 J・K /mol），
T： 温 度［K］ で あ る。 溶 銑 及 び ス ラ グ 密 度 は そ れ ぞ れ

一 方，（7） 式 及 び（8） 式 の 各 反 応 に お け る 反 応 速 度 Jx
－1

2［mol・s /cm ］は（11）～（13）式で表される。

33

7 000 kg/m ，3 000 kg/m とし，温度は 1 350℃とした。ス
ラグの単位体積当りのモル量 C は Ohguchi ら

8）の報告同様

30.035 mol/cm とした。ヘンリー基準の活量係数 fx 及び平衡＊

Jx＝F｛－［％X］ ｝
x［％X］

定数 Kx は熱力学データ＊＝Fxo｛（％XOn）｝ ………………（11）n（％XOn） －10）を用いて算出した。なお，fo に関しては Jo への影響が小さいことから fo＝1 とし，［P］の平11）

衡定数については Turkdogan＊＊
Jc＝F｛－［％C］ ｝＝Gco（Pco /Pco－1）…（12）c［％C］＊
Jo＝F｛－［％O］ ｝………………………（13）
o［％O］

［P］
＋2.5
［O］
＝
（PO2.5）log KP＝

ここで，Fx，Fxon は各成分，酸化物の修正物質移動係数であり（14），（15）式で表される。
Fx＝21 740T－16.5 …………………………（19）ラウール基準の活量係数 g xon は萬谷kmʼrm
100 NxFxon＝の報告している（19）式を用いた。

……………………………………（14）12）

により提唱されている正則溶体モデルを用いて，CaO-SiO2-FeO-MnO-P2O5 系にて算出した。Pco は 1 atm とし，Gco をパラメータとして各実験結果の［C］濃度推移にフィッティングした結果，Gco は 8.0ksʼrs…………………………………（15）100 Nxon－7－12×10 mol・s /cm となった。計算時間は 3 秒毎とし，その他の計算条件は実験水準に従った。計算過程において，

ここで，kmʼ，ks：ʼ 溶銑及びスラグ側物質移動係数［cm/s］，－12

溶銑成分変化に伴うフラックス量増分はマスバランスに

Gco：現象論的反応速度定数（CO 過飽和度）［mol・s /cm ］，

よって計算し，バルクの FetO 濃度は（2）式より得られる

Nx：成分 X の分子量，rm：溶銑密度［g/cm3］である。

値を用いた。計算される界面酸素活量 ao の経時変化は，熱＊各成分の反応が定常的に進行する時，次の酸素バランス式が成立する。

力学データ

10）

－1－2は 10 ～10から計算される Fe-O 平衡で決まる酸素活量程度に近く，C-O 平衡で決まる酸素活量に対して高いことから，界面酸素活量はスラグ中 FetO 濃度に強2JSi＋JMn＋2.5JP＋JFe＋JC－JO－2GO2＝0 ………（16）

く影響されると考えられ，脱りん効率向上に対してスラグFetO 濃度を制御することは非常に重要であると考えられる。

－12

ここで，GO2 は単位面積当りの酸素供給速度［mol・s /cm ］2.3であり，単位換算及び酸素効率を考慮して，本研究では（17）式を用いて求めた。

JFE スチール西日本製鉄所福山地区の 350 t 規模の実転炉
aFO2Wfluxにて脱りん処理実験を行った。前節までで得られた知見よ1

GO2＝・・…（17）A×104（2NFeO/22.4/10） 0.0224
2

ここで，A：反応界面積（浴表面断面積）［m ］，FO：上吹き23

実機転炉型溶銑脱りん処理における評価－1

り，スラグ中 FetO 濃度を高めるべく，次のような吹錬条件の変更を行った。
① 上吹き酸素流量を 20％向上

酸素流量［m -norm.・s /t-flux］，NFeO：FeO 分子量，Wflux：② 上吹き酸素による撹拌動力を 65％低減

フラックス重量［t］，a：（2）式における定数（＝0.6）である。

③ 吹錬前半の底吹き撹拌動力を 25％低減（8）～（15），（17）式を（16）式に代入して，反応界面酸素④ 吹錬後半の底吹き撹拌動力は従来と同等＊
活量 ao が決定され，各成分の濃度変化が計算できる。計算に用いた各物性値等は既報

