JP2010064081A - 注入羽口用耐火物、及び注入羽口用耐火物の製造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】スポーリング亀裂による剥離を低減し、耐用性を向上させた注入羽口用耐火物、及び注入羽口用耐火物の製造方法を提供すること。
【解決手段】溶融金属容器の注入羽口に設けられ、前記溶融金属容器の炉内側面を形成する面１Ａから前記溶融金属容器の鉄皮５に対向する面１Ｂを貫通する孔が形成された注入羽口用耐火物１は、孔２に面する内周材４、及びこの内周材４を囲む外周材３の２層で構成され、内周材４は、アルミナ−マグネシア質不定形耐火物を施工してなり、前記溶融金属の炉内側面を形成する面１Ａの側から見たときに露出する面が、１２００℃における施工体の弾性率が３０ＧＰａ以下とされ、外周材３は、１４００℃における線熱膨張率が前記内周材よりも小さな材料で構成されている。
【選択図】図１

Description

本発明は、注入羽口用耐火物、及び注入羽口用耐火物の製造方法に関する。

従来、取鍋等の溶融金属容器の注入羽口は、不定形耐火物等の流し込み施工により形成される。
例えば、特許文献１には、二重構造を有する羽口構造が提案されているが、ポーラスプラグ羽口への適用を目的として内周を構成する耐火物を耐溶損性に優れるものとして規定している。
また、特許文献２では、周方向の一部をその軸長方向（すなわち、円筒形の半径方向）の全長にわたってＦｅＯに対する耐食性に優れた耐火物の強化部とした注入羽口の構造を提案している。

さらに、特許文献３では、取鍋等の湯当たり部や羽口等にアルミナ−マグネシア質耐火物を用いた技術が提案されている。
また、特許文献４では、湯当たり部に用いられる不定形耐火物について、１４００℃以上の高温下で適度な荷重軟化性を持たせて迫り出しや剥離を起こし難くし、耐食性や熱間摩耗抵抗性を向上させて耐用性を大幅に向上させた技術が提案されている。

特開２００２−３２７２１８号公報 特開平１０−３３０８２８号公報 特開２００４−１４２９５７号公報 特開平５−１８５２０２号公報

しかしながら、前記特許文献１に記載の技術では、耐溶損性に優れるかも知れないが、耐熱衝撃性に劣るという問題がある。
また、前記特許文献２に記載の技術では、耐ＦｅＯ性を有する耐火物が注入羽口の全周方向に配置されていないため、異材質接合部から亀裂が発生する可能性があるという問題がある。
さらに、前記特許文献３に記載の技術では、弾性率が低い材質を使用する必要があるために、必ずしも耐食性に優れる材料を使用することができない。
そして、前記特許文献４に記載の技術では、湯当たりブロックであればよいが、注入羽口の場合、注入機能を持たせるために、内孔を持つ構造であり、溶鋼に接する稼働面を平面にできず、これらの面は拘束を受けないので、膨張性のある材質を適用しにくい。

本発明の目的は、スポーリング亀裂による剥離を低減し、耐用性を向上させた注入羽口用耐火物、及び注入羽口用耐火物の製造方法を提供することにある。

本発明は、以下の構成をその要旨とするものである。
（１）溶融金属容器の注入羽口に設けられ、前記溶融金属容器の炉内側面を形成する面から前記溶融金属容器の鉄皮に対向する面を貫通する孔が形成された注入羽口用耐火物であって、
前記孔に面する内周材、及びこの内周材を囲む外周材の２層で構成され、
前記内周材は、アルミナ−マグネシア質不定形耐火物を施工してなり、前記溶融金属容器の炉内側面を形成する面の側から見たときに露出する面が、１２００℃における施工体の弾性率で３０ＧＰａ以下とされ、
前記外周材は、１４００℃における線熱膨張率が前記内周材よりも小さな材料で構成されていることを特徴とする注入羽口用耐火物。

（２）（１）に記載の注入羽口用耐火物において、
前記外周材は、曲げ強度が１５ＭＰa以上で、かつ１４００℃における線熱膨張率が１．８％以下であることを特徴とする注入羽口用耐火物。
（３）（２）に記載の注入羽口用耐火物において、
前記内周材における前記孔の貫通方向に直交する方向の厚さは、２５ｍｍ以上、当該耐火物における同方向の厚さの２／３以下であることを特徴とする注入羽口用耐火物。
（４）（１）乃至（３）のいずれかに記載の注入羽口用耐火物において、
前記外周材は、アルミナ−スピネル質不定形耐火物を施工してなることを特徴とする注入羽口用耐火物。

