JFE 技報 No. 22（2008 年 11 月）p. 49–54

高炉でのコークス多量混合装入技術の実機化
Application of High-Ratio Coke Mixed Charging Technique to the Blast Furnace
渡壁 史朗

WATAKABE Shiro

JFE スチール

スチール研究所

企画部

村尾 明紀

MURAO Akinori

JFE スチール

スチール研究所

製銑研究部

後藤 滋明

GOTO Shigeaki

JFE スチール

東日本製鉄所製銑部

主任部員（副部長）・工博
主任研究員（副課長）

製銑技術室長（副部長）

要旨
大型高炉でのコークス多量混合装入技術を，世界で初めて JFE スチール東日本製鉄所（千葉地区）第 6 高炉で実用化した。本技術は，炉頂バンカー同時排出技術と，混合層の分離挙動を考慮した装入物分布モデルを用いた高精度な装入物分布制御によって可能となった。また，FCG（バンカーの排出ゲート）ダイナミック制御技術による混合層の混合状況を改善した。第 6 高炉では，2002 年 4 月より世界最低レベルの低処理鉱比操業下での高出
銑比，低還元材比操業を安定して継続中である。

Abstract:
Technique for high-ratio coke-mixed-charging was developed and applied at No. 6 blast furnace in JFE Steel’s
East Japan Works (Chiba District) as the first case of application to a large blast furnace. Simultaneous discharging
of ore and coke from the top bunkers, and the precise control of burden distribution technique with themathematical model considering the segregation behabior of mixed layer have made it possible. Also, FCG(FlowControl Gate)-Dynamic charging method improved ratio of uniformly mixed coke. Since April 2002, highproductivity and low RAR operation with the world’s lowest level of sinter ratio has been conducted using high-ratiocoke-mixed-charging technique.

クスと原料との粒径比が大きくなって，混合層の分離が非

1. はじめに常に顕著となる。
JFE スチールでは，コークス混合層の特質を調査すると地球温暖化や原料価格の高騰などの状況下において，今ともに，均一な装入方法を創出して，東日本製鉄所（千葉後の高炉操業では，低還元材比・低コークス比操業のさら地区）第 6 高炉において，鉱石原料中へのコークス多量混なる推進と，低品位原料の使用比率増加による原料選択自合装入法を確立し，超低処理鉱比条件下での高出銑比操業

由度を拡大することが重要な技術課題である。

を達成した。

これらの課題を達成する技術の一つとして，焼結や鉄鉱
石原料中にコークスを混合させて高炉に装入するコークス
混合装入が知られている

2. コークス混合装入の評価

1,2)。軟化融着帯の通気性，還元性

2.1を向上させる技術であるが，実炉での混合量は 5 wt％程度

コークス混合層の高温性状

2.1.1 荷重軟化実験にとどまっている。これは，原料とコークスとの粒径差によって塊状帯の通気性が悪化することや，混合層が分離す

コークス混合が鉱石の高温性状に及ぼす影響を荷重軟化るために半径方向の O/C 制御が困難となって目標とした装実験により調べた。るつぼ本体と上／下部の目皿がカーボ

入物分布が得られないこと，また分離した混合コークスがン製である。炉上部の重錘移動式の荷重発生装置からカー

堆積面中心部に流れ込み，ガス化反応によって劣化して炉ボン製の棒を通じて，るつぼ内の試料に荷重をかける構造

芯に蓄積し，炉下部の通気性，通液性を悪化させることなとなっている。加熱温度，導入ガス組成，負荷荷重はプロ

どの問題が生じるためである。コークス混合量が増加する

グラムにより自動制御した。
粒径 15〜25 mm のコークス層間に，原料とコークスの混と，通常の塊コークスを混合しなければならないため，コー合 層 を 均 熱 帯（ 高 さ 約 100 mm） に 入 る よ う に， 内 径
2008 年 8 月 8 日受付

100 mm のカーボンるつぼに試料を充填した。鉱石量は− 49 −

高炉でのコークス多量混合装入技術の実機化

900 g 一定とし，混合率に応じて混合コークス量を変化さ

ス粒 径 が 最 大 圧 損に及ぼ す 影 響を図 3 に，また同じくせた。

1 473 K での還元率との関係に及ぼす影響を図 4 に示す。

用いた原料は，焼結鉱の比率を 100，75，65 wt％に変化混合するコークス粒径が大きくなると通気性の向上効果がさせ，残りは塊の鉄鉱石とした。焼結鉱と塊鉱石は 10〜

