JP3007264B2 - 高炉の出銑口煉瓦構造 - Google Patents
高炉の出銑口煉瓦構造Info
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Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、高炉の出銑口金物内に
構成された煉瓦（以後、出銑口煉瓦と呼ぶ）の構造に関
する。本発明の出銑口煉瓦の構成であれば、出銑時の溶
銑及びスラグによる出銑孔煉瓦の浸食が少なく、安定し
た出銑を長時間行うことが可能である。
構成された煉瓦（以後、出銑口煉瓦と呼ぶ）の構造に関
する。本発明の出銑口煉瓦の構成であれば、出銑時の溶
銑及びスラグによる出銑孔煉瓦の浸食が少なく、安定し
た出銑を長時間行うことが可能である。
【０００２】
【従来の技術】高炉における出銑口煉瓦構造の従来技術
を図３に示すが、出銑口金物３に囲まれた出銑口内は開
孔軸中央部にハイアルミナ煉瓦６を使用している。その
理由はハイアルミナ煉瓦が耐溶銑溶解性に優れている事
と、ステーブクーラー２が破損した場合の漏水に対する
耐酸化性の点で安全である為であった。また、出銑口煉
瓦、即ちハイアルミナ煉瓦６の外周面は出銑口金物内面
に沿った形状となっており、煉瓦積時にこの面にモルタ
ルを塗り、炉内ガスのシールを行う。尚、出銑口内の耐
火物として定形煉瓦を使用する理由は不定形耐火物に比
べて定形煉瓦の方が耐火物として均質であり、使用目的
としての材質特性が安定して得られる為である。また、
この出銑口煉瓦の前面にはマットガンとの取り合いをス
ムーズに行う為のスタンプ材８が施工されている。
を図３に示すが、出銑口金物３に囲まれた出銑口内は開
孔軸中央部にハイアルミナ煉瓦６を使用している。その
理由はハイアルミナ煉瓦が耐溶銑溶解性に優れている事
と、ステーブクーラー２が破損した場合の漏水に対する
耐酸化性の点で安全である為であった。また、出銑口煉
瓦、即ちハイアルミナ煉瓦６の外周面は出銑口金物内面
に沿った形状となっており、煉瓦積時にこの面にモルタ
ルを塗り、炉内ガスのシールを行う。尚、出銑口内の耐
火物として定形煉瓦を使用する理由は不定形耐火物に比
べて定形煉瓦の方が耐火物として均質であり、使用目的
としての材質特性が安定して得られる為である。また、
この出銑口煉瓦の前面にはマットガンとの取り合いをス
ムーズに行う為のスタンプ材８が施工されている。
【０００３】図４には別の例を示すが、出銑口煉瓦の外
周と出銑口金物３との間にハイアルミナ質の不定形耐火
物７を施工している。この場合は出銑口煉瓦外周面と出
銑口金物内面の形状が精度良くなくてもガスシールが比
較的容易となる。尚、マッドガンとの取り合いを図５に
示すが、マッドガン２１と取り合い面に於ける面圧によ
りスタンプ材８は損傷し、定期的に補修される。今回の
発明は出銑口金物内耐火物のうち炉内寄りの煉瓦に関す
るものであり、前記スタンプ材は発明の対象外である。
また、その他の例として、実公昭６２−１９４７４８号
公報に記載されているものを図６に、実公昭６２−１７
０７４７号公報に記載されているものを図７に示す。
周と出銑口金物３との間にハイアルミナ質の不定形耐火
物７を施工している。この場合は出銑口煉瓦外周面と出
銑口金物内面の形状が精度良くなくてもガスシールが比
較的容易となる。尚、マッドガンとの取り合いを図５に
示すが、マッドガン２１と取り合い面に於ける面圧によ
りスタンプ材８は損傷し、定期的に補修される。今回の
発明は出銑口金物内耐火物のうち炉内寄りの煉瓦に関す
るものであり、前記スタンプ材は発明の対象外である。
また、その他の例として、実公昭６２−１９４７４８号
公報に記載されているものを図６に、実公昭６２−１７
０７４７号公報に記載されているものを図７に示す。
【０００４】図６において出銑口金物３の中に構成され
た耐火物のうち、１０はガスシールを目的にした層であ
り、材質としてはアルミナセメントや燐酸などを多くし
て強度を高め、亀裂の発生を少なくしてガスシール性を