（５）溶融金属容器の注入羽口に用いられる注入羽口用耐火物の製造方法であって、
アルミナ−スピネル質不定形耐火物を施工して、曲げ強度が１５ＭＰａ以上で、かつ１４００℃における線膨張率が１．８％以下の外周材を形成する工程と、
前記外周材の内側にアルミナ−マグネシア質不定形耐火物を施工して、１２００℃における施工体の弾性率が３０ＧＰａ以下の内周材を形成する工程とを実施することを特徴とする注入羽口用耐火物の製造方法。

本発明によれば、溶融金属容器の炉内側面を形成する面の側から見たときに露出する面を、熱間低弾性率のアルミナ−マグネシア質の施工体とし、１４００℃における線熱膨張率が内周材よりも小さな材料で外周材を構成することにより、溶融金属容器に溶鋼等を流し込んで、内周材の露出する面に溶鋼が当たって急激に高温となっても、内周材が熱間低弾性率であるため応力の発生が小さく、スポーリング亀裂による剥離を低減し、注入羽口用耐火物の耐用性を向上させることができる。
また、１４００℃における線熱膨張率が内周材よりも小さな外周材を用いることにより、内周材の高温における熱膨張を外周材で拘束することができるため、注入羽口用耐火物全体の熱膨張を抑え、熱応力の発生を防止して注入羽口用耐火物の耐用性を向上させることができる。

前述した先行技術文献３、４に示されるように、羽口において亀裂による剥離を低減するためには、アルミナ−マグネシア質不定形耐火物に代表されるような適度な荷重軟化性を持つか、熱間低弾性率（１０００℃で２５ＧＰａ以下）な材質を使用することが望ましい。
しかし、アルミナ−マグネシア質不定形耐火物は、実操業での使用中にアルミナとマグネシアの反応によりスピネルを生成し膨張する。この膨張も応力発生の原因となるので、好ましくない。
一方、熱応力の発生量は、材料の寸法にもよるため、大きな膨張を示す材料のライニング厚みを小さくし、低熱膨張の材質に置き換えることでも応力は低減できるものと考えられる。

そこで、本発明では、注入羽口用耐火物を注入用の孔に面する内周材、及びこの内周材を囲む外周材の２層で構成し、溶融金属の注入時に高温となる内周材を熱間弾性率の小さな材料で構成し、外周材を１４００℃における線熱膨張率が内周材よりも小さな材料で構成することとした。
具体的には、耐熱衝撃性が必要な注入羽口の内周にアルミナ−マグネシア質不定形耐火物等の熱間弾性率の低い材質を配置し、外周にはアルミナ−スピネル質不定形耐火物等の内周材に用いた材料よりも熱膨張率の小さい耐火物を配置し、プレキャスト施工法により製造することで、耐スポーリング性と構造安定性を備えた注入羽口用耐火物を得ている。
内周材を１２００℃での弾性率が３０ＧＰａ以下としたのは、これより大きい弾性率の場合には、発生する熱応力が大きくなり、使用中に材料の破壊を引き起こし、従来の単一の材料で形成した注入羽口用耐火物と比較して耐用性に大きな差異が認められないからである。ここで、弾性率の測定温度を１２００℃としたのは、耐火物の使用環境における弾性率を測定するためである。
外周材を１４００℃における線熱膨張率が内周材よりも小さな材料としたのは、羽口の構造安定性を向上させるためである。ここで、線熱膨張率の測定温度を１４００℃としたのは、やはり耐火物の使用環境における線熱膨張率を測定するためであることに加えて、アルミナ−マグネシア質耐火物に特有のスピネル化反応による膨張の影響を調査するには１４００℃における測定が必要であることによる。