若干低下するが，混合率とともに顕著に改善することは小15 mm に，また混合するコークスは 10〜15 mm，あるいは粒径時と同様の傾向であり，また還元性に関しては粒径比

30〜40 mm に整粒したものを用いた。焼結鉱と塊鉱石の混の影響はほとんどないことが分かった。

合物とコークスとを，るつぼ中にほぼ均一に分布するよう

荷重軟化実験を中断して取り出した試料の断面観察結果にピンセットなどを用いてるつぼ内に 1 粒子ずつ装入した。

から，軟化した原料と混合コークスとの境界部に空隙が観

2.1.2 荷重軟化実験結果察された。これは還元してメタル化した焼結鉱とコークス

荷重軟化実験におけるコークス混合率と焼結鉱比とが最とが接触して局所的な浸炭が起こり，境界部のメタルが溶3)ためと推定される。すなわち，原

大圧力損失値に与える影響を図 1 に示す。コークス混合に融して空隙が発生した

よって最大の圧力損失は大きく低下し，いずれの焼結鉱比料にコークスを混合することによって，高温でもこの空隙でも，混合率 12.5 wt％までは最大圧力損失が減少したが，にガスが流れることで通気性が確保されたと考えられる。

15 wt％ではそれとほぼ同じか若干増加する結果となった。

塊鉱石のように還元性の低い原料の還元についても，コー

図 2 に 1 473 K における還元率の変化を示す。データのクスを混合することによって，未還元 FeO の生成を抑制し，ばらつきが比較的大きいが，混合率 10 wt％レベルまでは塊鉱石の還元が促進されるため，焼結鉱比が低い条件でも混合率とともに還元率が向上している。

還元性が向上したと推定される。

次に，焼結鉱比 75 wt％における，混合率と混合コーク

以上の実験結果から，均一混合では塊コークス混合にお10
Maximum pressure drop (kPa)Maximum pressure drop (kPa)

10Sinter ratio
65 wt%
75 wt%
100 wt%

1

0

5

10

15

1

0
図3

Effects of mixed coke ratio and sinter ratio on hightemperature gas permeability of burden material

10

15

20

コークス混合率と混合コークス粒径が最大圧損に及ぼす影響（焼結鉱比 75 wt%）

Fig. 38070

Sinter ratio
60

5

Mixed coke ratio (%)

Reduction degree at 1 473 K (%)

Reduction degree at 1 473 K (%)

2.8

20

Mixed coke ratio (%)
図 1 コークス混合率と焼結鉱比が最大圧力損失値に与える
影響

65 wt%
75 wt%
100 wt%50

Change in the maximum pressure drop with largediameter mixed coke with a sinter ratio of 75 wt%

80

Dcoke/Dsinter
1.0
2.8

70

60
0

5

10

15

20

0

Mixed coke ratio (%)
図 2 コークス混合率と焼結鉱比が 1 473 K での還元率に与える影響
Fig. 2

1.0

0.1

0.1

Fig. 1

Dcoke/Dsinter

10

15

20

Mixed coke ratio (%)
図4

Effects of mixed coke ratio and sinter ratio on hightemperature gas permeability of burden material

JFE 技報 No. 22（2008 年 11 月）

5コークス混合率と混合コークス粒径が 1 473 K 還元率に及ぼす影響（焼結鉱比 75 wt%）

Fig. 4− 50 −

Change in the reduction rate at 1 473 K with largediameter mixed coke with a sinter ratio of 75%

高炉でのコークス多量混合装入技術の実機化

1.0
Relative pressure drop at
the cohesive zone

いても混合率 10 wt％までは原料層の高温性状が改善する
ことが分かった。

2.2

コークス多量混合装入の高炉操業への影響

2.2.1 融着帯の通気性への影響
コークス多量混合装入を実機で実施した場合には，原料層間に装入されるコークス層（コークススリット）の厚み0.50が減少し，特に融着帯におけるガスの通気抵抗が悪化する

5

ことが懸念される。
一方で，2.1 節で述べたようにコークス混合によって軟化

図525

コークス混合による融着帯通気抵抗の変化（計算結果）

Fig. 5融着層の通気性が著しく向上することが荷重軟化実験から

10
15
20
Mixed coke ratio (%)