高めている。また、１１は出銑口の軸中央部を構成する
不定形耐火物層であり、材質としては耐溶銑溶解性を高
める為に、アルミナセメントや燐酸を少なくしたものを
使用している。
た耐火物のうち、１０はガスシールを目的にした層であ
り、材質としてはアルミナセメントや燐酸などを多くし
て強度を高め、亀裂の発生を少なくしてガスシール性を
高めている。また、１１は出銑口の軸中央部を構成する
不定形耐火物層であり、材質としては耐溶銑溶解性を高
める為に、アルミナセメントや燐酸を少なくしたものを
使用している。
【０００５】使用する耐火物の物性の一例として表１が
示されている。表１のなかで前記ガスシール層１０の材
質としてはＡとＢを挙げ、軸中央部の不定形耐火物１１
の材質例としてはＣとＤを挙げている。ここで、ガスシ
ール層に使用する耐火物Ａ及びＢの成分はアルミナ質
（ＡＩ2Ｏ3 ）が８２％〜９４％で、不定形耐火物層１
１に使用する耐火物Ｃ及びＤの成分はアルミナ質が６２
％〜７０％である。
示されている。表１のなかで前記ガスシール層１０の材
質としてはＡとＢを挙げ、軸中央部の不定形耐火物１１
の材質例としてはＣとＤを挙げている。ここで、ガスシ
ール層に使用する耐火物Ａ及びＢの成分はアルミナ質
（ＡＩ2Ｏ3 ）が８２％〜９４％で、不定形耐火物層１
１に使用する耐火物Ｃ及びＤの成分はアルミナ質が６２
％〜７０％である。
【０００６】
【表１】
【０００７】次に図７ににおいて１３はハウジング、１
１は不定形耐火物層、１４大型耐火物煉瓦であり、該構
造ではこの不定形耐火物１１によりガスシールを強化す
るものである。その材質としては耐溶損性、耐スラグ
性、耐スポーリング性及び強度の面からアルミナ質又は
アルミナ−炭化珪素−炭素質からなる耐火物を用いる
旨、記載されている。
１は不定形耐火物層、１４大型耐火物煉瓦であり、該構
造ではこの不定形耐火物１１によりガスシールを強化す
るものである。その材質としては耐溶損性、耐スラグ
性、耐スポーリング性及び強度の面からアルミナ質又は
アルミナ−炭化珪素−炭素質からなる耐火物を用いる
旨、記載されている。
【０００８】
【発明が解決しようとする課題】従来技術として前記し
た図３〜図７の出銑口煉瓦構造に於いては出銑口内の煉
瓦材質がいづれもハイアルミナを主体とした耐火物であ
るが、ハイアルミナ質は耐溶銑溶解性には優れている
が、耐スラグ性については比較的劣る為、火入れ直後や
出銑末期などのスラグ成分が多い実操業における出銑口
煉瓦の損耗過程を図８、図９に示す。
た図３〜図７の出銑口煉瓦構造に於いては出銑口内の煉
瓦材質がいづれもハイアルミナを主体とした耐火物であ
るが、ハイアルミナ質は耐溶銑溶解性には優れている
が、耐スラグ性については比較的劣る為、火入れ直後や
出銑末期などのスラグ成分が多い実操業における出銑口
煉瓦の損耗過程を図８、図９に示す。
【０００９】図８（ａ）は出銑初期の状態であり、出銑
口内に充填されたマッド材１７に出銑用の孔１８が貫通
されて炉内より溶銑及びスラグが内圧により放出され
る。（以下、出銑と呼ぶ）出銑初期における出銑では出
銑口金物内のハイアルミナ質煉瓦はマッド材に保護され
ているが、出銑末期（約２〜３時間出銑後）には図８
（ｂ）に示すようにマッド材１７の損耗により開孔径も
増加し、スラグ成分の多い銑・滓が直接煉瓦開孔面に接
して、耐スラグ性の劣るハイアルミナ煉瓦の浸食の進行
が速まる結果となる。また、出銑時の開孔位置の芯ズレ
により、浸食時期は速まる。
口内に充填されたマッド材１７に出銑用の孔１８が貫通
されて炉内より溶銑及びスラグが内圧により放出され
る。（以下、出銑と呼ぶ）出銑初期における出銑では出
銑口金物内のハイアルミナ質煉瓦はマッド材に保護され
ているが、出銑末期（約２〜３時間出銑後）には図８
（ｂ）に示すようにマッド材１７の損耗により開孔径も
増加し、スラグ成分の多い銑・滓が直接煉瓦開孔面に接
して、耐スラグ性の劣るハイアルミナ煉瓦の浸食の進行
が速まる結果となる。また、出銑時の開孔位置の芯ズレ
により、浸食時期は速まる。
