JP5920205B2

JP5920205B2 - 製鉄用容器の耐火物ライニング構造

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Publication number: JP5920205B2
Application number: JP2012282760A
Authority: JP
Inventors: 雄太日野; 清田　禎公; 禎公清田
Original assignee: JFE Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 2011-12-26
Filing date: 2012-12-26
Publication date: 2016-05-18
Anticipated expiration: 2032-12-26
Also published as: JP2013152069A

Description

本発明は、製鉄用容器の耐火物ライニング構造に関する。

一般的に、製鉄プロセスにおいて、高炉で溶製されて高炉から出湯される溶銑は、トピードカーや溶銑鍋などの容器で受銑され、次工程である製鋼工程へと搬送される。製鋼工程では、転炉または電気炉での精錬によって溶銑から溶製された溶鋼が、取鍋などの容器に出湯され、二次精錬工程や連続鋳造工程などの次工程へと搬送される。
以下では、溶銑または溶鋼（以下、まとめて「溶鉄」ともいう）を保持し、保持した溶銑または溶鋼を搬送するまたは精錬するための容器を、転炉を含めて、まとめて「製鉄用容器」と称する。
製鉄用容器は、一般的に、稼働面（溶鉄との接触面）側から順に、ワーク耐火物層、永久耐火物層および鉄皮の３層で構成されるライニング構造を有する。なお、ワーク耐火物層を構成する耐火物は、ワーク耐火物（またはワーク煉瓦）とも呼ばれる。

このような製鉄用容器の耐火物ライニング構造として、例えば、特許文献１には、「…製鉄用容器の外側から、鉄皮、永久耐火物層、ワーク耐火物層をこの順に有し、前記ワーク耐火物層は、熱伝導率が１２Ｗ／（ｍ・Ｋ）以下の成形煉瓦または不定形耐火物で構成されていて、高炉にて受銑した溶銑を払出した後の空の製鉄用容器の上端部開口部から、払出し後の１時間の間に外部へ放出する平均熱流束が１８ｋＷ／ｍ²以下であることを特徴とする、製鉄用容器の耐火物ライニング構造。」が開示されている。

特開２０１１−１４５０５６号公報

溶銑鍋やトピードカーなどの製鉄用容器においては、高炉で溶銑を受銑して保持し、この溶銑を搬送した後、転炉等に払い出し、その後、再び高炉に戻るという工程が繰り返し実施される。
すなわち、製鉄用容器においては、高温の溶鉄の受け入れと払い出しとが繰り返して実施されるため、製鉄用容器に内張りされたワーク耐火物への熱負荷が周期的に変化する。
そのため、ワーク耐火物には、熱応力が発生し、しかも、それが周期的に変動することにより、割れや剥離（これらを「熱スポーリング」ともいう）が生じ、製鉄用容器の耐用回数を低下させる。

本発明者らは、特許文献１に開示された耐火物ライニング構造について検討を行なった。その結果、定常的な操業条件とは異なる非定常的な操業条件下でワーク耐火物に大きな熱負荷がかかる場合（例えば、高温出銑する場合；高Ｓｉ溶銑の脱珪処理により脱珪反応熱等が生じる場合；等）には、製鉄用容器の耐用回数が不十分となる場合があることが明らかとなった。

本発明は、以上の点を鑑みてなされたものであり、いかなる操業条件であっても耐用回数に優れる製鉄用容器の耐火物ライニング構造を提供することを目的とする。

本発明者らは、上記目的を達成するため鋭意研究を行なった。その結果、ワーク耐火物層を構成するワーク耐火物として特定の定形煉瓦を用いることで、繰り返しの熱サイクルにより発生する割れや剥離を抑制できることを見出し、本発明を完成させた。

