JP2016148102A - ガス吹きプラグ用羽口耐火物 - Google Patents

Abstract

【課題】ガス吹きプラグの羽口耐火物の耐用性を高めるためのより優れた構造、材料が求められている。【解決手段】外挿型の溶融金属容器ガス吹きプラグ用羽口耐火物において、ガス吹きプラグと接する内孔面のうち稼働面から軸方向の所定の深さに渡って、羽口内孔耐火物を配した構成とする。当該羽口内孔耐火物は、カーボンを５質量％以上、５０質量％以下を含有するカーボン含有耐火物であり、当該羽口内孔耐火物の稼動面側における内径をａ、羽口内孔耐火物の厚さをｗとし、上記内径ａに対する上記厚さｗの比（ｗ/ａ）をＲとした際０．２５≦Ｒ≦１．０とし、羽口耐火物の軸方向全厚をＨ０とし、羽口内孔耐火物の軸方向の深さをＨ１とし、Ｈ０に対するＨ１の比（Ｈ１/Ｈ０）をＢとした際、０．４≦Ｂ≦０．９とする。また、カーボン含有の羽口耐火物は、カーボンを７．５質量％より多く５０質量％以下含有するアルミナ−カーボン質耐火物であることが好ましい。【選択図】図１

Description

本発明は、取鍋などの溶鋼容器の羽口耐火物に関し、特に、溶鋼容器にガスを吹き込むためのガス吹き用羽口耐火物に関するものである。

取鍋など溶鋼容器は、次工程への溶湯搬送容器としての役割に加え、鋼の成分調整機能である二次精錬処理炉として重要な役割を担っており、炉底部からのガス吹きが実施される場合が多い。炉底部からN₂やArなどの不活性ガスを溶鋼中に吹き込むことで、ガスの浮上によって溶鋼を撹拌して、成分調整を行い、介在物の浮上を助け、さらには温度の均一化などの役割を果たしている。

図５は、前記取鍋等の溶鋼容器でガス吹きが実施される羽口近辺を示す図である。

容器底部は溶鋼に接する稼動面２０側の敷耐火物１０とその外側の永久張り耐火物１１との２重構造になっており、更にその外側が鉄皮１２で覆われる構成になっている。前記底部には、当該底部を貫通して稼動面側の径が背面側（容器の外側）の径より小さい円錐台状の空洞である羽口が設けられている。当該羽口は、以下に説明するガス吹きプラグの外周と一致するような円錐面が羽口耐火物１で形成されており、ガス吹きプラグ４を容器の外側から装着する際には、ガス吹きプラグ４の外周面にモルタル等の接合材（図示せず）を塗布し、接着させる（外挿式）。

ガス吹きプラグ４の背面側にはガス導入管７が当てられ、図６に示すように、当該ガス導入管７から送られる前記N₂やAr等の不活性ガスがガス吹きプラグ４を介して容器内に吹き込まれるようになっている（もちろん、このとき溶鋼容器は縦にされている）。

前記ガス吹きプラグ４としては、多孔質な耐火物の気孔を通じて不活性ガスを吹き込むポーラスプラグや、緻密な耐火物にスリット状のガス貫通孔を設け不活性ガスを吹き込むスリットプラグがある。このポーラスプラグとスリットプラグを総称して以下ガス吹きプラグと称す。

ガス吹き中は溶鋼静圧に対してガス圧が大きいため、溶鋼中にガスが吹き込まれるが、容器の移動工程などにおいてガス吹きを止めると、溶鋼静圧により上記気孔やスリットには溶鋼が押し込まれ、ガス吹きプラグへの溶鋼浸透が起こる。この浸透した溶鋼は凝固して地金となって気孔やスリットを埋めるため、プラグの通気性を損ない、このままではガスを吹くことができなくなる。そこで前記プラグの通気性を回復するため、溶鋼鋳込み終了後にはプラグの炉内側に浸入した溶鋼で形成された溶鋼浸透層に、稼働面側から酸素ランス８を介して酸素を吹き込み、浸透した溶鋼を酸化、溶融させて除去する、いわゆる酸素洗浄がなされている。

その際、溶鋼の浸透した部分の耐火物も酸素洗浄によって損傷される。耐火物損傷の原因は、FeOなどの鉄酸化物による溶損であるとされてきた。このため、ポーラスプラグやスリットプラグの寿命延長のためには、損傷し難い材質の選定のみならず、溶鋼の浸透深さを抑制する必要がある。