本発明では、外周材としては、具体的には、曲げ強度が１５ＭＰａ以上で、かつ１４００℃における線熱膨張率が１．８％以下のものを採用するのが好ましい。
外周材を線熱膨張率で１．８％以下としたのは、これより大きな熱膨張率では、やはり発生する熱応力が大きくなり、発生応力の値がアルミナ−スピネル質不定形耐火物の破壊強度を上回り、アルミナ−スピネル質耐火物が破壊するので、従来の単一の材料で形成した注入羽口用耐火物と比較して耐用性に大きな差異が認められないからである。外周材の曲げ強度を１５ＭＰａ以上としたのは、外周材に強度を持たせ、前述したように内周材の高温における熱膨張を確実に抑えるためである。
また、注入羽口用耐火物には、ノズル等を装着し、容器内の溶鋼を下方に排出するために、注入羽口用耐火物の稼働面から鉄皮に対向する面を貫通する孔が形成されているが、本発明では、内周材における孔の貫通方向に直交する方向のライニング厚さは、外周材の内側に内周材を施工できるかという製造上の問題から２５ｍｍ以上とするのが好ましい。
一方、耐スポーリング性、構造安定性という観点からは、内周材における孔の貫通方向に直交する方向のライニング厚さは、注入羽口用耐火物の同方向の総厚の２／３以下とするのが好ましい。

さらに、本発明では、内周材をアルミナ−マグネシア質不定形耐火物、外周材をアルミナ−スピネル質不定形耐火物を施工してなるのが好ましい。
また、本発明に係る注入羽口用耐火物の製造方法は、アルミナ−スピネル質不定形耐火物を施工して、曲げ強度が１５ＭＰａ以上で、かつ１４００℃における線膨張率が１．８％以下の外周材を形成する工程と、前記外周材の内側にアルミナ−マグネシア質不定形耐火物を施工して、１２００℃における施工体の弾性率が３０ＧＰａ以下の内周材を形成する工程とを実施することを特徴とし、その際、プレキャスト施工法を採用するのが好ましい。

このような内周材及び外周材を、不定形耐火物を施工して形成することにより、外周材の流し込み施工に続けて内周材の流し込み施工をすることが可能となるため、外周材及び内周材の境界部分が強固に密着し、注入羽口用耐火物の強度を向上させることができる。
また、プレキャスト施工法を採用する理由として、このような内周材の熱膨張の大きい二重構造の耐火物では構造安定性が重要であり、この解決手段として外周材を工場等でプレキャスト施工法により製造することで、現場で流し込み施工する場合に比較して乾燥時の爆裂を抑制することができるため、より緻密で強度を有する外周材の施工が可能となり、高強度な外周材によって構造安定性を確保することができる。
以下、内周材、外周材の材質、物性、施工方法について詳述する。

（１）各物性値の測定方法
内周材及び外周材の物性値は、以下の測定方法により測定される。
(1-1)内周材の弾性率
本発明の内周材の弾性率は、圧縮静弾性法により測定する。
サンプルのサイズは直径６０ｍｍ、高さ１００ｍｍの円柱形状とする。サンプルの上下面は平行とし、また上下面は側壁面に直角とする。
測定に際してステンレスファイバ等の添加物は除去し、また直径５ｍｍ以上のいわゆる大粗粒も除去する。
電気炉等を用いてサンプルを６℃／min〜１０℃／minの昇温速度で１２００℃まで加温する。一定時間保持しサンプル各部が１２００℃となるようにする。

電気炉中に１２００℃で保持したサンプルに対して、サンプルの上下面より広い面積を持つシリコンカーバイド（ＳｉＣ）等の測定ロッドを用い、サンプルに圧縮応力を加え、荷重が２ｔになるまで応力を加え、応力ひずみ曲線を作成する。
得られた曲線について、応力が１ＭＰａ〜３ＭＰａの部分を一次近似し、得られた直線の傾きから弾性率を求める。
測定は３回以上行い、その平均弾性率を本発明における弾性率とする。

(1-2)外周材の曲げ強度及び熱膨張率
本発明の外周材の曲げ強度は、不定形耐火物を施工後、１１０℃で２４時間乾燥させた施工体の３点曲げ法により測定したものである。
本発明の外周材の熱膨張率は、不定形耐火物を施工して得られた長さ１００ｍｍのサンプルを、昇温速度１０℃／minで１４００℃まで熱した際の線熱膨張率である。
以下、上記測定方法により測定された本発明の内周材、外周材の物性値を満足する材質について例示する。

