羽口列間隔をDとする、2列の底吹き羽口群を有する底吹き転炉を用い、該転炉内の溶融鉄に前記底吹き羽口群から酸素ガスを吹き込んで溶融鉄を脱炭精錬するにあたり、下記の1式によって算出される、前記底吹き羽口群から供給される底吹きガスにより発生する溶融鉄の揺動の振幅Aが、静止したときの溶融鉄浴面から出鋼口までの距離Hよりも小さくなるように、下記の2式で定義される、前記1式における定数aの値を、当該2式の変数である、底吹き酸素ガス流量QO2、炉内のスラグ質量VSL、炉内への冷鉄源の装入量MSCの3種のうちの何れか1種または2種以上を調整することによって決定することを特徴とする、底吹き転炉の操業方法。但し、1式において、Aは揺動の振幅m、aは操業条件によって決まる定数2、Dは2列の底吹き羽口群の羽口列間隔m、πは円周率、fは揺動の振動数1/秒であり、定数aは下記の2式によって定義され、振動数fは下記の3式によって定義される。但し、2式において、QO2は底吹き酸素ガス流量Nm3/、VSLは炉内のスラグ質量t/溶融鉄-t、MSCは炉内への冷鉄源の装入量t/溶融鉄-t、α、β、γ、δは操業実績によって定まる係数であり、また、3式において、nは振動モード数本発明ではn=1、gは重力加速度m/秒2、Lは炉内溶融鉄の静止時の浴径m、hは炉内溶融鉄の静止時の浴深さm、πは円周率である。前記底吹き転炉の使用過程における転炉内溶融鉄の静止時の浴径L及び静止時の浴深さhの変化を予測し、予測した浴径L及び浴深さhを用いるとともに、前記係数α、β、γ、δの値を、溶融鉄の出鋼口からの噴出が最も激しくなる炉体使用回数の中期段階における操業実績によって定めることを特徴とする、請求項1に記載の底吹き転炉の操業方法。しかしながら、上記従来技術には以下の問題点がある。前述したように、水モデル実験によって、溶融鉄の揺動は底吹き羽口の配列や炉体形状に影響されることが明らかとなっているが、実操業においては、底吹き転炉の使用回数の経過に伴って起こる炉体の炉底及び側壁耐火物の損耗、或いは炉体側壁への地金付着などによって炉内形状が変化し、これに応じて揺動状況が変化する。また、底吹き羽口からの酸素ガス供給流量や、転炉内に添加する鉄スクラップ、造滓剤の供給量によっても溶融鉄の揺動が変化する。この揺動状況の変化に起因して、炉口部への地金付着や出鋼口からの溶融鉄の噴出が発生する。特許文献1の方法は、浴深さhの炉底径L0に対する比h/L0が所定の範囲となるように溶銑装入量を管理しているが、例えば、底吹き転炉の使用回数が進むと溶融鉄浴の実際の径と炉底径L0とに差が生じ、比h/L0では揺動を制御できなくなる恐れがある。即ち、特許文献1の方法は、築炉した直後は、炉内形状が設計形状と同一であるので、揺動抑制の効果があるが、使用回数が進み、炉内形状が変化すると、揺動を抑制できなくなる恐れがあり、底吹き転炉の使用期間全体に亘って安定して揺動を抑制することは困難である。また、底吹き羽口からのガス供給流量、転炉内に添加する鉄スクラップ及び造滓剤の供給量を変更した場合も、揺動を抑制できなくなる恐れがある。特許文献2は、揺動防止に効果があるとしても、複数個の横吹き羽口の設置を必須条件としており、設備費や運転費が嵩むことから、実用的な技術とはいいがたい。本発明はこのような事情に鑑みてなされたもので、その目的とするところは、炉底に2列の底吹き羽口群を有する底吹き転炉を用いて溶銑を脱炭精錬する際に、使用過程での炉内形状の変化を考慮するとともに、底吹き羽口からのガス供給流量、転炉内に添加する鉄スクラップ及び造滓剤の供給量を考慮し、横吹き羽口などの特別な装置を設置しなくても、炉体使用回数の初期から末期まで安定して溶融鉄の揺動を抑制することのできる、底吹き転炉の操業方法を提供することである。