また、ポーラスプラグやスリットプラグは前記酸素洗浄による損傷のみならず、ガス吹きに伴い溶鋼の流動がその周辺で大きくなるため、それを設置する周囲の羽口耐火物に比べて損傷速度が大きいという問題がある。そのため、羽口耐火物を繰り返し使用して、上記ガス吹きプラグを外挿式で入れ替えて使用することが一般的に行われている。一方、上記酸素洗浄の際、プラグのみならず、周囲の羽口耐火物に付着した地金を合わせて酸素洗浄する場合が多く、羽口自体の損傷も助長する。この羽口耐火物損傷の原因も、酸化鉄による溶損であるとされてきた。羽口の損傷量が大きいと、入れ替えて挿入した新たなプラグが炉内に突出した状況となり、熱スポーリングによって突出した部分が剥離損傷したり、突出した部分に溶鋼が浸透して除去せざるを得ないような状況になる。このため、羽口の損傷を抑えることも、上記プラグの耐用性を上げるためには必要である。

さらに、上述のようにガス吹きプラグ用羽口耐火物の損傷が大きいため、その損傷によって敷部耐火物全体の寿命を決定することもしばしばある。従って、羽口耐火物の損傷を押さえることが取鍋全体の耐火物コストの低減にも繋がる。

従来、上記ガス吹きプラグ用羽口耐火物の損傷対策として、様々な提案がなされている。

例えば、特許文献１（特開平１０−３３０８２８号公報）には、周方向の一部が軸長方向の全長にわたりFeOに対する耐食性に優れた耐火物よりなる羽口を提案している。酸素洗浄は取鍋を横に倒して行うため、その下側にはFeが酸化されて生成するFeOが集まって流出するためにその部分のみFeOに対する耐食性の高い材料を使用するものである。その材料としては、マグネシア質、マグネシア・クロミア質、アルミナ・マグネシア・カーボン質、ジルコニア質などが例示されている。

特許文献２（特開平５−８０２０号公報）では、羽口耐火物として、不焼成マグネシア−カーボン質耐火物を適用した例が紹介されている。不焼成マグネシア−カーボン質耐火物は、耐食性がドロマイトより劣るものの（耐食性の評価条件は示されていない）、耐熱スポーリング性に優れるために適用したとしている。

特許文献３（特開平９−３１４３１２号公報）には、静水圧プレスで円筒形状又は円錐台形状に成形されたAl₂O₃-C質煉瓦を用いた羽口が紹介されている。羽口の形状は大きいためにプレス成形では充填密度が上がらないため、静水圧プレスで成形することで緻密な成形体を得ることができるとしている。

また、特許文献４（特開平１１−４３７１６号公報）には、静水圧プレスで円筒形状又は円錐台形状に成形されたMgO-C質煉瓦を用いた羽口が紹介されている。この発明は、CaO/SiO₂が１．５、Fe₂O₃が１５質量％のスラグに対する耐食性が優れるとしているため、酸素洗浄による影響よりも主として溶鋼流動に随伴する製鋼スラグに対する耐食性がよいと判断したものと考えられる。

また、特許文献５（特開平９−５２１６９号公報）には、水硬性アルミナを含有するアルミナ−マグネシア質流し込み材を成形して得られた羽口耐火物が紹介されている。上述のようなカーボン含有耐火物では、炭素成分の酸化で耐火組織が脆弱化して十分な耐用が得られないとしている。CaOを含まない水硬性アルミナを結合材として用いるため、酸素洗浄にFeOと反応して低融点物を生成することがないとしている。

一方、特許文献６（特開平４−２４０３８５号公報）には、酸素洗浄により最も損傷の大きい羽口れんがの上面と内孔面とを、部分的にFeOに対して耐久性を有するZrO₂質、MgO質、MgO-Cr₂O₃質の耐火物とした羽口が紹介されている。従来材質はAl₂O₃-SiO₂質あるいはMgO-C質であったが、これらの耐火物より耐酸化性があり、FeOに対する耐食性が優れるものを配置したとしている。

特開平１０−３３０８２８号公報 特開平５−８０２０号公報 特開平９−３１４３１２号公報 特開平１１−４３７１６号公報 特開平９−５２１６９号公報 特開平４−２４０３８５号公報