4）（4）式と（5）式より評価した。上吹きの撹拌動力低減は上を参照されたい。

ksʼ は（3）式により求まる ks を cm/s に単位換算したものを用いた。kmʼ は北村ら

この中で，上吹き撹拌動力及び底吹き撹拌動力については9）により報告されている（18）式の関係を用いた。

吹きランスのスロート径拡大により行い，吹錬前半の底吹き撹拌動力低減は底吹きガス流量を減らすことで実現した。
本研究により得られた FetO 生成モデルと脱りんモデルを用いて実転炉での挙動解析を行った。解析にあたり，スラグ

2log kmʼ＝1.98＋0.5 log（eʼ・Z /dc）

側物質移動係数の撹拌力依存性に関わる（3）式中の係数 r－（125 000/RT）/2.3 …………………（18）
JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）については，本小型実験にて求められた 0.25 を用いた。

－ 16 －

転炉 FetO ダイナミック制御による高効率転炉溶銑脱りん技術

FetO 生成モデルにより予測される吹錬終了後の（mass％FetO）と，吹錬終了後に採取したスラグサンプルの（mass％FetO）分析値を図 1 に示す。実験で得られたスラグ中 FeO濃度は（mass％FeO）と（mass％Fe2O3）の合計値として（mass％ FetO）とした。モデルにより予測される FetO 濃度は実際の分析値と良い一致を示した。また，吹錬条件を改善したことにより（mass％FetO）が上昇していることが分かる。図 2 に脱りん挙動を示す。吹錬条件を変更することにより，脱りん速度が向上し，処理後［P］濃度が低減した。
また図中には先述した脱りんモデルによる計算線を併記したが，モデルは脱りん挙動を良く表せている。図 3 に蛍石を用いない条件での脱りん処理前の溶銑温度と脱りん処理後のりん濃度の関係を示す。
改善前においては，処理前溶銑温度が 1 300℃を下回るよ

図 3 処理前溶銑温度と処理後溶銑中りん濃度の関係

うな場合に処理後りん濃度が悪化する傾向が見られていた。

Fig. 3

Relationship between hot metal temperature
before dephosphorization and phosphorus content
in hot metal after dephosphorization

これは低温のため CaO の滓化不足に陥ったものと考えることができる。吹錬条件改善後は，スラグ中 FetO 濃度を十分に高めることができるため，溶銑温度が低くとも CaO の滓化を促進することができ，その結果，低温溶銑に対しても処理後りん濃度を安定させることが可能となったと考えられる。

3． 吹錬中の FetO 濃度推定と制御
3.1

酸素バランスによるスラグ中 FetO 濃度推定

2 章の結果より，溶銑脱りん処理中のスラグ中 FetO 濃度
Fig. 1図 1 処理後スラグ中 FeO 濃度比較の制御が重要であることが分かった。そこで，転炉溶銑脱Comparison of iron oxide concentration in slag
after dephosphorization

りん処理中の FetO 濃度を推定，制御するシステムを構築した

13, 14）。図 4 に模式図を示す。吹錬中の酸素バランスを 1

秒ピッチで計算し，不明分を FetO 生成に使用された酸素としてガイダンス表示した。インプット酸素は上吹き酸素ガス，添加された FetO であり，アウトプット酸素は脱 C（1 次，2次燃焼），Si，Mn，P 反応に消費された酸素である。不明分はインプットからアウトプットを減じた酸素量とした。スラ
グ量は添加した副原料と上記反応によって生成した酸化物の合計とした。計算に当たり，Si，Mn，P の酸化速度は事前に行った吹錬初期の炉内サンプリング結果から，酸素ガス量に対して 1 次で反応が進行すると仮定し，サンプリング結果と合うように速度定数を一定値として決めた。炉内での脱 C 反応に使用された酸素量（1 次，2 次燃焼）は以下のようにして求めた。まず排ガス分析によって得られる
vol％CO，vol％CO2 の 値 を 用 い，vol％N2 を 100-vol％CO図 2 実機転炉における溶銑中りん濃度変化
Fig. 2Changes in phosphorus content in hot metal
in industrial plant

vol％CO2 と仮定して算出し，排ガス流量を乗じることで N2流量とする。得られた N2 流量から底吹き N2 ガス流量を減じたものを，炉口燃焼に消費された空気中の N2 流量とし，－ 17 －JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）