【００１０】この様な出銑操業に於いての煉瓦の損傷に
よるトラブルとして、例えば図９（ｂ）に示す様な吹き
荒れ出銑が発生する危険がある。すなわち、スラグ成分
か多いと図９（ａ）に示す様に軸中央部の煉瓦材質６が
ハイアルミナ質であると、スラグ流出中に１５の如きハ
イアルミナ煉瓦の浸食損傷が生じる。この事は図９
（ｂ）に示す様な炉内ガスの流出経路１６が出来易くな
る結果となり、最終的には出銑中に出銑用の孔１８の中
を流れる溶銑及びスラグの中に経路１６より炉内ガスを
巻き込み、溶銑及びスラグが放出部１９で吹き荒れて、
近辺設備である出銑大樋の溶損等につながる。さらに、
出銑口内耐火物の浸食が進むとステーブクーラー２や出
銑口金物３を溶損し、流出した溶銑及びスラグが炉底マ
ンテル２０やその廻りの炉底冷却用配管を溶損させる危
険性がある。
よるトラブルとして、例えば図９（ｂ）に示す様な吹き
荒れ出銑が発生する危険がある。すなわち、スラグ成分
か多いと図９（ａ）に示す様に軸中央部の煉瓦材質６が
ハイアルミナ質であると、スラグ流出中に１５の如きハ
イアルミナ煉瓦の浸食損傷が生じる。この事は図９
（ｂ）に示す様な炉内ガスの流出経路１６が出来易くな
る結果となり、最終的には出銑中に出銑用の孔１８の中
を流れる溶銑及びスラグの中に経路１６より炉内ガスを
巻き込み、溶銑及びスラグが放出部１９で吹き荒れて、
近辺設備である出銑大樋の溶損等につながる。さらに、
出銑口内耐火物の浸食が進むとステーブクーラー２や出
銑口金物３を溶損し、流出した溶銑及びスラグが炉底マ
ンテル２０やその廻りの炉底冷却用配管を溶損させる危
険性がある。
【００１１】従って、出銑口煉瓦はその浸食の程度によ
り数カ月で交換されている。以上述べてきた様に、出銑
口煉瓦の浸食状況の善し悪しが、高炉操業の安定にとっ
て重大な要因となり、本発明が解決しようとする課題は
出銑口煉瓦に於いて、現状のハイアルミナ質煉瓦に比べ
て出銑時の浸食速度を遅くすることである。
り数カ月で交換されている。以上述べてきた様に、出銑
口煉瓦の浸食状況の善し悪しが、高炉操業の安定にとっ
て重大な要因となり、本発明が解決しようとする課題は
出銑口煉瓦に於いて、現状のハイアルミナ質煉瓦に比べ
て出銑時の浸食速度を遅くすることである。
【００１２】
【課題を解決するための手段】高炉の炉体鉄皮に固設さ
れた出銑口金物内に煉瓦を構成して成る高炉の出銑口煉
瓦構造に於いて、前記の従来技術の問題点を解決するた
めに以下の技術的手段を用いる。すなわち、溶銑および
スラグの流出口を形成する軸中央部の耐火煉瓦について
は、炭素成分が７０％以上の炭素質煉瓦とする。また、
前記の炭素質煉瓦の外周にはハイアルミナ煉瓦を配設す
る。
れた出銑口金物内に煉瓦を構成して成る高炉の出銑口煉
瓦構造に於いて、前記の従来技術の問題点を解決するた
めに以下の技術的手段を用いる。すなわち、溶銑および
スラグの流出口を形成する軸中央部の耐火煉瓦について
は、炭素成分が７０％以上の炭素質煉瓦とする。また、
前記の炭素質煉瓦の外周にはハイアルミナ煉瓦を配設す
る。
【００１３】
【作用】本発明の出銑口では軸中央部に炭素質煉瓦を使
用した事により、ハイアルミナ質の煉瓦を用いる場合に
比べ、火入れ直後や出銑末期のスラグ成分が多い操業下
に於ける出銑口の浸食が少ない。炭素質煉瓦とハイアル
ミナ質煉瓦との耐溶銑性と耐スラグ性の比較を図１０に
示す。図１０に於いて比較した煉瓦材質を表２に示す
が、ハイアルミナ質煉瓦の材質例としてはＨ３１、炭素
質煉瓦の材質例としては２ＲＧの材質特性を示す。耐溶
銑性として、同一条件下での溶銑に対する損耗量の比較
を図１０（ａ）に、また、耐スラグ性としても同様にス
ラグに対する損耗量の比較を図１０（ｂ）に、耐酸化性
の比較を図１０（ｃ）に示す。
用した事により、ハイアルミナ質の煉瓦を用いる場合に
比べ、火入れ直後や出銑末期のスラグ成分が多い操業下
に於ける出銑口の浸食が少ない。炭素質煉瓦とハイアル
ミナ質煉瓦との耐溶銑性と耐スラグ性の比較を図１０に
示す。図１０に於いて比較した煉瓦材質を表２に示す