しかしながら、後に説明するように、ガス吹きプラグの羽口耐火物に上述の特許文献１〜６に開示の材質を適用しても期待する程の耐用性は得られず、さらに耐用性の優れる材料が求められていた。

後に詳しく説明するように、羽口耐火物の損傷は、FeO等の鉄酸化物による溶損のみが原因ではなく、鉄の燃焼による温度が耐火物の溶融温度以上になることも考慮すべきではないかと考えられるが、上記各従来技術ではその点が考慮に入れられていないため、期待する程の成果が得られていないと考えられる。

本発明は、溶融容器におけるガス吹き用羽口耐火物において、酸素洗浄による羽口耐火物の損傷を大幅に低減させ、羽口耐火物自体に加え、内挿するガス吹きノズルの使用回数延長など耐用性向上を目的としたものである。

本発明は、外挿型の溶融金属容器ガス吹きプラグ用羽口耐火物において、ガス吹きプラグと接する内孔面のうち稼働面から軸方向の所定の深さに渡って、羽口内孔耐火物を配した構成としている。

当該羽口内孔耐火物は、カーボンを１質量％以上、５０質量％以下を含有するカーボン含有耐火物であり、当該羽口内孔耐火物の稼動面側における内径をａ、羽口内孔耐火物の厚さをｗとし、上記内径ａに対する上記厚さｗの比（ｗ/ａ）をＲとした際０．２５≦Ｒ≦１．０とし、羽口耐火物の軸方向全厚をＨ_０とし、羽口内孔耐火物の軸方向の深さをＨ_１とし、Ｈ_０に対するＨ_１の比（Ｈ_１/Ｈ_０）をＢとした際、０．４≦Ｂ≦０．９とする。

また、カーボン含有の羽口耐火物は、カーボンを７．５質量％より多く５０質量％以下含有するアルミナ−カーボン質耐火物であることが好ましい。

さらに前記内孔耐火物の外周材としては、流し込み材を採用することが可能である。

上記したように本発明は、羽口内孔耐火物として、カーボン含有耐火物を使用するとともに、ガス吹きプラグへの、熱伝導を抑える構成を採用しているので、ガス吹きプラグの酸素洗浄の際に鉄の燃焼にともなって発生する熱による羽口耐火物の損傷を著しく低減することが可能となる。

また、羽口耐火物の損傷が著しく低減するため、ガス吹きプラグの熱間交換後、ガス吹きプラグ先端が炉内に飛び出る量が小さくなる。そのため、飛び出た部分の熱スポーリングによる損傷を抑制できるため、交換後のプラグの使用回数を増加させることが可能となる。

さらに、羽口耐火物を繰り返し使用可能となるため、羽口耐火物の損傷が溶鋼取鍋の寿命決定原因の場合、溶鋼取鍋の寿命延長することが可能となり、取鍋耐火物コストの低減に繋がる。

一方、前記カーボン含有耐火物の使用範囲をできるだけ限定しているので、ガス吹きプラグへの熱伝導が抑えられ、溶鋼浸透深さを抑制することができ、1回の酸素洗浄の際に除去されるポーラスプラグの厚さを少なく押さえることが可能となる。その結果、単に高耐用材質を使用する場合に比べて、酸素洗浄によるガス吹きプラグの消耗する量を低減できる。

また、高価な羽口内孔耐火物の使用範囲を抑えているので、コストメリットも大きくなる。

本発明によるガス吹きプラグ用羽口耐火物とポーラスプラグとの関係の一例を示す図である。 本発明によるガス吹きプラグ用羽口耐火物の１例を示す図であり、内孔耐火物の厚さを一定とした場合である。 本発明によるガス吹きプラグ用羽口耐火物の１例を示す図であり、内孔耐火物の厚さを稼働面側で厚くし、背面側で薄くした例である。 本発明のガス吹きプラグ用羽口耐火物の１例を示す図であり、内孔耐火物の厚さを稼働面側で厚くし、背面側で薄くした例である。 従来方のガス吹きプラグ用羽口耐火物とポーラスプラグとの関係を示す図である。 ガス吹き作業と酸素洗浄作業を示す図である。