すなわち、本発明は、以下の（１）〜（３）を提供する。
（１）溶鉄を保持するための製鉄用容器の耐火物ライニング構造であって、上記製鉄用容器の外側から順に、鉄皮、永久耐火物層およびワーク耐火物層を有し、上記ワーク耐火物層を構成するワーク耐火物の少なくとも一部が、Ａｌ_２Ｏ_３、ＳｉＣおよびＭｇＯからなる群から選ばれる少なくとも１種と、黒鉛とを含有する定形煉瓦であり、上記黒鉛が、鱗状黒鉛および膨張化黒鉛を含み、上記黒鉛における上記膨張化黒鉛の量が、１２〜２５質量％である、製鉄用容器の耐火物ライニング構造。

（２）上記ワーク耐火物における上記黒鉛の量が、６〜１２質量％である、上記（１）に記載の製鉄用容器の耐火物ライニング構造。
（３）上記鉄皮と上記永久耐火物層との間に断熱材を有する、上記（１）または（２）に記載の製鉄用容器の耐火物ライニング構造。

本発明によれば、いかなる操業条件であっても耐用回数に優れる製鉄用容器の耐火物ライニング構造を提供することができる。

圧縮応力を繰り返して負荷させる試験の概要を示し、（ａ）は試験を概略的に示す模式図であり、（ｂ）は繰り返し圧縮荷重の載荷パターンを示すグラフである。破壊までの載荷回数と作用上限応力比との関係を示すグラフである。膨張化黒鉛の置換率と見かけ気孔率との関係を示すグラフである。膨張化黒鉛の置換率とかさ比重との関係を示すグラフである。膨張化黒鉛の置換率と動的弾性率との関係を示すグラフである。膨張化黒鉛の置換率ごとの破壊までの載荷回数と作用上限応力比との関係を示すグラフである。膨張化黒鉛の置換率と材料定数ｎとの関係を示すグラフである。断熱材を鉄皮と永久耐火物層との間に施工した場合において、稼働面からの距離と温度との関係を示すグラフである。一般的な断熱材の熱伝導率の温度依存性を示すグラフである。稼働面とワーク耐火物層の背面との温度差を示すグラフである。本発明に係る耐火物ライニング構造を有する溶銑鍋の一例を概略的に示す模式図である。膨張化黒鉛の置換率と繰り返し応力負荷後の回転侵食試験による溶損指数との関係を示すグラフである。

以下、本発明を詳細に説明する。本発明に係る耐火物ライニング構造は、概略的には、溶銑鍋、トピードカー、転炉などの溶鉄を保持するための製鉄用容器の耐火物ライニング構造であって、製鉄用容器の外側から順に、鉄皮、永久耐火物層およびワーク耐火物層を有する。
鉄皮とは、製鉄用容器の最外層として、耐火物を支持する鋼鉄製の構造物である。

永久耐火物層とは、後述するワーク耐火物層（の一部）がすでに損傷したり、抜け落ちたりしたときでも、溶銑が漏洩しないよう、安全を確保するために施工される煉瓦層であり、セーフティライニングとも呼ばれる。永久耐火物層は、成形煉瓦（定形耐火物）または不定形耐火物で構成され、成形煉瓦で構成されるときには、永久煉瓦層とも呼ばれる。永久耐火物層を構成する耐火物は、永久耐火物または永久煉瓦と呼ばれる。永久耐火物としては、例えば、ろう石煉瓦が用いられる。

ワーク耐火物層とは、高温の溶銑に直接接する耐火物層である。ワーク耐火物層も、成形煉瓦（定形耐火物）または不定形耐火物で構成され、成形煉瓦で構成されるときには、ワーク煉瓦層とも呼ばれる。