上記課題を解決するための本発明の要旨は以下のとおりである。1羽口列間隔をDとする、2列の底吹き羽口群を有する底吹き転炉を用い、該転炉内の溶融鉄に前記底吹き羽口群から酸素ガスを吹き込んで溶融鉄を脱炭精錬するにあたり、下記の1式によって算出される、前記底吹き羽口群から供給される底吹きガスにより発生する溶融鉄の揺動の振幅Aが、静止したときの溶融鉄浴面から出鋼口までの距離Hよりも小さくなるように、下記の2式で定義される、前記1式における定数aの値を、当該2式の変数である、底吹き酸素ガス流量QO2、炉内のスラグ質量VSL、炉内への冷鉄源の装入量MSCの3種のうちの何れか1種または2種以上を調整することによって決定することを特徴とする、底吹き転炉の操業方法。但し、1式において、Aは揺動の振幅m、aは操業条件によって決まる定数2、Dは2列の底吹き羽口群の羽口列間隔m、πは円周率、fは揺動の振動数1/秒であり、定数aは下記の2式によって定義され、振動数fは下記の3式によって定義される。但し、2式において、QO2は底吹き酸素ガス流量Nm3/、VSLは炉内のスラグ質量t/溶融鉄-t、MSCは炉内への冷鉄源の装入量t/溶融鉄-t、α、β、γ、δは操業実績によって定まる係数であり、また、3式において、nは振動モード数本発明ではn=1、gは重力加速度m/秒2、Lは炉内溶融鉄の静止時の浴径m、hは炉内溶融鉄の静止時の浴深さm、πは円周率である。2前記底吹き転炉の使用過程における転炉内溶融鉄の静止時の浴径L及び静止時の浴深さhの変化を予測し、予測した浴径L及び浴深さhを用いるとともに、前記係数α、β、γ、δの値を、溶融鉄の出鋼口からの噴出が最も激しくなる炉体使用回数の中期段階における操業実績によって定めることを特徴とする、上記1に記載の底吹き転炉の操業方法。本発明によれば、転炉炉体の炉底耐火物及び側壁耐火物の損耗や地金付着に起因する転炉内溶融鉄の静止時の浴径L及び浴深さhの変化、更には、底吹き酸素ガス流量QO2、炉内のスラグ質量VSL、炉内への冷鉄源の装入量MSCの変化に伴う溶融鉄の揺動の振幅Aを精度良く把握することができるので、底吹き酸素ガス流量QO2、スラグ質量VSL、冷鉄源の装入量MSCの何れか1種以上を調整することで、静止したときの溶融鉄浴面から出鋼口までの距離Hよりも揺動の振幅Aが小さくなるように制御することが可能となり、炉体使用回数の初期の段階から末期の段階まで安定して溶融鉄の揺動の振幅Aを距離Hよりも小さくすることが実現され、その結果、揺動による出鋼口からの溶融鉄の噴出や炉口部への地金付着を防止することが可能となる。以下、本発明を具体的に説明する。本発明者らは、炉底に2列の底吹き羽口群を有する底吹き転炉において、炉体使用回数の初期から末期まで安定して溶融鉄の揺動を抑制することを目的として、研究検討を重ねた。先ず、底吹き転炉の構造を図1に基づき説明する。図1は、本発明の対象とする底吹き転炉の概略図であり、Aは側面断面図、Bは炉体底部の平面図である。底吹き転炉1は、外殻を鉄皮4とし、その内部に炉体耐火物5が施工された炉側壁部2と、この炉側壁部2の下部の開口部に勘合する、外殻を鉄皮4 ́とし、その内部に炉底耐火物6が施工された炉底部3と、で構成されている。炉側壁部2の上部は開口し、炉口9を形成している。炉底部3には、羽口列間隔をDmとして、複数個の底吹き羽口7が、2列に並んで炉底耐火物6を貫通して配置されている。