＜検証＞
ガス吹きプラグの酸素洗浄は、普通鋼の場合、鋼管をランスとして使用し、鋼管を通じて酸素を吹き、耐火物等に浸透、付着した鉄（地金）を酸化し、酸化熱で鉄を溶融、流下させる。地金がなくなると燃焼が継続されないため、酸素洗浄が終了される。この際、ランスとして使用した鋼管も酸化燃焼して、消耗する。従来は、この酸素洗浄の際に鉄酸化物、例えばFeOが生成し、生成したFeOによって溶損が起こるため、FeOに対する耐食性の材料を使用することが羽口耐火物の耐用性向上に繋がると考えたものである。

一方、ステンレス鋼の場合、地金表面に酸化被膜が生成して、酸素を吹き付けても鉄の燃焼が継続しないため、鋼管による酸素洗浄はできない。この場合、いわゆるジェットランスなどと称される自己燃焼型ランスによって酸素洗浄される。自己燃焼型ランスでは、ランス内部に燃焼用の金属細線を有し、それが燃焼することで３０００℃以上の温度になるとされ、ステンレス鋼においても酸素洗浄が可能となる。しかし、自己燃焼型ランスによる酸素洗浄では、地金がなくとも耐火物を溶融させることがある。このため、使用方法を誤ると地金のない耐火物を溶融し、穴を作る場合もある。

普通鋼の場合にも、鋼管や地金などの鉄の燃焼によって耐火物の融点以上の高温となって耐火物を溶融損傷させるのではないかと推定される。すなわち、一般には炉内側から酸素洗浄する際、酸素ランスの方向とガス吹きプラグの軸の方向は一致させて当てるが、酸素ランスをガス吹きプラグの軸に対して斜めに当てた場合、ガス吹きプラグを突き破って羽口耐火物の内面にランス径よりやや大きい穴が形成され、その部分では耐火物の融点以上の高温となって耐火物が溶融している現象が観察される。このことから地金がない部分でも、鋼管の燃焼によって高温になる場合があるものと考えられる。

従って、鉄の燃焼によって生じた酸化鉄（FeO）に耐火物が溶解して溶損が起こるとともに、鉄の燃焼による高熱で耐火物が溶融して損傷する場合もあるものとの推定が可能となる。

これを確かめるために、特許文献１〜６のような各種の材料について自己燃焼型ランスによる損傷試験を行った（後述の実施例１および表1参照）。その結果、各材料はFeOとの反応にはほとんど影響されず、特許文献２〜４のようなカーボン含有耐火物が優れていることを見出した。

すなわち、FeOに対して耐食性の良いとされたZrO₂質、MgO質、MgO-Cr₂O₃質では損傷が起こったのに対して、FeOに対する耐食性が劣ると考えられてきたAl₂O₃-C系材質では高耐用性を示した。

カーボン含有耐火物が優れている理由は、カーボンの融点が高く多少高温になったとしても溶融し難い材料であること、あるいは、高い熱伝導率を有することでランス先端で発生した熱を容易に拡散することができて耐火骨材の融点以上に温度が上昇しないことと推定される。

そこで、ポーラスプラグ用羽口耐火物をAl₂O₃-C系材質で作成し、実機で試用したところ、羽口耐火物の損傷は著しく軽減することを確認し、上記考察が正しいことを確認した。

しかしながら他方で、ポーラスプラスの損傷は大きくなり、結果的には、ポーラスプラグの耐用性は必ずしも向上しない結果となった。

その原因を使用後のポーラスプラグを回収して調査したところ、溶鋼浸透深さの増大が確認された。前述のようにガス吹きを回復させるためには、酸素洗浄によって溶鋼浸透部分を除去しなければならない。上記のように溶鋼浸透深さが大きくなると、1回の酸素洗浄によって除去されるポーラスプラグの厚さが大きくなるため、当然のことながら、耐用性が向上しないことになる。

溶鋼浸透深さは、概ね溶鋼の凝固点温度域の深さによって決まると考えられる。このため、溶鋼浸透深さが増大したということは、溶鋼の凝固温度域深さが大きくなったことを意味する。この原因は、羽口耐火物が炭素を含有しているため熱伝導率が大きくなり、ガス吹き終了後のポーラスプラグの内部温度の上昇速度が速かったと結論される。

以上の検討より、以下の結論が導き出せることになる。

（１）羽口耐火物としては、酸素洗浄によるFeOに対する耐食性とともに、あるいはそれ以上に、酸素洗浄の際に発生する高熱に耐える材料であることが必要である。

（２）前記高熱に耐える材料として、カーボンがある程度多量に含有するカーボン含有耐火物が有効である。

（３）加えて、内部に装着するガス吹きプラグへの熱伝導を極力抑制する構造を併せ持つことが必要である。

（４）酸素洗浄による損傷を考えた場合には、カーボン含有耐火物の有効厚さをなるべく大きく取ることが有効だと考えられるものの、ガス吹きプラグへの熱伝導を抑制するためには極力限られた範囲で使用することが有効である。