ワーク耐火物層を構成する耐火物は、ワーク耐火物またはワーク煉瓦と呼ばれる。本発明において、ワーク耐火物の少なくとも一部として、Ａｌ_２Ｏ_３、ＳｉＣおよびＭｇＯからなる群から選ばれる少なくとも１種と、黒鉛とを含有する定形煉瓦（以下、単に「定形煉瓦」ともいう）が用いられ、このような定形煉瓦としては、例えば、Ａｌ_２Ｏ_３−ＳｉＣ−Ｃ煉瓦、ＭｇＯ−Ｃ煉瓦、Ａｌ_２Ｏ_３−Ｃ煉瓦、Ａｌ_２Ｏ_３−ＳｉＣ煉瓦などが挙げられる。

次に、図１１に基いて溶銑鍋への適用例を説明するが、これに限定されることはなく、例えば、トピードカーや転炉などの製鉄用容器にも適用できることはいうまでもない。

図１１は、本発明に係る耐火物ライニング構造を有する溶銑鍋の一例を概略的に示す模式図である。製鉄用容器としての溶銑鍋１の耐火物ライニング構造は、外側から順に、鉄皮２、永久耐火物層３およびワーク耐火物層４を有する構造であり、鉄皮２と永久耐火物層３との間には、後に詳述する断熱材５が施工されている。

図１１に示すように、永久耐火物層３は、２層（炉底部では３層）の永久耐火物３ａで構成され、永久耐火物３ａとしては、例えば、ろう石煉瓦が使用されている。

また、ワーク耐火物層４は、溶銑１１との接触面（稼働面）を形成する層であり、ワーク耐火物４ａで構成され、目地材としてモルタル６が用いられている。ワーク耐火物４ａとしては、上述した定形煉瓦が使用されている。
なお、以下では、ワーク耐火物層４の厚さとワーク耐火物４ａの厚さとを同義として扱うものとする。

図１１に示す溶銑鍋１においては、まず、高炉で溶銑１１を受銑し、脱珪処理、脱硫処理、脱りん処理などの溶銑予備処理が実施された後、転炉または溶銑装入鍋（「転炉装入鍋」ともいう）に溶銑１１を払い出し、空鍋になった状態で再び高炉に戻るという工程が繰り返し実施される。

このときの製鉄用容器（溶銑鍋１）内の温度変化を概説すると、溶銑の受銑から払い出しまでにかけて温度は上昇し、空鍋時には温度は低下する。このような繰り返しの熱負荷を続けると、施工された耐火物（特にワーク耐火物）に発生する熱応力も、それに応じて変動する。この熱応力によってワーク耐火物内に亀裂が発生し、ワーク耐火物の溶損助長や疲労破壊が発生する。すなわち、製鉄用容器の耐用回数が低減する。

なお、ワーク耐火物として施工された定形煉瓦は、通常、圧縮応力によって破壊される。仮に、引張応力が働く条件になっても定形煉瓦間には目地材が存在するため（図１１参照）、個々の定形煉瓦には破壊に至るような引張応力は負荷されない。

そこで、本発明者らは、繰り返し熱応力が変動して製鉄用容器のワーク耐火物が破壊に至る現象を模擬するために、ワーク耐火物に長期間に渡って周期的な力を直接的に負荷させる試験を行い、このときのワーク耐火物の破壊について調査した。
具体的には、ワーク耐火物として溶銑鍋で一般的に使用されているＡｌ_２Ｏ_３−ＳｉＣ−Ｃ煉瓦（以下「ＡＳＣ煉瓦」ともいう）のサンプルＳについて、図１に示すように、圧縮応力を繰り返して負荷させたときの破壊までの載荷回数を調査した。結果を図２に示す。

図１は、圧縮応力を繰り返して負荷させる試験の概要を示し、（ａ）は試験を概略的に示す模式図であり、（ｂ）は繰り返し圧縮荷重の載荷パターンを示すグラフである。
図２は、破壊までの載荷回数と作用上限応力比との関係を示すグラフである。なお、図２において、グラフの縦軸（作用上限応力比）は、ＡＳＣ煉瓦の圧縮強度σ_Ｃ（単位：ＭＰａ）に対する、試験で繰り返し負荷した圧縮応力値の割合（単位：％）を示す。
図２に示すように、負荷した圧縮応力値が小さくなるほど、ＡＳＣ煉瓦が破壊するまでの載荷回数は増大することが分かった。負荷する圧縮応力値がＡＳＣ煉瓦の圧縮強度σ_Ｃと同じ場合には、１回の負荷でＡＳＣ煉瓦は破壊される。