Calculation result of change in pressure drop at thecohesive zone by coke mixing

判明した。これから，混合装入においては通気抵抗が低下した融着層を通過するガス量が増加し，コークススリット
を通過するガス量が減少して融着帯全体の通気抵抗が低下

2.2.2 コークス多量混合装入による高炉操業の変化することが期待される。そこで，これらの効果を考慮した

以上の実験で結果から，処理鉱比を変更した場合の高炉融着帯での通気性の評価を試みた。

操業の変化を二次元シミュレーションモデルを用いて予測3融着層とコークス層それぞれのガス量分配が，両層の半した。ベース操業諸元（出銑比 2.0 t-pig/m ·d，コークス比

径方向の圧力損失が同じとなるように決定されると仮定し387.5 kg/t-pig，PCR89.1 kg/t-pig， 送 風 量 7 780 Nm /min，た。融着層の通気抵抗は杉山らの (1) 式

4)式を，コークス5)層の通気抵抗は Ergun 式 (2) 式を用いて計算した。

3

酸素富化率 1.4％）に対して，処理鉱比と混合装入の影響を調べた。
計算結果を図 6 に示す。処理鉱比を 72 wt％から 58 wt％

∆P
1
—� —
L
Cm

2

2

ρgu
1
— — ……………（1）ΦDp(1�Sr) gDpまで低下させると，還元が遅れ，中間の融着帯が肥大化して圧力損失が上昇する。しかし，120 kg/t-pig のコークスを混合することで炉内の還元速度が上昇する結果となっ

2

2

∆P
ρgu 1�εuµ (1�ε)— � 150 —2 —
� 1.75 — —
……（2）
3
ε3
gDp ε
L
gDp

た。また，混合装入によって収縮開始温度，溶け落ち開始
温度が上昇するが，融着層の通気性が改善し，また収縮率が低下することで融着帯の幅が減少して上方に移動する。

ここで，∆P は圧力差，L は距離，C は流出係数，m は開口

これらの結果，低処理鉱比下においても，コークスを混合比，Φ は混合層中の粒子の形状係数，Dp は粒子の平均粒することで炉内圧力損失が低下する結果となった。

径，Sr は混合充填層の収縮率，ρg はガスの密度，u はガスの空塔速度，g は重力加速度，M はコークス混合率で，εは充填層の空隙率である。Dp と Φ は荷重軟化実験の中断
試験試料の断面観察から求めた。
荷重軟化実験より求めた，コークス混合率，混合コーク

Sinter ratio 72 wt%
0%
mixed coke∆P
57.5 kPa

スと焼結の粒径比が 1 573K における混合充填層の収縮率に与える影響から，Sr を (3) 式で与えた。また，混合層の εは充填層通気性の測定結果から混合率の関数として与えた。

Contour line of
reduction degree

Sr � �1.88 M � 61.3 ……………………………（3）58 wt%
0%

58 wt%
0%62.3 kPa49.4 kPa

23

23

23

43

43

43

63
83

融着帯内の融着層の段数は，炉腹直径を底面直径とし，

63
83

63
83

Cohesive zone

根から頂点までの距離をその高さとする円錐から推定した。
融着帯形状はコークスを混合しないベース条件での 2 次元
高炉シミュレーションモデルの計算結果から求めた。

図6

2次元高炉シミュレーションモデルによる混合装入が高炉操業に与える影響

Fig. 62-D blast furnace simulation model calculation: Change
in cohesive zone and reduction degree in the blast
furnace by the sinter ratio and coke mixing

得られた計算結果を図 5 に示す。これからコークスの混合率の増加とともに，融着帯全体の通気性は向上すると推定された。
− 51 −

JFE 技報 No. 22（2008 年 11 月）

高炉でのコークス多量混合装入技術の実機化

Mixed coke ratio, Cmix (%)

40

3. コークス多量混合装入技術
3.1

高炉装入模型実験

3.1.1 実験方法
コークス多量混合装入の実機化においては，混合するタ
イミングをできるだけ高炉に近くにし，また炉頂堆積面でCharged flow
20の混合層の分離を予測してあらかじめ設定した混合率とな

0Center

るように装入方法を高度に制御することがキーポイントで

0.2

0.4

0.6

0.8

Dimensionless radiusある。そのために，装入模型実験によって垂直シュートか

1.0
Wall

Falling Point (rf)