本発明は、かかる認識に基づいてなされたものである。

＜構造＞
図１に１例として示した本発明の羽口耐火物について説明する。

図５において説明した基本構造はそのまま、図１においても適用できるが、本発明では、更に、羽口耐火物１の内側に、稼働面から軸方向（炉床の厚み方向）に所定の深さ、内孔耐火物２が配置され、その外側には外周材３が配置される構成となっている。

＜羽口内孔耐火物の材質＞
前記羽口内孔耐火物は、カーボン含有耐火物とすることが好ましい。

カーボン含有耐火物において、カーボン量は１質量％以上、５０質量％以下であることが好ましい。１質量％未満では、酸素洗浄において発生する熱を効果的に周囲へ発散することができず、耐火物の損耗が大きくなるので好ましくない。５０質量％よりカーボン量が多くなると、酸素洗浄によって生じる鉄酸化物に対する耐食性が劣るようになり、また、熱伝導率が大きくなりすぎて、ガス吹きプラグへの溶鋼浸透深さが大きくなるために好ましくない。より好ましくは、１０質量％以上、３０質量％以下、さらには１１質量％以上、２５質量％以下である。

カーボン原料としては鱗状黒鉛、土状黒鉛、人造黒鉛、ピッチ粉、カーボンブラックなどが利用できる。

カーボン含有耐火物としては、アルミナ-カーボン質、マグネシア-カーボン質、ジルコニア−カーボン質、アルミナ-マグネシア-カーボン質、スピネル−カーボン質などが使用できる。

この中でも特に、アルミナ-カーボン質耐火物は、熱膨張率が小さくて羽口外周耐火物に亀裂を発生させることが無く、また、価格も低いために経済的でもあり、好ましい。アルミナカーボン材質を用いる場合には、カーボン量が７．５質量％より多く、５０質量％以下とすることがより好ましく、さらに好ましくは１０質量％より多く、３０質量％以下とすることである。

このカーボン含有耐火物には、Al、Mg、Si、Caなど金属又はそれらの合金を外掛けで０．２〜５質量％添加することができる。また、B₄C、SiC、CaB₆などの添加物を０．２〜５質量％添加することができる。

＜羽口内孔耐火物の形状、寸法＞
羽口内孔耐火物の内側は、ガス吹きプラグ外周とモルタルとを介して接合させるため、円錐台形状とする。羽口の外形は、円筒形、または円錐台形とすること一般的であるので、羽口内孔耐火物は円筒形、または円錐台形であることが好ましい。だだし、後述する外周材との接続並びに使用中における羽口内孔耐火物の脱落を防ぐためには、円錐台形状とすることがより好ましい。

当該羽口内孔耐火物の厚さを以下のように規定する。すなわち、図２に示すように、羽口内孔耐火物の炉内側の炉内側端（稼動面）における内径をａ、羽口内孔耐火物の厚さをｗとし、上記内径ａに対する上記厚さｗの比（ｗ/ａ）をＲとすると、Ｒが０．２５以上、１．０以下とすることが好ましい。羽口内孔耐火物の厚さｗは軸方向（炉床の厚み方向）で一定とする（例えば、図２）こともできるし、図３に示すように稼働面側の肉厚を厚くし、前記稼動面か軸方向に遠ざかるに従って薄くすることもできる。さらには、上記とは逆に、図４に示すように、稼働面側を薄くして軸方向に遠ざかるに従って厚くしてもさしつかえない。しかしながら、使用中の損傷は稼働面側で大きいため、稼働面側で厚くし、稼働面から遠ざかる従って薄くすることが耐用面において効果的であり、より好ましい。また、稼働面から軸方向に遠ざかるに従って薄くすることは、羽口内孔耐火物の使用量を少なく抑えられることから、経済的でもあり好ましい。上述のように羽口内孔耐火物の厚さを変更した場合、耐火物厚さｗはその最大値と定義する。