このとき、本発明者らは、ワーク耐火物（定形煉瓦）に含まれる黒鉛に着目した。通常、ＡＳＣ煉瓦においては、鱗状黒鉛が一般的に使用されているが、この鱗状黒鉛よりも弾力性に富む膨張化黒鉛を採用することで、圧縮応力を吸収し、繰り返し熱応力に伴う亀裂や割れの発生を抑止することが可能と考えた。

鱗状黒鉛とは、薄い鱗状の外観形状を有し、一般的な耐火物原料として使用される黒鉛であり、充填性も比較的よい。鱗状黒鉛の形状としては、特に限定されず、例えば、厚さ４〜３００μｍの偏平状のものを使用できる。

膨張化黒鉛とは、硫酸などを用いた化学処理、および、８００℃以上の加熱処理によって、鱗状黒鉛を膨張化させた後、破砕された黒鉛であり、薄肉黒鉛とも呼ばれる。膨張化黒鉛の形状としては、特に限定されず、例えば、厚さ４〜３００μｍ、長さ１０μｍ〜０．１ｍｍ、材質によっては最大１ｍｍ、アスペクト比１．０以上のものを使用できる。

ところで、ワーク耐火物（定形煉瓦）において、含まれる黒鉛の全てを膨張化黒鉛とすると、充填性の低下や物理特性の劣化（気孔率増加、かさ比重低下）を招き、その結果、曲げ強度、圧縮強度などの機械的特性を低下させ、破壊強度が低下しかねない。加えて、このような充填性の低下や物理特性の劣化は、スラグ侵食を助長する問題もある。

そこで、黒鉛のうち、鱗状黒鉛と膨張化黒鉛との配合比を変化させて、部分的に置換することで、従来の鱗状黒鉛が有する充填性、材質特性を変化させずに、動的熱応力疲労の耐用性が向上する手段を検討した。
具体的には、黒鉛の全含有量（ワーク耐火物における量）を一定（７質量％）としたうえで、各種の鱗状黒鉛と膨張化黒鉛との混合割合（以下「置換率」と称する）を変化させたＡＳＣ煉瓦を成形し、このＡＳＣ煉瓦について、材質特性として、見かけ気孔率（単位：％）、かさ比重（単位：ｇ／ｃｍ^３）、および、動的弾性率（単位：ＧＰａ）の変化を調査した。また、上記と同様に圧縮応力を繰り返し負荷させる試験（図１参照）を行い、機械的特性を調査した。なお、置換率は下記式で定義した。
置換率［質量％］＝（膨張化黒鉛配合量［ｋｇ］）／（膨張化黒鉛配合量［ｋｇ］＋鱗状黒鉛配合量［ｋｇ］）×１００

図３は、膨張化黒鉛の置換率と見かけ気孔率との関係を示すグラフである。図４は、膨張化黒鉛の置換率とかさ比重との関係を示すグラフである。図５は、膨張化黒鉛の置換率と動的弾性率との関係を示すグラフである。
図３〜図５に示すように、膨張化黒鉛の置換率が２５質量％までは、見かけ気孔率、かさ比重および動的弾性率は、ほぼ一定に保たれるが、２５質量％を超えると見かけ気孔率は高くなり、かさ比重はおよび動的弾性率は低くなる傾向が見られた。