転炉 FetO ダイナミック制御による高効率転炉溶銑脱りん技術

図 5 操作量パターン決定アルゴリズム

図4 上
 底吹き転炉吹錬中の酸素バランス計算に基づくスラグ
14）
中 FeO 濃度計算の模式図
Fig. 4

Fig. 5Structure of proposed control

Schematic diagram of FetO calculation by oxygen
balance in a top and bottom-blowing converter

どちらのステップにおいても過去実績データを統計的に利用した処理が行われるが，これは計測誤差や未知変動要
空気中の O2/N2＝1/4 として炉口での燃焼用酸素流量を決定

因による制御精度悪化を抑制することを狙ったものである。

する。排ガス分析値から得られる CO，CO2 流量から，算出される酸素流量から炉口燃焼の酸素流量を差し引くことで，

STEP1 に お け る 特 徴 成 分 抽 出 に は 独 立 成 分 分 析（Independent Component Analysis, ICA）の手法

16）

を用い

14）

炉内での脱 C（1,2 次燃焼）に使用された酸素量を算出した。

る。過去データの溶銑条件，FetO パターン，処理後［P］

また転炉の炉口から排ガス分析計までの配管径，長さより，のデータベースを活用し，溶銑状態や操業条件が近く処理ガス発生から分析計までの時間差として 16 秒の遅れ時間を後溶銑中リン濃度が低い過去処理のスラグ中 FetO 濃度パ計算に反映した。

ターンを明確にする。

吹 錬 中， 終 了 時 点 の（mass％FetO） 精 度 を 検 証 し た。

STEP2 では次回処理の FetO 濃度推移が目標パターンに（mass％FetO）は，採取した実績のスラグ分析値の平均であ近づくように，送酸速度及びランス高さパターンを決定する。

る FeO：Fe2O3＝72.3：27.7 とし た。 実 績 FetO 濃 度 は 10～

これは，脱リン処理がうまくいった過去処理に習って操作量50 mass％の範囲で相関関係を示し計算精度は－8～＋2％のを設定することにより，処理後溶銑中リン濃度が低位安定範囲であった。実績 FetO 濃度はマイナス側に偏倚しており，するパターンを決定する。図 5 に操作量パターン決定アル

これは前工程スラグが炉内に持ち込まれた影響と思われる。

ゴリズムの概略図を示す。以上の STEP に基づき，溶銑条3.2

件等に応じて適正な上吹き送酸条件をガイダンスとして表

独立成分分析による吹錬条件決定

示する。

溶銑脱りん吹錬において，FetO 濃度を制御するに当たり，3.3

前節にて示した FetO 濃度推定トレンドを参照し，主に上吹実機転炉溶銑脱りんへの適用結果

き酸素条件（酸素ガス流量，ランス高さ）を制御する。溶3.2 に示す上吹き酸素パターンの決定を行い，更に当該

銑温度，成分の変動に伴い，大きく FetO 生成が変動する場

チャージのスラグ中 FetO 濃度推移を参照しながら吹錬中に合がある。そこで，溶銑成分等の処理条件に応じた上吹き送酸速度やランス高さを変化することにより，処理後のりん酸素条件を独立成分分析により決定し，安定的に低りん化

濃度が低位安定化した。更に低 P 鋼種（［mass％P］≦ 0.015）する制御系を適用した15）。新制御系適用は以下の 2 段階でにおける成功率が 87.3 から 93.7％に向上した。