が、ハイアルミナ質煉瓦の材質例としてはＨ３１、炭素
質煉瓦の材質例としては２ＲＧの材質特性を示す。耐溶
銑性として、同一条件下での溶銑に対する損耗量の比較
を図１０（ａ）に、また、耐スラグ性としても同様にス
ラグに対する損耗量の比較を図１０（ｂ）に、耐酸化性
の比較を図１０（ｃ）に示す。
【００１４】
【表２】
【００１５】図１０（ａ）では煉瓦のテストピースに１
５５０℃の溶銑を１０分間接触させる条件下での各煉瓦
の重量損耗量を同一基準値に対しての割合として比較し
ている。結果として、耐溶銑性は２ＲＧがＨ３１に対し
て優れている。図１０（ｂ）では煉瓦のテストピースに
１５５０℃のスラグを４５分間接触させる条件下での各
煉瓦の重量損耗量割合を比較しているが、Ｈ３１の損耗
量を１００％とした場合、２ＲＧの損耗量は６％であ
る。次に図１０（ｃ）では煉瓦のテストピースに１５５
０℃の高温酸素雰囲気で酸化テストを行い、各煉瓦の重
量変化率を比較している。出銑口内の煉瓦材質は従来は
ステーブクーラーや冷却盤からの漏水による酸化問題が
懸念され、耐スラグ性が悪くとも炭素質耐火物を使用せ
ずハイアルミナ質耐火物を使用するのが一般的な考えで
あった。
５５０℃の溶銑を１０分間接触させる条件下での各煉瓦
の重量損耗量を同一基準値に対しての割合として比較し
ている。結果として、耐溶銑性は２ＲＧがＨ３１に対し
て優れている。図１０（ｂ）では煉瓦のテストピースに
１５５０℃のスラグを４５分間接触させる条件下での各
煉瓦の重量損耗量割合を比較しているが、Ｈ３１の損耗
量を１００％とした場合、２ＲＧの損耗量は６％であ
る。次に図１０（ｃ）では煉瓦のテストピースに１５５
０℃の高温酸素雰囲気で酸化テストを行い、各煉瓦の重
量変化率を比較している。出銑口内の煉瓦材質は従来は
ステーブクーラーや冷却盤からの漏水による酸化問題が
懸念され、耐スラグ性が悪くとも炭素質耐火物を使用せ
ずハイアルミナ質耐火物を使用するのが一般的な考えで
あった。
【００１６】図１１に炭素系煉瓦温度と酸化速度の関係
の一例を示す。酸化速度は酸性ガスで酸化される時の単
位面積、単位時間当たりの酸化重量で示され、その値は
雰囲気温度に依存した酸化過程の違いにより左右され
る。また、この酸化過程とは次の３段階に分かれる。 ・段階（１）：酸化反応速度が酸素の拡散速度より小さ
い温度域での低温型酸化・・・・・・（〜７００℃） ・段階（２）：酸化反応速度が酸素の拡散速度に律速さ
れる温度域での酸化・・・（７００〜１２００℃） ・段階（３）：高温領域でＣ＋Ｏ2 ＝ＣＯ2 以外の反応
が盛んになる温度域での酸化・・（１２００℃〜）
の一例を示す。酸化速度は酸性ガスで酸化される時の単
位面積、単位時間当たりの酸化重量で示され、その値は
雰囲気温度に依存した酸化過程の違いにより左右され
る。また、この酸化過程とは次の３段階に分かれる。 ・段階（１）：酸化反応速度が酸素の拡散速度より小さ
い温度域での低温型酸化・・・・・・（〜７００℃） ・段階（２）：酸化反応速度が酸素の拡散速度に律速さ
れる温度域での酸化・・・（７００〜１２００℃） ・段階（３）：高温領域でＣ＋Ｏ2 ＝ＣＯ2 以外の反応
が盛んになる温度域での酸化・・（１２００℃〜）
【００１７】しかしながら、漏水による炭素系煉瓦の酸
化については、ステーブ技術の発達によって漏水の発生
率は極めて少ない事および煉瓦補修時の外気による炭素
系煉瓦の酸化に対しても炭素質煉瓦の表面温度は２００
℃以下であり、酸化速度の低い温度域である事がわかっ
ており酸化の危険性は極めて少ないといえる。さらに、
出銑口煉瓦の耐久性能の向上を考えてみると、図１０
（ａ）、図１０（ｂ）によりハイアルミナ質煉瓦の耐ス
ラグ性が極端に損耗量が大きく、出銑口煉瓦の寿命律速
となる事が理解できる。従って、本発明では、ハイアル
ミナ系煉瓦よりも耐スラグ性に優れた煉瓦を出銑口煉瓦
の軸中央部に使用する事により、出銑時の煉瓦浸食速度
を遅くする事が出来る。
化については、ステーブ技術の発達によって漏水の発生