上記内径ａに対する上記厚さｗの比Ｒが０．２５未満では、酸素洗浄に対する耐用性が十分でなく好ましくない。Ｒが１．０より大きいと、内孔耐火物を通じた熱伝導が大きくなって、ガス吹きプラグへの溶鋼浸透深さが増大するので好ましくない。また、１．０より大きいことは、高価な内孔耐火物の使用量が多くなるため、コストデメリットが大きくなる。より好ましくは、Ｒが０．３以上、０．７５以下である。

一方、羽口耐火物の軸方向の全厚をＨ_０とし、羽口内孔耐火物の軸方向の高さをＨ_１とし、Ｈ_０に対するＨ_１の比（Ｈ_１/Ｈ_０）をＢとした際、Ｂが０．４以上、０．９以下とする。０．４未満では、ガス吹きプラグの交換の残厚に比べて内孔耐火物の高さが十分でなく、ガス吹きプラグ残厚が薄くなったとき、酸素洗浄の際の高熱に対して羽口耐火物の内面を十分には保護できないので好ましくない。０．９より大きいと、熱伝導率の大きい内孔耐火物を通じて羽口耐火物背面側の温度が上昇してガス吹きプラグへの溶鋼浸透深さが増大するので好ましくない。また、高価な内孔耐火物の使用量が多くなるため、経済的でない。より好ましくは、Ｂが０．６以上、０．７５以下である。

＜外周材＞
外周材としては、特には規定しないが、流し込み材を利用したプレキャストブロックすることが経済的である。流し込み材としては、アルミナ−マグネシア質、アルミナ−スピネル質、ハイアルミナ質などが使用できる。その中でも特に、取鍋用の敷耐火物の材質としても使用されるアルミナ−マグネシア質の流し込み材とすることがより好ましい。外周部に配置する不定形耐火物の一例としては、アルミナ原料を７０〜９５％、マグネシア原料を５〜３０％、外掛けとしてアルミナセメントを２〜１．０％添加し構成されたものなどが適用可能である。

なお、外周材としては、アルミナ−マグネシア質、アルミナ−スピネル質、ハイアルミナ質のプレス成形した不焼成煉瓦、焼成煉瓦としてもさしつかえない。

外周材の形状は特には規定されず、丸形としても良く、四角形としても良い。敷耐火物に煉瓦を使用する場合には、四角形とする方が築炉が容易となる。外周部に段差を付けるなどとしても、実質的には差がない。

ちなみに、外周材をアルミナ−マグネシア質流し込み材とした場合、羽口内孔耐火物としては、アルミナ-カーボン質耐火物とすることが好ましい。一方、羽口内孔耐火物にマグネシア−カーボン質材質を使用すると、マグネシア−カーボン質材質の熱膨張が外周材より大きくなって、外周材に亀裂が入りやすくなるために、使用においては注意を要する。また、マグネシア−カーボン質材質は、熱伝導率が比較的大きく、ガス吹きプラグへの溶鋼浸透深さが増大する傾向があるので、この点でも使用に際しては注意を要する。

敷耐火物は特には限定されず、アルミナ質流し込み材、ハイアルミナ質流し込み材、蝋石煉瓦、ハイアルミナ煉瓦、マグクロ煉瓦、ドロマイト煉瓦、アルミナ−マグネシア−カーボン煉瓦などとすることができる。

ガス吹きプラグは特には限定されない。ポーラスプラグでも良いし、スリットプラグでも良い。

＜製造方法等＞
本発明のガス吹き用羽口耐火物の製造方法は特に限定されないが、例えば以下の方法が採用できる。

羽口内孔耐火物であるカーボン含有耐火物の製造プロセスとしては一般的なカーボン含有耐火物の製造プロセスにて製造が可能である。コナーミキサーや高速撹拌刃が付いた加圧式のハイスピードミキサー、アイリッヒミキサーなどを用いて混練する。成形についても、油圧式プレス、フリクションプレス、静水圧プレスなど一般的な煉瓦成形プレスが使用できる。また、成形した煉瓦は乾燥温度１８０℃〜３５０℃、保持時間を５〜３０時間程度でキュアリングさせればよい。

こうして作成した羽口内孔耐火物を鋳込み型にセットし、その外周に外周材としての流し込み材を流し込み施工する。流し込み材の混練は、ボルテックスミキサー、モルタルミキサーなど不定形耐火物を一般的に混練する設備が適用可能である。流し込み完了後、常温で１２〜４８時間養生する。その後、鋳込み型から取り出し、乾燥温度１８０℃〜３５０℃で乾燥させることで、羽口内孔耐火物を有したガス吹き用羽口耐火物を得ることができる。