らの排出時のコークス混合率の経時変化，高炉炉頂堆積面

図7

上での混合層の分離について調べ，これらの結果を装入物

Fig. 7分布モデルに組み込んで，実機化における装入方法の設計

シュート傾動角 54.5˚ での炉頂堆積面上混合率分布
Radial distribution of the mixed coke ratio in the burden(Single-ring discharge, chute tilting angle 54.5˚)を行った。
実験に用いた装入模型は東日本製鉄所（千葉地区）第 6
高炉の 1/17.8 装入模型である。第 6 高炉は 3 パラレルバン

ここで，y は粗粒の割合である。密度が異なる 2 種類の粒カーを炉頂に備えたベルレス式高炉である。装入模型は，子の混合物が斜面を流れ込む時にも同様の分離挙動を示す

実機の原料排出挙動を再現するために，貯鉱槽，サージことが知られており ，これがコークスと鉱石の混合層のホッパー，ベルレス装入装置から成る装入装置を備え，ま分離挙動にも適用できると考えて，次式を用いて実験結果

3

た装入実験中は炉体下部のガス吹き込み口から 200 Nm /h7）を整理した。

の空気を送風した。
傾斜角 30˚ の炉頂堆積面での混合層の分離挙動に対するXrrflog(—)  P (—  w)  C ………………（5）R
1X

装入速度，混合コークスと原料との粒径比の影響を調べた。
コークスと原料との混合方法は，模型実験を行って垂直シュートからのコークス混合率の排出の経時変化が一定と

ここで，X はコークス混合率，rf は中心と落下位置との距なる炉頂バンカー同時排出（原料，コークスをそれぞれの離，R は炉口半径，w は無次元の落下流幅，C は落下位置

炉頂バンカーから排出し，旋回シュート上で混合）を採用

でのコークス混合率の対数値である。また，P は混合層のした。旋回シュートの傾動角を 30˚，40˚，48˚，54.5˚ として単分離しやすさであり，本論文ではパーコレーション定数と呼ぶ。さまざまな条件で実験を行った結果，w と C はいず

リングで装入した。
装入後の炉頂堆積形状はレーザー変位計を用いて測定しれもほぼ一定の値を取り，それぞれ 0.1，1.2 であった。
前述の図 7 を (5) 式で変換した結果，図 8 のようにそれた。また，炉頂堆積面上に円管を半径方向に差し込んで試料をサンプリングして，各半径位置でのコークス混合率のぞれの領域で直線関係を示したことから，炉頂堆積面上で分布を求めた。採取した試料はヨウ化ナトリウム飽和水溶の混合層の分離挙動を (5) 式で定式化できることが分かっ

液を用いて原料とコークスとに比重分離し，粒度分析をた。パーコレーション定数 P は，装入速度が大きくなるほ行った。

ど，粒径比が小さくなるほど小さくなった。

3.1.2 炉頂堆積面でのコークスと鉱石の分離挙動の定量化
旋回シュートの傾動角 54.5˚ で単リング装入を行った場

2.0

7 に示す。主流落下位置付近から炉中心，あるいは炉壁に向かって遠いほどコークス混合率が高くなることが分かる。
粒度分布を持つ粒子群が斜面上を流れると，パーコレー

Log Cmix

合の，炉頂堆積面でのコークス混合率の半径方向分布を図
1.6

1.2

ションを起こして斜面の下方に粗粒が，斜面上方に細粒が多く存在する。三輪によって斜面上のパーコレーションが粒子の流れ込んだ距離 L の関数として (4) 式のように定式
6）化されている 。

P
P

0.8
⫺0.8
図8

log y  aL  b …………………………………（4）
JFE 技報 No. 22（2008 年 11 月）− 52 −⫺0.4(r⫺rf)/R0

図 7の (5)式による変換結果

Fig. 8 Arranged result using Eq. (5) of Fig. 7

高炉でのコークス多量混合装入技術の実機化

Small coke mixed layer
No mixed coke existenceCalc. Exp.
Conventional tilting
Reverse tilting

Mixed coke ratio

0.6

0.4

Experiment

Segregation of
mixed coke

Conventionalcharging

Calculation
Coke

New method(Coke mixed
charging)

0.2

Uniform coke
Coke
mixed layer
peripheral
center
従来法と本法による層内混合状況の比較

0
0.2

0.6
0.8
0.4
Dimensionless radius

1.0

図9

堆積面上混合率分布の実験結果と装入物分布モデル計
算結果との比較

Fig. 9Comparison of the calculated and experimental results
for conventional tilting and reverse tilting