率は極めて少ない事および煉瓦補修時の外気による炭素
系煉瓦の酸化に対しても炭素質煉瓦の表面温度は２００
℃以下であり、酸化速度の低い温度域である事がわかっ
ており酸化の危険性は極めて少ないといえる。さらに、
出銑口煉瓦の耐久性能の向上を考えてみると、図１０
（ａ）、図１０（ｂ）によりハイアルミナ質煉瓦の耐ス
ラグ性が極端に損耗量が大きく、出銑口煉瓦の寿命律速
となる事が理解できる。従って、本発明では、ハイアル
ミナ系煉瓦よりも耐スラグ性に優れた煉瓦を出銑口煉瓦
の軸中央部に使用する事により、出銑時の煉瓦浸食速度
を遅くする事が出来る。
【００１８】耐火物の熱伝導性については表２に記載し
ている様に、炭素質煉瓦はアルミナ質煉瓦に比べて熱伝
導率が非常に高く、結果として出銑時に於ける出銑口金
物の温度が高まる事になるが、出銑口の軸中央部に設置
した炭素質煉瓦の周囲に熱伝導率の小さいハイアルミナ
煉瓦を配設して２重構造とする事で出銑口煉瓦構造全体
としての熱伝導性が低くなり、出銑口金物の温度上昇を
抑制できる。
ている様に、炭素質煉瓦はアルミナ質煉瓦に比べて熱伝
導率が非常に高く、結果として出銑時に於ける出銑口金
物の温度が高まる事になるが、出銑口の軸中央部に設置
した炭素質煉瓦の周囲に熱伝導率の小さいハイアルミナ
煉瓦を配設して２重構造とする事で出銑口煉瓦構造全体
としての熱伝導性が低くなり、出銑口金物の温度上昇を
抑制できる。
【００１９】
【実施例】以下、図面に示す実施例に基づいて本発明を
説明する。図１（ａ）は本発明の出銑口煉瓦構造を示す
出銑口付近の縦断面図である。また、図１（ｂ）は図１
（ａ）に於いて出銑口内煉瓦をＡ−Ａ方向に切断した断
面図を示す。ここで、１は炉体鉄皮であり、炉内面に冷
却設備であるステーブクーラー２をボルトにて固定して
いる。出銑口金物３は炉体鉄皮１に溶接により固設され
ている。出銑口煉瓦は水平方向に２層の煉瓦として後列
煉瓦２２と前列煉瓦２３とで構成され、さらに図示しな
いマッドガンとの取り合い上、スタンプ材８が施工され
ている。前後列の煉瓦２２と２３はともに軸中央部の煉
瓦５が炭素質、その周囲の煉瓦６がハイアルミナ質で構
成されている。また、出銑口外周煉瓦６の外面と出銑口
金物３の内面は直接接触してガスシールを行っている。
説明する。図１（ａ）は本発明の出銑口煉瓦構造を示す
出銑口付近の縦断面図である。また、図１（ｂ）は図１
（ａ）に於いて出銑口内煉瓦をＡ−Ａ方向に切断した断
面図を示す。ここで、１は炉体鉄皮であり、炉内面に冷
却設備であるステーブクーラー２をボルトにて固定して
いる。出銑口金物３は炉体鉄皮１に溶接により固設され
ている。出銑口煉瓦は水平方向に２層の煉瓦として後列
煉瓦２２と前列煉瓦２３とで構成され、さらに図示しな
いマッドガンとの取り合い上、スタンプ材８が施工され
ている。前後列の煉瓦２２と２３はともに軸中央部の煉
瓦５が炭素質、その周囲の煉瓦６がハイアルミナ質で構
成されている。また、出銑口外周煉瓦６の外面と出銑口
金物３の内面は直接接触してガスシールを行っている。
【００２０】ここで、軸中央部に用いる炭素質耐火物の
材質は炭素成分が８５％以上で、耐スラグ性に優れた性
質のものとする。また、使用した炭素質煉瓦の熱伝導率
は１８Ｋｃａｌ／ｍ・ｈ・℃であり、その周囲に施工す
るハイアルミナ煉瓦の材質はアルミナ質が５０％以上の
ものを採用した。この場合、熱伝導率は１．５Ｋｃａｌ
／ｍ・ｈ・℃程度と低く、出銑時における出銑口金物温
度の上昇を抑制する。図１２、図１３に出銑口煉瓦に炭
素質煉瓦を使用した場合とハイアルミナ煉瓦を使用した
場合との出銑口金物の比較を示す。
材質は炭素成分が８５％以上で、耐スラグ性に優れた性
質のものとする。また、使用した炭素質煉瓦の熱伝導率
は１８Ｋｃａｌ／ｍ・ｈ・℃であり、その周囲に施工す
るハイアルミナ煉瓦の材質はアルミナ質が５０％以上の
ものを採用した。この場合、熱伝導率は１．５Ｋｃａｌ
／ｍ・ｈ・℃程度と低く、出銑時における出銑口金物温
度の上昇を抑制する。図１２、図１３に出銑口煉瓦に炭
素質煉瓦を使用した場合とハイアルミナ煉瓦を使用した