（２）アルミナ−マグネシア質不定形耐火物
アルミナ−マグネシア質不定形耐火物は、アルミナ（Ａｌ_２Ｏ_３）を６０質量％〜９５質量％、マグネシア（ＭｇＯ）を１質量％〜１５質量％、カルシア（ＣａＯ）を０．１質量％〜１０質量％、及びシリカ（ＳｉＯ_２）を０．２質量％〜５質量％含有する不定形耐火物であり、マグネシアの一部は予めアルミナと反応したスピネルに置換してもよい。
また、アルミナ−マグネシア質不定形耐火物は、上記酸化物の他に、リン酸塩、カルボン酸等の分散剤を添加してもよく、施工体の強度を向上させるために、太さ１ｍｍ〜５ｍｍ程度、長さ１０ｍｍ〜１００ｍｍ程度のステンレスファイバ等を添加してもよい。

上記アルミナ−マグネシア質不定形耐火物のアルミナは、６０質量％未満では、耐食性の低下が大きく、９５質量％を超えると耐スラグ浸潤性の低下が大きくなるため、６０質量％〜９５質量％の範囲とする。
また、マグネシアは、１質量％未満では、スラグの浸潤と溶損が大きく、１５質量％を超えるとスラグの浸潤が多くなるため、１質量％〜１５質量％の範囲とする。
さらに、カルシアは、０．１質量％未満では、強度が発現しにくくなり、１０質量％を超えると耐食性が低下するので０．１質量％〜１０質量％の範囲とする。
そして、シリカは、０．２質量％未満では乾燥中にマグネシアが水和して耐火物に亀裂が生じ、５質量％を超えると耐食性が低下するので、０．２質量％〜５質量％の範囲とする。

本発明において使用されるアルミナの原料及びマグネシアの原料は、通常耐火物用に使用されているもので差し支えないが、より高純度のものが望ましい。
すなわち、アルミナの原料としては、焼結アルミナ、電融アルミナ、仮焼アルミナ、ボーキサイト、電融ボーキサイト、ばん土頁岩などが使用できるが、望ましくは焼結アルミナまたは電融アルミナを使用する。
マグネシアの原料としては、焼結または電融品が使用できる。

アルミナ−マグネシア質不定形耐火物を施工した施工体（以下、アルミナ−マグネシア質耐火物施工体）は、実操業で使用中にアルミナとマグネシアが反応してスピネルを生成する。この反応は、体積膨張を伴う上に、異常粒成長を伴うことが知られており、アルミナ−マグネシア質施工体は使用中に膨張を起こす。
使用条件に近い１２００℃で弾性率を低下させる方法としては、シリカ又はカルシアの添加量を変化させる、シリカ又はカルシアの７５μｍ以下の粒度分布を変更する、アルミナ又はマグネシアの粒度分布を変更する、紙、炭素繊維、アクリルなどの有機物、木片等の１２００℃よりも低温で消失する異物を添加して材料中に欠陥を生じさせる方法がある。

（３）アルミナ−スピネル質不定形耐火物
アルミナ−スピネル質不定形耐火物は、化学成分がアルミナを６０質量％〜９５質量％、マグネシアを１質量％〜１５質量％、カルシアを０．１質量％〜１０質量％、及びシリカを０．３質量％以下含有する不定形耐火物であり、マグネシアはすべてスピネルの形態で存在する。
また、上記酸化物の他に、リン酸塩、カルボン酸塩などの分散剤、施工体の強度を向上させるために、太さ１ｍｍ〜５ｍｍ程度、長さ１０ｍｍ〜１００ｍｍ程度のステンレスファイバ等を添加してもよい。

アルミナ−スピネル質不定形耐火物を施工した施工体（以下、アルミナ−スピネル質耐火物施工体）は、基本的にはアルミナとスピネルの熱膨張の相加平均に支配されるので、アルミナ−スピネル質耐火物施工体の線熱膨張率を、上記の方法で測定して１．８％以下に制御することができる。
また、外周材としては、強度が高い方が構造安定性を得る上で好ましく、上記測定方法における曲げ強度が１５ＭＰa以上であるのが好ましいので、プレキャスト施工法を採用して、アルミナ−スピネル施工体を緻密で高強度にする方法が推奨される。

（４）プレキャスト施工法
一般的な不定形耐火物が製鉄所等の現場で混練、施工、乾燥し、通常施工体が大きいのに対して、プレキャスト施工法では、炉材メーカ工場内において混練、施工、乾燥し、通常１００ｋｇ程度までの大きさの施工体を製造する。このため、不定形耐火物の乾燥時における爆裂の問題に対して、施工体が小さいこと、メーカ工場内において乾燥条件を厳格に管理できることなどから、緻密で高強度の製品を得易いという特徴がある。