底吹き羽口7は、一般的には内管及び外管からなる二重管で構成され、内管から精錬用の酸素ガスが供給され、外管と内管との間隙から、当該底吹き羽口7を冷却するためのプロパンガスなどの熱吸収用ガスが供給されるように構成されている。また、炉側壁部2には、溶製した溶鋼を取鍋図示せずなどに出鋼するための出鋼口8が設置されている。出鋼口8は、蓋などによって塞がれておらず、常時開口している。ここで、酸素ガスとは、工業用純酸素ガスであり、窒素ガスなどの不純物を5体積程度含有するガスも工業用純酸素ガスと定義する。底吹き転炉1は、その内部に装入された溶銑に対して底吹き羽口7から酸素ガスを供給し、溶銑を脱炭精錬して溶鋼を溶製する設備であり、本発明では、炉内の溶銑及び溶鋼をまとめて溶融鉄10として表示している。また、この静止した溶融鉄10の浴径をLm、静止した溶融鉄10の浴深さをhm、静止したときの溶融鉄10の浴面から出鋼口8までの距離をHmとして表示している。図中の符号11は付着地金であり、炉体耐火物5の溶損或いは炉体耐火物5での付着地金11が発生したときは、それに応じて溶融鉄10の浴径L及び浴深さhは変化する。尚、本発明の対象とする底吹き転炉1は、2列の底吹き羽口群を有し、該底吹き羽口群から酸素ガスを供給する転炉であり、この形態の転炉である限り、2列の底吹き羽口群の他に更に上吹きランス図示せずを有し、上吹きランスからも酸素ガスを供給する転炉も底吹き転炉と定義する。このように構成される底吹き転炉1に溶銑を装入し、底吹き羽口7から酸素ガスを吹き込んで脱炭精錬を実施すると、底吹き酸素ガス流量が或る所定の値を超えた強攪拌領域になると、図2に示すような、溶融鉄10の揺動が発生する。図2は、水モデル実験の結果であり、底吹き羽口7から空気を吹き込むことで、容器内の水がU字状に振動しながら、旋回する揺動を模式的に示す図である。揺動によって高くなった浴面位置と出鋼口8の位置とが一致したときに、炉内の溶融鉄10が出鋼口8から噴出する。また、揺動によって飛散する溶融鉄10が炉口9の近傍の炉体耐火物5に付着して、付着地金11が形成される。揺動の振幅をAとすると、振幅Aは、図3に模式図を示すように、溶融鉄10の静止浴面と、炉側壁部2の壁面に到達した溶融鉄10の最高高さ位置との距離で定義されることから、従って、溶融鉄10の出鋼口8からの噴出を防止するためには、少なくとも、揺動による溶融鉄10の振幅Aが、静止した溶融鉄10の浴面から出鋼口8までの距離Hよりも小さくなるように制御すること、つまり、下記の4式を満たすように、揺動を制御すればよいことが分かる。本発明者らは、底吹き転炉1における溶融鉄10の揺動をモデル化することを試みた。モデル化にあたり、十分な解析が行われている矩形容器内の液体の振動を適用した。図4は、静止時の浴深さがhの液体の、長さがLの矩形容器内における振動を模式的示す図であり、それぞれ1次モード、2次モード、3次モードの振動を示す。1次のモードは容器の長さLが振動の1/2波長に相当し、2次モード、3次モードとモード数に反比例して振動の波長が小さくなる。この場合の振動数は、下記の3式で表される例えば、巽友正著、流体力学、培風館、を参照。但し、3式において、fは振動数1/秒、nは振動モード数、gは重力加速度m/秒2、Lは矩形容器の長さm、hは矩形容器内の浴深さmである。底吹き転炉1を矩形容器と仮定し、上記の3式を用いて、それぞれ静止時の浴深さhが0.1m程度の水モデル実験装置、浴深さhが0.5m程度の5トン試験底吹き転炉、浴深さhが1.8m程度の実機底吹き転炉における振動数を算出した。