場合との出銑口金物の比較を示す。
【００２１】図１２は出銑口金物内の煉瓦材質構成の違
いを示し、ＴＹＰＥ−Ａは出銑口金物内の煉瓦材質を全
てハイアルミナ煉瓦とした従来構成、ＴＹＰＥ−Ｂは出
銑金物内の煉瓦材質を全て炭素質煉瓦とした構成、ＴＹ
ＰＥ−Ｃは出銑口軸中央部煉瓦材質を炭素質煉瓦とし、
その周辺をハイアルミナ煉瓦とした本発明の構成であ
る。また、図中の寸法Ｌは出銑口煉瓦が出銑中に損耗し
た際の煉瓦の残存厚さであり、出銑口金物の温度は煉瓦
残存厚さＬの影響を受ける。図１３に各ＴＹＰＥに於け
る煉瓦残厚Ｌと出銑口金物と炉体鉄皮とつなぎ部の温度
ｔの計算結果との関係を示す。但し、計算前提は出銑口
金物の外面は自然空冷とする。この結果より、出銑金物
内の煉瓦材質を全て炭素質煉瓦としたＴＹＰＥ−Ｂでの
出銑口金物温度は従来のＴＹＰＥ−Ａに比べて約２倍と
なるのに対して、本発明のＴＹＰＥ−Ｃの金物温度はＴ
ＹＰＥ−Ａに比べて約１〜２割の温度上昇に抑えられ
る。
いを示し、ＴＹＰＥ−Ａは出銑口金物内の煉瓦材質を全
てハイアルミナ煉瓦とした従来構成、ＴＹＰＥ−Ｂは出
銑金物内の煉瓦材質を全て炭素質煉瓦とした構成、ＴＹ
ＰＥ−Ｃは出銑口軸中央部煉瓦材質を炭素質煉瓦とし、
その周辺をハイアルミナ煉瓦とした本発明の構成であ
る。また、図中の寸法Ｌは出銑口煉瓦が出銑中に損耗し
た際の煉瓦の残存厚さであり、出銑口金物の温度は煉瓦
残存厚さＬの影響を受ける。図１３に各ＴＹＰＥに於け
る煉瓦残厚Ｌと出銑口金物と炉体鉄皮とつなぎ部の温度
ｔの計算結果との関係を示す。但し、計算前提は出銑口
金物の外面は自然空冷とする。この結果より、出銑金物
内の煉瓦材質を全て炭素質煉瓦としたＴＹＰＥ−Ｂでの
出銑口金物温度は従来のＴＹＰＥ−Ａに比べて約２倍と
なるのに対して、本発明のＴＹＰＥ−Ｃの金物温度はＴ
ＹＰＥ−Ａに比べて約１〜２割の温度上昇に抑えられ
る。
【００２２】次に、図１（ｂ）の断面図に於いては、出
銑用の孔１８の周囲の煉瓦材質は炭素質煉瓦５があり、
その周囲にはハイアルミナ煉瓦６が施工されている。
尚、別の実施例を図２（ａ）、及び図２（ａ）で出銑口
廻りの縦断面図に於いて出銑口煉瓦Ｂ−Ｂ方向に切断し
た断面図を図２（ｂ）に示すが、出銑口内ハイアルミナ
煉瓦６の周囲に於いて出銑口金物３との間に不定形耐火
物７を施工してガスシールする構造である。
銑用の孔１８の周囲の煉瓦材質は炭素質煉瓦５があり、
その周囲にはハイアルミナ煉瓦６が施工されている。
尚、別の実施例を図２（ａ）、及び図２（ａ）で出銑口
廻りの縦断面図に於いて出銑口煉瓦Ｂ−Ｂ方向に切断し
た断面図を図２（ｂ）に示すが、出銑口内ハイアルミナ
煉瓦６の周囲に於いて出銑口金物３との間に不定形耐火
物７を施工してガスシールする構造である。
【００２３】
【表３】
【００２４】また、表３に本発明の煉瓦構成を使用した
Ａ高炉の実施例と、従来煉瓦構成であるＢ高炉との操業
比較を示す。表３に於いて、本発明の構造であるＡ高炉
では従来例のＢ高炉に比べて１回当たりの出銑時間が長
い為、出銑回数も少なく、煉瓦の損傷が少ない為、１回
当たりに使用するマッド充填量も少ない。また、出銑口
の孔形状とその周囲の煉瓦の異常損傷か少なくなる為、
孔切れや酸素開孔等のトラブルの発生率も減少する。
Ａ高炉の実施例と、従来煉瓦構成であるＢ高炉との操業
比較を示す。表３に於いて、本発明の構造であるＡ高炉
では従来例のＢ高炉に比べて１回当たりの出銑時間が長
い為、出銑回数も少なく、煉瓦の損傷が少ない為、１回
当たりに使用するマッド充填量も少ない。また、出銑口
の孔形状とその周囲の煉瓦の異常損傷か少なくなる為、
孔切れや酸素開孔等のトラブルの発生率も減少する。
【００２５】
（１）本発明の出銑口では軸中央部の煉瓦材質に炭素系
煉瓦を使用した事により、火入れ直後や出銑末期のスラ
グ成分か多い操業下に於いても出銑口開孔部の浸食速度
が遅くなり、長時間の出銑が可能となる。 （２）出銑中に出銑口内耐火物の異常浸食が減少するた
め、ガスリークによる吹き荒れがなくなり、常に安定し