図６は、膨張化黒鉛の置換率ごとの破壊までの載荷回数と作用上限応力比との関係を示すグラフである。作用上限応力比とは、圧縮破壊強度の値を１００％としたときの、実際に煉瓦に負荷した応力の最大値の圧縮破壊強度に対する比率であり、同一作用上限応力比で比較したときに破壊までの載荷回数が多くなるほど、疲労破壊への耐用性が優れ、疲労寿命が長い煉瓦であるといえる。
図６に示すように、膨張化黒鉛の置換率が高い条件では、同一の作用上限応力比で比較したときの破壊までの載荷回数が小さくなり、疲労寿命が劣位となる傾向が見られた。

図６に示す結果を定量的に表すため、図６に示す結果を下記式の形で整理し、材料定数ｎの値を導出した。材料定数ｎの値が高い材質であるほど、繰り返しの応力負荷に強い耐火物材質であるといわれている。

上記式において、Δσは負荷した最大応力と最小応力との差（単位：ＭＰａ）であり、Ｎは破壊までの載荷回数（単位：回）であり、Ｃは定数である。

図７は、膨張化黒鉛の置換率と材料定数ｎとの関係を示すグラフである。図７に示すグラフから、膨張化黒鉛の置換率が１２〜２５質量％の領域で材料定数ｎの値が増加することが見出された。
つまり、ワーク耐火物として使用されるＡＳＣ煉瓦などの定形煉瓦に含まれる黒鉛の全てを膨張化黒鉛とする必要はなく、１２〜２５質量％の置換率とすることで、充填性や材質特性を維持しつつ、繰り返しの応力負荷に対する耐用性が向上し、この観点から、最適な鱗状黒鉛と膨張化黒鉛との配合比であることが明確になった。

置換率が２５質量％超の場合には、膨張化黒鉛の特性の影響が大きくなるため高気孔率となって（図３、図４参照）、動的弾性率の低下が顕著となり（図５参照）、繰り返しの応力負荷に対する耐用性が著しく低下する。加えて、高気孔率化の結果として、耐食性の劣化が顕著になる（図１２参照）。
図１２は、膨張化黒鉛の置換率と繰り返し応力負荷後の回転侵食試験による溶損指数との関係を示すグラフである。各膨張化黒鉛置換率の試料に対して、作用上限応力比８０％で１００回圧縮応力を負荷した後、ｍａｓｓ％ＣａＯ／ｍａｓｓ％ＳｉＯ_２＝１．０の溶銑予備処理スラグを用いて、１５００℃で４時間回転侵食試験を行い、膨張化黒鉛置換率０％の試料の溶損量（ｍｍ）を１００とする指数で溶損量を比較したものである。
膨張化黒鉛の置換率が２５質量％超では、高気孔率化の結果として、耐食性の劣化が顕著になる一方、置換率が１２質量％未満では、膨張化黒鉛による繰り返し応力負可後の組織劣化を防止する効果が十分に得られず、鱗状黒鉛のみを含有する場合の溶損特性と同等となる。
これに対して、膨張化黒鉛の置換率が１２〜２５質量％であれば、繰り返し応力負可後の組織劣化を抑制する効果が得られることから、その後の侵食試験においても良好な結果が得られる。したがって、充填性や材質特性を低下させずに、ひいては耐食性の低下なしに、繰り返しの応力負荷に対する耐用性を向上させることができる。

また、膨張化黒鉛の置換率が１２〜２５質量％の場合には、気孔率は同等でも、微細な空孔となるため、繰り返し応力負可を負可しない場合においても、製鉄工程で副産物として不可避的に生じるスラグへの耐食性に優れるという効果が得られる。

膨張化黒鉛の置換率は、繰り返しの応力負荷に対する耐用性がより優れるという理由から、１２〜２５質量％が好ましく、１５〜２２質量％がより好ましい。

なお、置換率が上述範囲を満たす限り、様々なアスペクト比、大きさの黒鉛を適用することができ、黒鉛の形状的制約を受けない。黒鉛の形状を限定するとすれば、精製や分級などを要するため、コスト上昇の懸念が生じるが、黒鉛の形状的制約を受けないため、コスト上昇を抑制することができる。