行うことにした。

4． おわりに
STEP1：過去処理の実績データに基づいて，次回処理の目標スラグ中 FetO 濃度パターンを生成

本稿では，転炉溶銑脱りん処理におけるスラグ中 FetO 濃STEP2：過去処理のスラグ中 FetO 濃度，操作量パターン度の影響を反応モデル解析によって示すと共に，吹錬中のと次回処理の目標スラグ中 FetO パターンに基づスラグ中 FetO 濃度制御による低りん銑化技術を紹介し，実いて，次回処理の操作量パターンを決定機適用によるその有効性を示した。実機転炉溶銑吹錬中のJFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）

－ 18 －

転炉 FetO ダイナミック制御による高効率転炉溶銑脱りん技術

脱りん反応に及ぼすスラグ中 FetO 濃度の影響を調査し，Ironmaking and Steelmaking. 1984, vol. 11, p. 202.

FetO 生成と脱りん反応モデルに基づく反応速度論的解析に

9）Kitamura, S.; Kitamura, T.; Shibata, K.; Mizukami, Y.; Mukawa, S.;
Nakagawa, J. ISIJ Int. 1991, vol. 31, p. 1322.

よって，その影響を定量化した。

10）Steelmaking Data Sourcebook Revised Edition, The 19th Committee（Steelmaking）. The Japan Society for the Promotion of Science（JSPS）,
Tokyo, 1984.

更に，処理中のスラグ中 FetO 濃度推定ロジックと独立成
分分析による上吹き酸素パターンを決定する制御システム

11） Turkdogan, E. T. ISIJ Int. 2000, vol. 40, p. 964.

を適用した。その結果，工業的に転炉溶銑脱りん処理にお12）Ban-ya, S. ISIJ Int. 1993, vol. 33, p. 2.

ける低りん銑化を実現し，溶鋼の清浄化による高品質な製品を提供可能となった。また本技術の適用により発生スラグ量低減を実現し，高品質な製品の提供，納期短縮などのお客様満足度の向上や，地球環境保全への貢献を図っていく。

13）Ogasawara, Y.; Kikuchi, N.; Matsui, A.; Kishimoto, Y. Iron & SteelTechnology. 2012, vol. 9, No. 1, p. 220.
14）Ogasawara, Y.; Miki, Y.; Uchida, Y.; Kikuchi, N. ISIJ Int. 2013, vol. 53, p.
1786.
15）Tomiyama, S.; Uchida, Y.; Mizuno, H.; Akiu, K.; Maeda, T. A novelcontrol algorithm for dephosphorization in an LD converter. Journal ofProcess Control. 2015, vol. 25, p. 35.
16）Aapo, Hyvärinen.; Juha, Karhunen.; Erkki, Oja．
【詳解】独立成分分参考文献
1）Ito, K.; Sano, N. Tetsu-to-Hagané. 1983, vol. 69, p. 1747.
2）Kawai, Y.; Nakamura, H.; Kawakami, K.; Ishizaka, A.; Ebisawa, T. Tetsu-析 信号解析の新しい世界．根元幾，川勝真喜訳．東京電気大学出版局．
2005．

to-Hagané. 1983, vol. 69, p. 1755.
3）Wei, P.; Sano, M.; Hirasawa, M.; Mori, K. Tetsu-to-Hagané. 1990, vol. 76, p.
878.
4）Matsui, A.; Nabeshima, S.; Matsuno, H.; Kikuchi, N.; Kishimoto, Y.
Tetsu-to-Hagané. 2009, vol. 95, p. 207.
5）井上道雄，森一美．日本鉄鋼協会 溶鉄・溶滓の物性値便覧（斎藤恒三編）．1971．
6）Kai, T.; Okohira, K.; Hirai, M.; Murakami, S.; Sato, N. Tetsu-to-Hagané.
1982, vol. 68, p. 1946.
7）Sundberg, Y. Scand. J. Metall. 1978, vol. 7, p. 81.
8）Ohguchi, S.; Robertson, D. G. C.; Deo, B.; Grieveson, P.; Jeffes, J. H. E.

－ 19 －菊池直樹

松井章敏

富山伸司

JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）
Copyright © 2016 JFE Steel Corporation. All Rights Reserved. 禁無断転載