た操業が行える。 （３）出銑口の軸中央煉瓦の周囲に熱伝導率の小さいハ
イアルミナ煉瓦を使用する事により、出銑口金物温度の
上昇を抑制でき、長時間出銑を安定して実行できる。
尚、出銑口金物の外周を強制空冷すれば、温度上昇の抑
制効果はさらに上がる。 （４）出銑口金物内の煉瓦は、損耗程度に応じて従来は
１〜２年に１回の取り替え補修を必要としたが、本発明
の煉瓦構成であれば、煉瓦の損耗速度の減少により、煉
瓦の取り替え補修頻度が少なくなる。 （５）出銑口金物内の出銑孔径の拡大量が少ない為、出
銑口閉塞時に必要なマッド量が少なくて良い。 （６）出銑口煉瓦の浸食が遅くなる事による長時間出銑
によって１日の出銑回数が減少し、出銑口の開孔及び閉
塞用資材（金棒、錐、マッド）の使用量を削減できる。
煉瓦を使用した事により、火入れ直後や出銑末期のスラ
グ成分か多い操業下に於いても出銑口開孔部の浸食速度
が遅くなり、長時間の出銑が可能となる。 （２）出銑中に出銑口内耐火物の異常浸食が減少するた
め、ガスリークによる吹き荒れがなくなり、常に安定し
た操業が行える。 （３）出銑口の軸中央煉瓦の周囲に熱伝導率の小さいハ
イアルミナ煉瓦を使用する事により、出銑口金物温度の
上昇を抑制でき、長時間出銑を安定して実行できる。
尚、出銑口金物の外周を強制空冷すれば、温度上昇の抑
制効果はさらに上がる。 （４）出銑口金物内の煉瓦は、損耗程度に応じて従来は
１〜２年に１回の取り替え補修を必要としたが、本発明
の煉瓦構成であれば、煉瓦の損耗速度の減少により、煉
瓦の取り替え補修頻度が少なくなる。 （５）出銑口金物内の出銑孔径の拡大量が少ない為、出
銑口閉塞時に必要なマッド量が少なくて良い。 （６）出銑口煉瓦の浸食が遅くなる事による長時間出銑
によって１日の出銑回数が減少し、出銑口の開孔及び閉
塞用資材（金棒、錐、マッド）の使用量を削減できる。
【図１】図１（ａ）は本発明における出銑口耐火物構造
の縦断面図、図（ｂ）は図（ａ）をＡ−Ａ断面で切った
出銑口内煉瓦の部分断面図。
の縦断面図、図（ｂ）は図（ａ）をＡ−Ａ断面で切った
出銑口内煉瓦の部分断面図。
【図２】図２（ａ）は本発明における別実施例の出銑口
耐火物構造の縦断面図、図２（ｂ）は図２（ａ）をＢ−
Ｂで切った出銑口内煉瓦の部分断面図。
耐火物構造の縦断面図、図２（ｂ）は図２（ａ）をＢ−
Ｂで切った出銑口内煉瓦の部分断面図。
【図３】従来の出銑口廻りの耐火物の縦断面図。
【図４】従来の出銑口廻りの耐火物の縦断面図。
【図５】従来の出銑口廻りの耐火物の縦断面図。
【図６】従来の出銑口廻りの耐火物の縦断面図。
【図７】従来の出銑口廻りの耐火物の縦断面図。
【図８】従来出銑口での煉瓦損耗状態図。
【図９】従来出銑口での煉瓦損耗状態図。
【図１０】炭素系煉瓦における煉瓦温度と酸化速度の関
係図。
係図。
【図１１】ハイアルミナ質煉瓦と炭素質煉瓦の性能比較
を示す図。
を示す図。
【図１２】出銑口金物内の煉瓦構成の違いによる各ＴＹ
ＰＥを示す図。
ＰＥを示す図。
【図１３】各ＴＹＰＥに於ける出銑口金物の温度を示す
図。
図。
１ 炉体鉄皮 ２ ステーブクーラー ３ 出銑口金物枠 ４ 大型炭素質煉瓦 ５ 炭素質煉瓦（出銑口金物枠内） ６ ハイアルミナ質煉瓦 ７ 不定形耐火物（キャスタブル） ８ スタンプ材 ９ 炉内スタンプ材 １０ ガスシール層 １１ 不定形耐火物層 １２ 出銑孔 １３ ハウジング １４ 大型耐火煉瓦 １５ ハイアルミナ煉瓦の浸食 １６ 炉内ガスの流出経路 １７ マッド材 １８ 出銑用の孔 １９ 溶銑及びスラグの放出部 ２０ 炉底マンテル ２１ マッドガン ２２ 出銑口内後列煉瓦 ２３ 出銑口内前列煉瓦
フロントページの続き (58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名) C21B 7/14 301 F27D 3/14
Claims (1)
- 【請求項１】 高炉の炉体鉄皮に固設された出銑口金物
内に煉瓦を構成して成る高炉の出銑口煉瓦構造に於い
て、溶銑およびスラグの流出口を形成する軸中央部の耐