図 10Fig. 10

Center feed
Coke

Comparison of mixed coke distribution of high ratiocoke mixed charging by the conventional method andthe developed method (Cross-section of burden modelexperiments)

均一に分布している一方，1 バッチ目に混合した塊コーク

3.2

スは従来パターンでは分離して中心に流れ込んでいるが，多量混合装入の実機化

新パターンでは鉱石中に均一に存在していることが分かる。

3.2.1 混合装入に対応した装入物分布モデル

3.2.3 FCG ダイナミック制御による混合性改善

混合層の分離挙動を考慮した装入物分布数学モデルを構

炉頂堆積面での混合層の分離の影響を最小にするため，築した。前述の実験結果から得られたパーコレーション定炉頂バンカーからの原料，コークスそれぞれの排出量を経数を粒径比および装入速度の関数として与え，以下の手順

時的に変化させることを試みた。具体的には，逆傾動におで従来の装入物分布モデルに組み込んだ。

いてコークス排出は徐々に増加，原料は徐々に減少するよ（1） 旋回ごとのコークス混合率の計算

うにバンカーの排出ゲート（FCG）の開度を独立に制御した。

（2） 主流落下軌跡の計算

実験は前述の装入模型装置を用いた。FCG 開度パターン（3） 旋回ごとの混合コークスの半径方向分布の計算の組み合わせは，図 11 のようにコークス FCG のみを段階（4） 堆積面形状の計算的に開くパターン（Case 1），原料 FCG のみを段階的に閉（5） 半径方向の堆積面コークス混合率分布の導出

じるパターン（Case 2），コークス FCG を開いていくと同得られたモデルの精度を検証するため，順傾動および逆時に原料 FCG を閉じていくパターン（Case 3）を比較した。

傾動パターンで装入した場合の模型実験結果と計算結果と実験後に堆積面の断面観察を行って，画像解析により鉱石を比較した結果，図 9 のように実験結果と計算結果とはよ

層内に歩留まっている混合コークス量を求め，均一に混合物分布の予測，制御が可能であることが分かった。
3.2.2 均一なコークス混合率となる
多量混合装入方法
前項の装入物分布モデルを用いて，均一なコークス混合率となる多量混合装入方法を検討した。コークスと鉱石とをそれぞれ 2 バッチに分割し，鉱石 1 バッチ目に塊コーク
スを，2 バッチ目に小塊コークスを混合した。塊コークス
は炉頂バンカー同時排出とし，小塊コークスは貯鉱槽同時

Dischargeing speed (kg/s)

く一致しており，本モデルによって混合層を考慮した装入
0.20
0.15
0.10
0.05

Base
Case

Coke

1.7
1.3
0.9
0.5

Ore
0

排出で鉱石に混合した。コークス混合量は両バッチそれぞ

0.2
0.4
0.6
0.8
Dimensionless number of chute rotation

れ 3.75 wt％とし，合計で 7.5 wt％とした。

FCG pattern

装入物分布モデルによって半径方向に均一な混合率分布

Mixed coke
ratio (%)

となるような装入パターンを設定し，装入実験を行ってそ

Base

Coke
Base

の効果を確認した。装入実験後に低粘性の樹脂を堆積表面

Case 1

Case

Base

73.9

から流して浸透させ，固化後に切断して堆積断面の様子をCase 2

Base

Case

76.4

観察した。通常の装入方法と，本実験での装入パターンでCase 3

Case

Case

76.8

混合装入を行った場合の結果を図 10 に示す。コークステ
ラス上の 2 バッチ目の鉱石中には小塊コークスはいずれも− 53 −

図 11
Fig. 11

Ore
Base

1

66.7

FCG ダイナミック制御条件
Pattern of FCG-Dynamic charging
JFE 技報 No. 22（2008 年 11 月）

78
76

50

74
72

45

70

Height (m)Ratio of uniformly mixed coke (%)

高炉でのコークス多量混合装入技術の実機化

68
66
64

Base
FCG dynamic control

40

S6
S5

35

S3

30

S1
B3
B2
Tuyere

25

62

20

60
Base

2

Case 1 Case 2 Case 3

図 12

FCG ダイナミック制御による混合度の変化

Fig. 12

Change in uniformly mixed coke ratio by FCGDynamic charging

4
6∆P/L (kPa/m)