そして、計算によって求めた振動数と、それぞれのサイズの底吹き転炉で実測されている揺動の振動数とを比較した。その結果、それぞれの底吹き転炉における揺動の振動数は、1次モードの振動数と良く一致することが確認された。つまり、3式において、n=1とし、Lを転炉内溶融鉄10の静止時の浴径m、hを転炉内溶融鉄10の静止時の浴深さmに置き換えることで、3式によって底吹き転炉1における揺動の振動数fを求められることが分かった。揺動による溶融鉄10の振幅Aは、振動が単振動の場合には、力学上、振動数fの2乗に反比例することが周知である。また、揺動による溶融鉄10の振幅Aは羽口列間隔Dに反比例することを本発明者らは水モデル実験などから確認している。従って、これらの事象から、揺動による溶融鉄10の振幅Aは下記の1式で表されることが分かった。但し、1式において、aは操業条件により定まる定数であり、底吹きガス流量やスラグ質量などの精錬条件によって決定される。そこで、本発明者らは定数aについて検討した。底吹き転炉1において、溶融鉄10の揺動に影響を及ぼす操業条件としては、底吹き羽口7から吹き込むガス流量、炉内に存在するスラグ質量、鉄スクラップなどの冷鉄源の配合量の3つの要因が挙げられる。この場合、炉内の溶融鉄10の総質量=溶銑装入量冷鉄源装入量は変更せずに検討した。その結果、溶融鉄10の揺動は、底吹き羽口7から吹き込むガス流量特に吹き込み流量の多い酸素ガス流量が多くなるほど激しくなり、一方、炉内のスラグ質量を増加させること、及び、鉄スクラップなどの冷鉄源の配合比率冷鉄源の配合比率=冷鉄源装入量×100/を多くすることにより抑制されることを知見した。溶融鉄10の揺動は、底吹きガス流量が或る所定値よりも多くなると発生することから、底吹きガス流量に比例して増加することが分かる。また、炉内のスラグ質量が多くなると揺動が抑制される理由は、炉内の溶融鉄10、特に炉壁側の溶融鉄10はスラグに覆われており、スラグ質量が多くなることで、溶融鉄10の動きが抑制されることによる。冷鉄源の配合比率が多くなることによって揺動が抑制される理由は、炉内に装入された冷鉄源は、直ちに溶解するわけではなく、溶銑から熱を受けて徐々に溶解し、溶銑の溶解能力に見合った配合比率で添加された冷鉄源は、脱炭精錬の開始から終了までを100とすると精錬開始から80程度までの期間は残存することが確認されており、従って、溶融鉄中に残存する冷鉄源により溶融鉄10の流動が妨げられ、これによって揺動が抑制されることによる。即ち、底吹き酸素ガス流量をQO2Nm3/、炉内のスラグ質量をVSLt/溶融鉄-t、炉内への冷鉄源の装入量をMSCt/溶融鉄-tとすると、定数aは下記の2式で表されることを知見した。但し、2式における、α、β、γ、δは、それぞれの操業条件下での操業実績、具体的には、出鋼口8からの溶融鉄10の噴出状況によって定まる係数である。溶融鉄10の揺動は、底吹き転炉1の使用回数の経過に伴う炉体耐火物5の溶損や炉体耐火物5への地金付着による炉内溶融鉄10の静止時の浴径L及び浴深さhの変化に起因して変化する。本発明者らは、後述するように、炉体使用回数の中期段階において、溶融鉄10の出鋼口8からの噴出が最も多くなることを確認している。係数α、β、γ、δを出鋼口8からの溶融鉄10の噴出状況に基づいて求めるにあたり、溶融鉄10の出鋼口8からの噴出が最も多くなる炉体使用回数の中期段階での噴出状況に基づいて求めることで、振幅Aに及ぼす係数α、β、γ、δの影響を的確に把握すること、つまり、精度良く振幅Aを把握することが可能となる。