また、ワーク耐火物（定形煉瓦）中の黒鉛（鱗状黒鉛および膨張化黒鉛の合計）の含有量は、６〜１２質量％であるのが好ましく、７〜１１質量％であるのがより好ましい。
黒鉛が多すぎると熱伝導率が大きく上昇する。熱伝導率が上昇すると、製鉄用容器に溶鋼を収容した際に外部へ放出される熱量が増大し、熱ロスが生じ、適切ではない。
一方、黒鉛が少なすぎると、ワーク耐火物の圧縮強度が低下し、熱スポーリングに対する耐性が弱くなる。これは、炭素含有による靱性向上の効果が薄れるためと考えられる。
これに対して、ワーク耐火物中の黒鉛の含有量が上記範囲であれば、熱ロスが低減され、熱スポーリングに対する耐性にもより優れる。

ワーク耐火物としては、断熱性の観点から、なるべく熱伝導率が低いものを使用すべきであり、３０Ｗ／（ｍ・Ｋ）以下とすることが好ましい。熱伝導率が３０Ｗ／（ｍ・Ｋ）以下であれば、後述する断熱材の内面（＝稼働面側の面）の温度が１０００℃を超えることがなく、断熱材の性能が劣化しない。

ワーク耐火物層（ワーク耐火物）の厚さは、１２０ｍｍ以上が好ましい。通常、溶銑鍋は長時間使用され、ワーク耐火物はスポーリング、スラグとの反応により徐々に損傷するが、コスト削減の観点からワーク耐火物の張替えは半年に１回の頻度にとどめたい。長時間使用の損傷によってワーク耐火物層（ワーク耐火物）の厚さが稼働開始から半年後に１／４まで低減した場合でも、最低３０ｍｍの厚さを確保するためには、当初より１２０ｍｍ以上の厚さを確保すべきである。

なお、上記では、ワーク耐火物として、代表的にＡｌ_２Ｏ_３−ＳｉＣ−Ｃ煉瓦を検討対象としたが、例えば、ＭｇＯ−Ｃ煉瓦、Ａｌ_２Ｏ_３−Ｃ煉瓦などの定形煉瓦を使用することができる。

次に、本発明者らは、さらに、断熱材を併用することで、大きな放出熱量の抑制が可能であると考えた。そこで、非定常伝熱計算を用いて、製鉄用容器の熱ロス低減について検討した。

まず、断熱材は、鉄皮と永久耐火物層との間に断熱材を施工するのが好ましく、その厚さは、５ｍｍ以下が好ましい。

さらに、断熱材を鉄皮と永久耐火物層との間に施工した場合において、ワーク耐火物の熱伝導率を１５Ｗ／（ｍ・Ｋ）から１０Ｗ／（ｍ・Ｋ）に低減させた際の各層の温度分布を調査した。なお、ワーク耐火物の熱伝導率は、黒鉛含有量を変化させることで変化させた。結果を図８に示す。

図８は、断熱材を鉄皮と永久耐火物層との間に施工した場合において、稼働面からの距離と温度との関係を示すグラフである。図８に示すように、ワーク耐火物の熱伝導率が１０Ｗ／（ｍ・Ｋ）と低い場合には、断熱材の内側の面（高温側の面）の温度が７０℃も低下することが分かった。

図９は、一般的な断熱材の熱伝導率の温度依存性を示すグラフである。図９に示すように、一般的なボード状またはシート状の断熱材は、温度の上昇とともに熱伝導率が増大する傾向を持つ。したがって、熱伝導率が低いワーク耐火物を用いることで、断熱材による断熱効果をより増大することが可能となる。