8

図 13

FCG ダイナミック制御による高炉通気抵抗の変化

Fig. 13

Pressure drop distribution obtained by shaft pressuregauge before and after FCG dynamic control

している割合を算出した。
結果を図 12 に示す。FCG ダイナミック制御により，コー方向の通 気抵 抗 分 布の変 化を示す。混 合コークス量は

クス混合率が約 8〜10％向上し，特に Case 3 では混合性が120 kg/t-pig で，装入中にコークス FCG 開度を 2 倍，原料大きく改善した。これは，初期に装入するコークス混合率

FCG 開度は一定とした。これから，シャフト下部の通気抵を小さく，壁側に装入するに従って大きくすることによっ抗が大幅に低下したことが分かる。また，シャフト効率もて，炉中心部に流れ込むコークスを低下させたためと考え

改善した。

られる。

3.3

以上のように，コークス多量混合装入によって高炉操業

多量混合装入による東日本製鉄所（千葉地区）
第 6 高炉低処理鉱比，高出銑比操業

2002 年 4 月 3 日から，東日本製鉄所（千葉地区）第 6 高が大幅に改善され，低処理鉱比下での低還元材比，高出銑
比操業が可能となることが明らかとなった。

4. おわりに

炉においてコークス多量混合装入を開始した。コークス 2
バッチ，原料 2 バッチの 4 バッチ装入をベースに，O1 に炉大型高炉で世界初となるコークス多量混合装入法を実機

頂バンカー同時排出混合で 75 kg/t-pig，O2 に小塊コーク化し，超低処理鉱比操業，高出銑比操業を実現した。2004

スを貯鉱槽排出で 45 kg/t-pig，それぞれ混合した。

年 6 月に東日本製鉄所（千葉地区）第 5 高炉を吹卸後 ､ 第多量混合装入移行直後は，原料装入時の堆積面の崩壊や，

6 高炉は極めて安定した操業を継続中である。

中心近傍のコークス層厚の薄層化によって通気の不安定が見られたが，装入パターンの調整を行った結果，炉況が安定し ηCO も上昇した。特にシャフト下部以下の通気抵抗が参考文献
1） Okuda, K.; Yamaguchi, K.; Ishioka, N.; Furukawa, T.; Endo, H. Tetsu-toHagané. 1984, vol. 70, S102.

大幅に改善した。
多量混合装入前後の操業データを解析した結果，多量混合装入によりシャフト効率が向上し，6.2 wt％の混合率で約10 kg/t-pig の還元材比の低減効果を確認した。シャフト効率の向上，還元材比の低下は，融着帯の通気性や還元性の改善，熱保存帯温度の低下などによると考えられる。また，
溶銑中 Si 濃度が約 0.15 wt％低下したが，混合装入により

2） Anan, K.; Nagane, T.; Nagata, M.; Ogata, M.; Honda, M.; Isobe, M.
CAMP-ISIJ. 1999, vol. 12, p. 234.
3） Hotta, H.; Yanaka, H.; Yamamoto, R.; Kishimoto, S. Tetsu-to-Hagané.
1984, vol. 70, S814.
4） Sugiyama, T.; Yagi, J.; Omori, Y. Tetsu-to-Hagané. 1978, vol. 64, p. 1676.
5） Ergun, S. Chem. Eng. Progr. 1952, vol. 48, p. 89.
6） Miwa, S. “Huntai Kogaku Tsuron.” Nikkan Kogyo Shinbunsya. Tokyo,
1981.
7） D.R, Michell, Trans. AIME. 1938, 130, p. 107.

溶け落ち開始温度が上昇し，融着帯レベルが降下したためと考えられる。
東日本製鉄所（千葉地区）第 6 高炉実操業への適用初期においては，第 5 高炉稼働中は操業諸元をほぼ一定としたままで原料スペックの低下，すなわち処理鉱比の低下を試みた。72 wt％の処理鉱比を 2002 年 11 月から徐々に低下させ，2003 年 3 月には月間平均で 56 wt％の処理鉱比（出銑3比 2.0 t/m ·d，還元材比約 500 kg/t-pig）を達成した。
さらに，図 13 に FCG ダイナミック制御適用前後の炉高
JFE 技報 No. 22（2008 年 11 月）− 54 −

渡壁

史朗

村尾

明紀

後藤 滋明