但し、炉体使用回数の中期段階以外で求めた係数α、β、γ、δを用いて振幅Aの値を推定しても問題はない。係数α、β、γ、δの求め方は、例えば係数αを求める場合には、炉内のスラグ質量VSL及び炉内への冷鉄源の装入量MSCを変化させずに、底吹き酸素ガス流量QO2のみを変更して出鋼口8からの溶融鉄10の噴出状況を調査することで求めることができる。係数β、γも同様な方法により求めることができる。係数δは、求めた係数α、β、γを使用して算出される振幅Aと溶融鉄10の噴出実績とが一致するような値として求めることができる。また、1式に示すように、揺動の振幅Aは、羽口列間隔D及び定数aを一定とした条件下であっても、振動数fの変化によって、換言すれば、転炉内溶融鉄10の浴径L及び浴深さhの変化に伴って変化する。即ち、底吹き転炉1の使用回数の経過に伴って炉体耐火物5或いは炉底耐火物6が損耗したり、炉体耐火物5或いは炉底耐火物6に地金が付着したりして、炉の内部形状、つまり、溶融鉄10の浴径L及び浴深さhが変化すると、それに応じて揺動の振幅Aが変化する。これにより、底吹き転炉1の使用回数初期には揺動の振幅Aが距離Hよりも小さく、出鋼口8からの溶融鉄10の噴出が起こらなくても使用回数が或る程度進んだ段階で揺動の振幅Aが距離Hよりも大きくなり、出鋼口8からの溶融鉄10の噴出が起こる可能性のあることが分かった。そこで、底吹き転炉1の使用回数と炉内形状との関係に基づき、実機での出鋼口8からの溶融鉄10の噴出状況と対応させて、使用回数に伴う揺動の振幅Aの変化を考察した。図5に、炉体耐火物5及び炉底耐火物6の施工後の使用回数の経過に伴う炉内形状変化と揺動の振幅Aとの関係を概念的に示す。図5Aは使用回数の初期段階1~200チャージ、図5Bは使用回数の中期段階200~800チャージ、図5Cは使用回数の末期段階800チャージ~を表す。尚、溶融鉄10の浴面位置はサブランスにより測定し、また、鉄源=溶銑冷鉄源の装入量及び配合比率は一定とした条件である。図5に示すように、使用回数の初期段階1~200チャージは、振幅Aが極めて大きいものの、炉体耐火物5及び炉底耐火物6の溶損はなく、且つ地金の付着も少ないことから溶融鉄10の浴面が低く、静止時の浴面から出鋼口8までの距離Hが大きいために、出鋼口8からの溶融鉄10の噴出は少ない。これに対して、使用回数の中期段階200~800チャージでは、炉底耐火物6の溶損が始まるが、炉体耐火物5への地金の付着が発生し、浴面が上昇して、浴径Lに対する浴深さhの比h/Lが初期段階よりも若干大きくなる。これによって、振動数fが若干増加して振幅Aがやや小さくなるものの、それ以上に静止時の浴面が上昇し、且つ、未だ振幅Aは大きいために、出鋼口8からの溶融鉄10の噴出が激しくなる。また、使用回数の末期段階800チャージ~では、炉底耐火物6の溶損が進行し且つ炉体耐火物5への地金の付着も進行し、比h/Lが中期段階よりも更に大きくなって振動数fが更に増加して振幅Aは小さくなり、一方、浴面位置は中期段階と同等であるので、出鋼口8からの溶融鉄10の噴出が減少する。即ち、炉体の使用回数に伴う転炉内溶融鉄10の静止時の浴径L及び浴深さhの変化を考慮し、且つ、係数α、β、γ、δを定めた2式を1式に代入することで、溶融鉄10の静止時の浴径L及び浴深さhの変化、更には、底吹き酸素ガス流量QO2、炉内のスラグ質量VSL、炉内への冷鉄源の装入量MSCの変化に伴う溶融鉄10の振幅Aの推移を精度良く把握することが可能となる。