次に、膨張化黒鉛の置換率を１２〜２５質量％としたＡＳＣ煉瓦を使用して熱伝導率を１０Ｗ／（ｍ・Ｋ）に低下させ、稼働面とワーク耐火物層の背面（＝永久耐火物層側の面）との温度差（単位：温度）について、鉄皮と永久耐火物層との間に断熱材を施工した場合と、断熱材を施工しなかった場合とを比較した。結果を図１０に示す。

図１０は、稼働面とワーク耐火物層の背面との温度差を示すグラフである。図１０に示すように、断熱材を施工しなかった場合と比べて、断熱材を施工した場合は、温度差（＝稼働面温度−ワーク耐火物層の背面温度）が２５３℃から２１７℃に低下している。

ワーク耐火物層内の温度勾配が急激になると、熱分布に応じた熱応力の大きさの分布もより急激になる。その結果、稼働面付近でより大きな応力が発生して、剥離が生じやすくなる。
図１０に示すように、鉄皮と永久耐火物層との間に断熱材を施工した場合、稼働面とワーク耐火物層の背面との温度差が小さくなるため、それに応じて、発生する熱応力の勾配も緩和される。そのため、割れや剥離の可能性もより低減される。後述の通り、実機では、本発明の煉瓦は、断熱材施工によって、剥離発生するまでのサイクル数が増加し、耐用回数の向上することが新たに確認できた。

本発明に使用される断熱材の材質としては、断熱効果を有する材料であれば特に限定されず、例えば、ＳｉＯ_２系、Ａｌ_２Ｏ_３系など各種材質を使用することができる。
断熱材として、圧縮強度が静鉄圧よりも高いものを使用することが好ましく、例えば、炭化珪素（ＳｉＣ）や酸化チタンなどが添加された断熱材を用いてもよく、ファイバー繊維などを混入させて強度を確保した断熱材を用いてもよい。
もっとも、断熱材の熱伝導率は、放熱量が増大せずに、期待される断熱効果が得られるという理由から、０．１Ｗ／（ｍ・Ｋ）以下が好ましく、０．０２〜０．０８Ｗ／（ｍ・Ｋ）がより好ましい。
なお、市販の断熱材は、１０００℃を超える高温では、熱伝導率の増大および断熱材自身の収縮が起こり得るため、その使用温度は、１０００℃以下にすることが好ましい。
また、断熱材の施工に関しては、耐水性保護シートでカバーする等、断熱材への水分混入を避けるような施工が好ましい。

＜発明例１〜２、比較例１〜２＞
図１１に示すような溶銑鍋（開口部の面積：１７ｍ^２、ヒートサイズ：３００ｔ）において、永久耐火物層およびワーク耐火物層を施工し、一部の例では、鉄皮と永久耐火物層との間に断熱材も施工した。
永久耐火物層を構成する永久耐火物には、ろう石煉瓦を２層（敷き部では３層）使用した。
ワーク耐火物層を構成するワーク耐火物としては、Ａｌ_２Ｏ_３−ＳｉＣ−Ｃ煉瓦（ＡＳＣ煉瓦）を使用し、各例において黒鉛の組成を変化させ、なお、ワーク耐火物層（ワーク耐火物）の厚さは、１８０ｍｍとした。

発明例１では、ワーク耐火物として、鱗状黒鉛および膨張化黒鉛の混合物を合計で７質量％配合したＡＳＣ煉瓦を用い、膨張化黒鉛の置換率を２０質量％とした。断熱材は施工しなかった。
発明例２では、ワーク耐火物として、鱗状黒鉛および膨張化黒鉛の混合物を合計で７質量％配合したＡＳＣ煉瓦を用い、膨張化黒鉛の置換率を２０質量％とした。さらに、鉄皮と永久耐火物層との間に、熱伝導率が０．０５Ｗ／（ｍ・Ｋ）であるシート状の断熱材を厚さ５ｍｍで施工した。
比較例１では、ワーク耐火物として、鱗状黒鉛のみを１５質量％配合したＡＳＣ煉瓦を用いた。断熱材は施工しなかった。
比較例２では、ワーク耐火物として、鱗状黒鉛のみを１２質量％配合したＡＳＣ煉瓦を用いた。さらに、鉄皮と永久耐火物層との間に、熱伝導率が０．０５Ｗ／（ｍ・Ｋ）であるシート状の断熱材を厚さ５ｍｍで施工した。