火煉瓦に、炭素成分が７０％以上の炭素質煉瓦を用い、
前記の出銑口金物内で炭素質煉瓦の外周にはハイアルミ
ナ質煉瓦を配設してなることを特徴とする高炉の出銑口
煉瓦構造。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP6106291A JP3007264B2 (ja) | 1994-04-22 | 1994-04-22 | 高炉の出銑口煉瓦構造 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP6106291A JP3007264B2 (ja) | 1994-04-22 | 1994-04-22 | 高炉の出銑口煉瓦構造 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH07292403A JPH07292403A (ja) | 1995-11-07 |
| JP3007264B2 true JP3007264B2 (ja) | 2000-02-07 |
Family
ID=14429957
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP6106291A Expired - Fee Related JP3007264B2 (ja) | 1994-04-22 | 1994-04-22 | 高炉の出銑口煉瓦構造 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3007264B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2011530011A (ja) * | 2008-08-07 | 2011-12-15 | ティーエムティー タッピング−メジャリング−テクノロジー ゲゼルシャフトミット ベシュレンクテル ハフツング | 例えば溶鉱炉および溶解炉などの冶金の容器から鉄溶融物および金属溶融物並びに溶融スラグを排出するための湯出しチャンネル |
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|---|---|---|---|---|
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| CN102944118B (zh) * | 2012-11-14 | 2014-12-10 | 云南建水锰矿有限责任公司 | 矿热炉开炉眼的方法 |
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| CN104342531B (zh) * | 2014-04-30 | 2016-04-27 | 山西太钢不锈钢股份有限公司 | 一种富氧竖炉出铁口 |
-
1994
- 1994-04-22 JP JP6106291A patent/JP3007264B2/ja not_active Expired - Fee Related
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|---|---|---|---|---|
| JP2011530011A (ja) * | 2008-08-07 | 2011-12-15 | ティーエムティー タッピング−メジャリング−テクノロジー ゲゼルシャフトミット ベシュレンクテル ハフツング | 例えば溶鉱炉および溶解炉などの冶金の容器から鉄溶融物および金属溶融物並びに溶融スラグを排出するための湯出しチャンネル |
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| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH07292403A (ja) | 1995-11-07 |
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