従って、図5に示す炉体使用回数の中期段階での浴径L及び浴深さhであっても、揺動の振幅Aが上記の4式、つまりH>Aを満足するように振幅Aを制御すれば、出鋼口8からの溶融鉄10の噴出を抑制できる。この場合に、2列の底吹き羽口群の羽口列間隔Dは変えることができないので、底吹き酸素ガス流量QO2、炉内のスラグ質量VSL、炉内への冷鉄源の装入量MSCの何れか1種または2種以上を調整して定数aの値を小さくし、これにより、振幅Aが4式を満足するように制御する。このようにすることで、揺動の振幅Aは、溶融鉄浴面から出鋼口8までの距離Hよりも小さくなり、全ての期間に亘って出鋼口8からの溶融鉄10の噴出を抑制することが可能となる。尚、揺動の振幅Aは羽口列間隔Dに反比例することから、溶融鉄10の精錬に影響を及ぼさない範囲及び設備的な問題が起こらない範囲で、羽口列間隔Dを大きくしておくことが好ましい。羽口列間隔Dを大きくしておくことで、底吹き酸素ガス流量QO2、炉内のスラグ質量VSL、炉内への冷鉄源の装入量MSCの変更範囲を大きく採ること、換言すれば操業の自由度を高めることが可能となる。本発明は、このような研究検討に基づいてなされたものであり、羽口列間隔をDとする、2列の底吹き羽口群を有する底吹き転炉1を用い、該転炉内の溶融鉄10に前記底吹き羽口群から酸素ガスを吹き込んで溶融鉄10を脱炭精錬するにあたり、上記の1式によって算出される、前記底吹き羽口群から供給される底吹きガスにより発生する溶融鉄10の揺動の振幅Aが、静止したときの溶融鉄浴面から出鋼口8までの距離Hよりも小さくなるように、上記の2式で定義される、前記1式における定数aの値を、当該2式の変数である、底吹き酸素ガス流量QO2、炉内のスラグ質量VSL、炉内への冷鉄源の装入量MSCの3種のうちの何れか1種または2種以上を調整することによって決定することを特徴とする。溶銑の転炉脱炭精錬における炉内スラグは、スラグ塩基度CaO/SiO2の調整及び脱燐反応の促進の観点から、CaOを主成分とするスラグであることが好ましく、更には、炉体耐火物5の溶損防止のためには5~10質量のMgOを含有するスラグであることが好ましく、従って、炉内のスラグ質量VSLを調整するための造滓剤としては、生石灰、石灰石、ドロマイトなどを用いることが好ましい。冷鉄源の装入量MSCを調整するための冷鉄源としては、製鉄所で発生する鋳片及び鋼板のクロップ屑や市中屑などの鉄スクラップ、磁力選別によってスラグから回収した地金、更には、冷銑、還元鉄などを使用することができる。炉内のスラグ質量VSL及び炉内への冷鉄源の装入量MSCが多くなるほど揺動の振幅Aが小さくなるので、スラグ質量VSL及び冷鉄源の装入量MSCの増加は溶融鉄10の噴出に対しては有利となる。但し、例えば冷鉄源を過剰に使用すると、脱炭精錬終了時の溶鋼温度が目標温度に達せず、コークスやFe-Si合金などの加熱材が必要となるので、それらを考慮して、底吹き酸素ガス流量QO2に応じて、炉内のスラグ質量VSL及び炉内への冷鉄源の装入量MSCを調整することが好ましい。以上説明したように、本発明によれば、転炉炉体の側壁耐火物5及び炉底耐火物6の損耗や付着地金11に起因する転炉内溶融鉄10の静止時の浴径L及び浴深さhの変化、更には、底吹き酸素ガス流量QO2、炉内のスラグ質量VSL、炉内への冷鉄源の装入量MSCの変化に伴う溶融鉄10の揺動の振幅Aを把握することができるので、底吹き酸素ガス流量QO2、スラグ質量VSL、冷鉄源の装入量MSCの何れか1種以上を調整することで、静止したときの溶融鉄浴面から出鋼口8までの距離Hよりも揺動の振幅Aが小さくなるように制御することが可能となり、炉体使用回数の初期の段階から末期の段階まで安定して溶融鉄10の揺動の振幅Aを距離Hよりも小さくすることが実現され、その結果、揺動による出鋼口8からの溶融鉄10の噴出や炉口部への地金付着を防止することが可能となる。