発明例１〜２および比較例１〜２ともに、高炉で１５００℃の溶銑を受銑し、その後、溶銑を転炉に払い出した後に高炉に戻るというサイクルを、ワーク耐火物に割れ、剥離（以下まとめて「剥離」ともいう）が発生するまで行ない、１回目から炉寿命到達時サイクルまでの平均の受銑〜溶銑払出し間の溶銑温度降下量（単位：℃）、および、剥離発生までのサイクル数（単位：回）を調査した。結果を下記第１表に示す。

上記第１表に示す結果から明らかなように、膨張化黒鉛を用いた発明例１は、比較例１よりも、受銑〜溶銑払出し間の溶銑温度降下量が減少し、熱ロス低減の効果が見られた。
また、発明例１は、比較例１および２よりも、剥離発生までのサイクル数が増加し、耐用回数の向上が見られた。
さらに、膨張化黒鉛を用いたうえに、シート状の断熱材も施工した発明例２については、比較例２のみならず発明例１と比べても、受銑〜溶銑払出し間の溶銑温度降下量がより減少し、剥離発生までのサイクル数も増加して耐用回数がより向上した。

＜発明例３、比較例３＞
次に、非定常的な操業条件下で耐用回数の評価を行った。具体的には、高炉で溶銑を受銑し、その後、溶銑を払い出した後に再び高炉に戻るというサイクルは上記と同様だが、１５５０℃の高温溶銑を受銑し、さらに、溶銑を払い出すまでの間に気体酸素ガス、酸化鉄を用いて、昇熱かつ脱珪処理を行なった。この場合における剥離発生までのサイクル数（単位：回）を調査した。結果を下記第２表に示す。

発明例３では、ワーク耐火物として、鱗状黒鉛および膨張化黒鉛の混合物を合計で７質量％配合したＡＳＣ煉瓦を用い、膨張化黒鉛の置換率を１５質量％とした。
また、比較例３では、ワーク耐火物として、鱗状黒鉛のみを７質量％配合したＡＳＣ煉瓦を用いた。
なお、発明例３および比較例３ともに、断熱材は施工せず、上記以外の施工条件は、それぞれ発明例１および比較例１と同様にした。

上記第２表に示す結果から明らかなように、膨張化黒鉛を用いた発明例３は、比較例３と比べて、非定常的な操業条件下であっても、剥離発生までのサイクル数が増加し、耐用回数の向上が見られた。

１溶銑鍋（製鉄用容器）
２鉄皮
３永久耐火物層
３ａ永久耐火物
４ワーク耐火物層
４ａワーク耐火物
５断熱材
６モルタル
１１溶銑
Ｓサンプル

Claims

溶鉄を保持するための製鉄用容器の耐火物ライニング構造であって、
前記製鉄用容器の外側から順に、鉄皮、永久耐火物層およびワーク耐火物層を有し、
前記ワーク耐火物層を構成するワーク耐火物の少なくとも一部が、Ａｌ_２Ｏ_３、ＳｉＣおよびＭｇＯからなる群から選ばれる少なくとも１種と、黒鉛とを含有する定形煉瓦であり、
前記黒鉛が、鱗状黒鉛および膨張化黒鉛を含み、
前記黒鉛における前記膨張化黒鉛の量が、１２〜２５質量％であり、
前記ワーク耐火物における前記黒鉛の量が、６〜１２質量％である、製鉄用容器の耐火物ライニング構造。
前記鉄皮と前記永久耐火物層との間に断熱材を有する、請求項１に記載の製鉄用容器の耐火物ライニング構造。