＜実施例および比較例＞
実施例１：
表１に示す各種耐火物に対して、自己燃焼型の酸素ランスによる損傷試験を行った。それぞれ、並型サイズ（２３０×１１５×６５ｍｍ）ないし、それに近い形状の耐火物を試験品として用いた。酸素ランスは径１２ｍｍのものを用い、酸素を２気圧の圧力で吹き出した。ランスに着火し自己燃焼を開始してから、自己燃焼した酸素ランスを３０秒間耐火物に吹き付けた。冷却後、損傷深さを測定して、損傷深さの少ないものを良とした。結果を、表１に示す。

カーボンが含有しない耐火物での損傷深さは大きかった。また従来からFeOに対する耐食性が優れるとされていたマグネシア煉瓦、マグネシア−クロミア煉瓦においても、損傷量は多くなった。

それに対し、カーボン含有耐火物であるマグネシア−カーボン煉瓦、アルミナ−カーボン煉瓦、スピネル−カーボン煉瓦ではいずれも損傷量が小さくなった。

これらの結果より、FeOに対する耐食性よりも、自己燃焼型のランスから発せられる熱に対して強い材料が、損傷量が少なくないと判断できる。

実施例２：
表２に本発明例を示し、表３に比較例を示す。

表２及び表３に従って、各種の内孔耐火物を作成した。ただし、比較例１のみは後述のように内孔耐火物を使用しなかった。

各種のカーボン含有煉瓦は、フェノールレジンをバインダーとして混練し、ＣＩＰ成形した後、９００℃で焼成した。焼成後、外周並びに長さを加工し、羽口内孔耐火材の厚さｗは均一とした。カーボンを含有しない、アルミナ（比較例２）、マグネシア（比較例９）、ジルコニア（比較例１０、スピネル（比較例１１）は、それぞれ定法に従って焼成煉瓦を用いた。

外周材は、マグネシアを１０質量％配合したアルミナ-マグネシア質キャスタブルとした。

比較例１は、内孔材を用いない図１に示すような従来法になる羽口耐火物である。

評価方法は以下のように行った。

酸素洗浄試験は、１００×１００×５０ｍｍの試験片を用い、実施例１と同様の方法で評価した。損傷量が２０ｍｍ以下のものを○、２０ｍｍより大きく５０ｍｍ未満の場合を△、５０ｍｍ以上のものを×とした。

加熱実験は、図１のような実機を見立てた評価装置によって行った。羽口耐火物の側面外周を断熱材で覆い、ポーラスプラグをセットし、稼働面側を加熱できるようにし、当該ポーラスプラグの内の稼働表面から５０ｍｍの位置に熱電対を設置した。背面側は大気中に解放した。バーナーによって稼働面温度が１６００℃になるように加熱し、加熱した状態で窒素ガスをポーラスプラグから１００NＬ/分で１０分間吹いた後、ガスを止めて１６００℃で１時間加熱した。この操作は、実機において受鋼してから一定時間後に不活性ガスをポーラスプラグからガス吹きし、その後ガスを止め、連続鋳造での鋳込み終了までの状況を模した操作である。この際、表面から５０ｍｍ位置の温度が高いほど、ポーラスプラグ内部の温度が上昇し、溶鋼浸透深さが大きくなり、好ましくない。実機使用における溶鋼浸透深さとの関係から、本試験において、１４５０℃以下を良好と評価し、さらに好ましくは１４２０℃以下を良いとした。

コスト指数は以下のように求めた。すなわち、１２０トン取鍋の底吹きポーラスプラグの羽口に比較例１を使用した際の耐用性は、敷１炉代に対してポーラスプラグを３個使用し、その際のポーラスプラグ用羽口の寿命は２０チャージ、１５チャージ、８チャージであり、その合計数４３チャージが敷部の寿命であったが、敷寿命の決定要因はポーラス羽口耐火物の残厚が薄くなったことによった。なお、取鍋の耐火物は部位ごとに損傷速度が変わるため、側壁の損傷が大きくなって耐火物を解体するまでの寿命を1炉代と称し、また、その間、敷耐火物や羽口耐火物は１ないし３回程度補修して使用する。１回補修して使う場合、敷の耐火物は２セット必要となるが、その１セットの寿命を１炉代という。この際の耐火物総コストを１００とした際、総コストに占める割合は、敷耐火物が７５、ポーラスプラグ用羽口耐火物が１８、ポーラスプラグが１８（＝６×３）であった。これをベースに耐火物コスト指数の比較例１を１００とした指数で示した。指数が小さくなるほど耐火物コストが低減したことを示す。