炉容量が350トン、羽口列間隔Dが1.2mである図1に示す底吹き転炉を用い、2列の底吹き羽口群から600~700Nm3/分の酸素ガスを吹き込んで溶銑を脱炭精錬する際に本発明を適用した。先ず、この底吹き転炉を用いた溶銑の脱炭精錬において、2式における係数α、β、γ、δを求めた。係数α、β、γ、δを求めるにあたり、炉体使用回数が300~400チャージで且つ精錬開始から80までの期間において、係数αを求める場合には、炉内のスラグ質量VSL及び炉内への冷鉄源の装入量MSCを一定とした条件で、底吹き酸素ガス流量QO2のみを変更して出鋼口からの溶融鉄の噴出状況を調査することにより求めた。同様に、係数βを求める場合には、底吹き酸素ガス流量QO2及び炉内への冷鉄源の装入量MSCを一定とした条件で、炉内のスラグ質量VSLのみを変更し、また、係数γを求める場合には、底吹き酸素ガス流量QO2及び炉内のスラグ質量VSLを一定とした条件で、炉内への冷鉄源の装入量MSCのみを変更し、それぞれ出鋼口からの溶融鉄の噴出状況を調査することにより求めた。係数δは、求めた係数α、β、γを使用して算出される振幅Aと溶融鉄の噴出実績とが一致するような値として求めた。その結果、係数α=13、係数β=-106、係数γ=-87、係数δ=-1.90が得られた。つまり、2式として、[a=13×QO2-106×VSL-87×MSC-190]が得られた。炉体使用回数が400チャージを超えた以降、底吹き酸素ガス流量QO2、炉内のスラグ質量VSL、炉内への冷鉄源の装入量MSCを変化させ、係数α、β、γ、δの定められた2式並びに3式を1式に代入して、それぞれのチャージの操業条件QO2、VSL、MSCに基づいて揺動の振幅Aを算出し、算出される振幅Aの値と溶融鉄の出鋼口からの噴出頻度との関係を調査する試験操業水準1~8を行った。この場合、算出される振幅Aが2.5~4.3の範囲となるようにそれぞれのチャージの操業条件QO2、VSL、MSCを調整した。また、3式における炉内溶融鉄の静止時の浴径L及び浴深さhについては、炉体使用回数が400チャージを超えた以降での炉内形状の測定結果から、炉内溶融鉄の静止時の浴径Lを5.9m、炉内溶融鉄の静止時の浴深さhを2.0mとした。この場合には、静止した溶融鉄の浴面から出鋼口までの距離Hは3.0mとなった。即ち、算出される振幅Aが3.0m以下であれば、溶融鉄の出鋼口からの噴出は抑制されるはずである。また、3式においてn=1とした。この条件における揺動の振動数fは0.32/秒となる。それぞれの試験チャージの操業条件QO2、VSL、MSC、この操業条件から求められる定数a及び振幅Aの値、並びに、溶融鉄の出鋼口からの1チャージあたりの噴出回数を表1に示す。また、図6に、それぞれの試験チャージにおける振幅Aの計算値と、溶融鉄の出鋼口からの1チャージあたりの噴出回数との関係を示す。表1及び図6に示すように、振幅Aの計算値が静止した溶融鉄の浴面から出鋼口までの距離H=3.0mよりも小さい場合には、出鋼口からの溶融鉄の噴出を防止できることが確認された。この試験操業の結果を確認した以降は、算出される振幅Aが3.0m以下となる操業条件QO2、VSL、MSCを選定して脱炭精錬を実施した結果、出鋼口からの溶融鉄の噴出を発生することなく、操業を続けることが実現された。