本発明品は、酸素洗浄試験において高耐用性を示し、加熱試験においても低い温度を示した。その結果、使用時におけるコスト指数も小さい値を示した。

それに対し、比較例１は、内孔耐火物を使用せずカーボンを含有しないアルミナ-マグネシア質であるが、酸素洗浄試験で損傷量が大きくなり、その結果コスト指数も大きいものとなった。

比較例２は、内孔耐火物をアルミナとしたものであるが、同様に酸素洗浄試験で損傷量が大きくなり、その結果コスト指数も大きいものとなった。また、比較例３はカーボンを０．５重量％含有するアルミナカーボン質であるが、カーボン含有量が１％より低いので酸素洗浄試験に劣る。

比較例４は、アルミナ-カーボン質でカーボンを６０質量％含有する場合で、耐酸素洗浄性に優れるものの加熱実験温度が高く、溶鋼浸透深さが大きくなるため、コスト指数も大きい値となった。

比較例５は、内孔耐火物の厚さｗが小さく、Ｒが上記の本発明で規定の範囲より小さい場合であるが、使用した際の耐用性に劣るため、コスト指数が大きくなった。

比較例６は、内孔耐火物の厚さｗが大きく、Ｒが本発明で規定の範囲より大きい場合であるが、耐酸素洗浄性に優れるものの加熱実験温度が高く、溶鋼浸透深さが大きくなるため、コスト指数も大きい値となった。

比較例７は、内孔耐火物の設置深さが浅く、Ｂが本発明で規定した範囲より小さい場合であるが、使用した際の耐用性に劣るため、コスト指数が大きくなった。

比較例８は、内孔耐火物の設置深さが小さく、Ｂが本発明で規定した範囲より大きい場合であるが、加熱実験温度が高く、溶鋼浸透深さが大きくなるため、コスト指数も大きい値となった。

比較例９〜１１は、FeOに対する耐用性に優れるとした材料及びそれに類似する耐火物であるが、酸素洗浄性に劣り、コスト指数が大きくなった。

このように、本発明の優位性は明らかである。

以上説明したように、本発明は、羽口の稼動面から所定の深さ、所定幅の羽口内孔耐火物を配置し、当該羽口内孔耐火物に耐高温性を持たせる材質を用いるとともに、ガス吹きプラグへの熱伝導性を押さえる構成材質を用いたので、ガス吹きプラグの酸素洗浄の際に発生する熱による羽口耐火物の損傷を著しく低減することが可能であり、ガス吹きプラグ使用回数を増加させる等の多大の利点がある。

１ 羽口耐火物
２ 内孔耐火物
３ 外周材
４ ガス吹きプラグ
５ 通気性材質
６ メタルケース
７ ガス導入管
１０ 敷耐火物
１１ 永久張り耐火物
１２ 鉄皮
２０ 稼働面

Claims (3)

1. 外挿式の溶融金属容器ガス吹きプラグ用羽口耐火物において、ガス吹きプラグと接する羽口内孔面のうち稼働面側から軸方向の所定深さに羽口内孔耐火物を配し、当該羽口内孔耐火物がカーボンを５質量％以上、５０以下％以下を含有するカーボン含有耐火物であり、羽口内孔耐火物炉内側端における内径をａ、羽口内孔耐火物の厚さをｗとした際、上記内径ａに対する上記厚さｗの比（ｗ/ａ）をＲとした際、０．２５≦Ｒ≦１．０とし、羽口耐火物の全厚をＨ_０とし、羽口内孔耐火物の高さをＨ_１とし、Ｈ_０に対するＨ_１の比（Ｈ_１/Ｈ_０）をＢとした際、０．４≦Ｂ≦０．９とすることを特徴とするガス吹きプラグ用羽口耐火物。
2. カーボン含有耐火物が、カーボンを７．５質量％より多く５０質量％以下含有するアルミナ−カーボン質耐火物である請求項１のガス吹きプラグ用羽口耐火物。
3. 前記羽口内孔耐火物の外周材として流し込み材を配した請求項１または２のガス吹きプラグ用羽口耐火物。
   

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