（５）実施の形態
以下、本発明の実施形態を図面に基づいて例示的に説明する。
図１には、本発明の実施形態に係る注入羽口用耐火物１が示されており、この注入羽口用耐火物１は、取鍋等の溶融金属容器の底部のノズル装着箇所に応じた位置に配置される。
注入羽口用耐火物１は、略直方体状又は円筒状の外形形状を有し、その略中央には、溶融金属容器内に設置した際に、溶融金属容器の炉内側面を形成する面１Ａから溶融金属容器の外周に設けられる鉄皮５とパーマレンガ６を介して対向する面１Ｂを貫通する孔２が形成されている。
注入羽口用耐火物１は、外周材３及び内周材４を備えた２層で構成されている。

外周材３は、曲げ強度が大きく、１４００℃における線熱膨張率が内周材４よりも小さな材料であれば、任意の材料を採用することができるが、好ましくは、曲げ強度が１５ＭＰａ以上、１４００℃における線熱膨張率が１．８％以下の材料を採用するのが好ましく、例えば、アルミナ−スピネル質不定形耐火物からなる施工体を採用することができる。
内周材４は、外周材３の内側に形成され、圧縮静弾性法により測定された１２００℃における弾性率が３０ＧＰａ以下の低弾性材料から構成され、アルミナ−マグネシア質不定形耐火物からなる施工体を採用する。
また、内周材４の孔２の貫通方向Ａに直交する方向のライニング厚さは、例えば、最も薄い部分の厚さ寸法Ｄ２を２５ｍｍ以上、最も厚い部分の厚さ寸法Ｄ３をＤ１の３分の２（Ｄ１：注入羽口用耐火物１の総厚）以下とされる。尚、厚さ寸法Ｄ３は、より好ましくは８０ｍｍ以下である。

このような注入羽口用耐火物１を炉材メーカ等の工場で製造するに際しては、まず、アルミナ−スピネル質不定形耐火物に水、適宜分散剤等を添加してミキサー等で混練してスラリーとし、所定形状の型枠に流し込み施工し、乾燥させて外周材３を形成する。
得られた外周材３の施工体の内周に、外周材３と同様に混練したスラリー状のアルミナ−マグネシア質不定形耐火物を、流し込み施工して乾燥させ、内周材４を形成して注入羽口用耐火物１が製造される。
尚、注入羽口用耐火物１の製造方法は、これに限らず、内周材４の施工体を先に形成しておき、後から外周材３を流し込み施工してもよく、また、必要に応じて、外周材３及び内周材４の間に、モルタル、可縮ボード等を用いて目地を設けてもよい。

このようにして製造された注入羽口用耐火物１は、現場に搬送され、取鍋等の溶融金属容器の底部の羽口に設置される。
そして、孔２の下部２Ａには、スライディングノズル等が装着され、溶融金属容器内に溶鋼を流し込む際には、スライディングノズルを閉じた状態とし、孔２の上部２Ｂの部分に、砂が充填された状態で溶鋼が流し込まれる。
溶融金属容器内から溶鋼を排出する際には、装着されたスライディングノズルを開ければよいが、このとき、孔２の上部２Ｂの部分の砂も溶鋼とともに、一緒に排出される。

溶鋼の排出前は、孔２の上部２Ｂに砂が充填されていたので、内周材４の斜面部分４Ａは、溶鋼と接していなかったのであるが、溶鋼の排出とともに、溶鋼と接するようになり、斜面部分４Ａには急激な温度変化が生じる。
本実施形態では、溶融金属容器内部上方から底部を見たときに露出する面、特に斜面部分４Ａを前述したアルミナ−マグネシア質不定形耐火物の施工体からなる内周材４とすることにより、低熱間弾性率の内周材４が温度変化に伴う急激な熱膨張を起こしても発生する応力が小さいため、注入羽口用耐火物１の耐用性を向上させることができる。

次に、本発明の実施例について説明する。尚、本発明は、これに限られるものではない。
（１）従来品との比較
［実施例］
図１に示される注入羽口用耐火物１を、次の手順で製造した。
内周材４の最も薄い部分の厚さ寸法Ｄ２を３０ｍｍ、最も厚い部分の厚さ寸法Ｄ３を７５ｍｍとして、Ａｌ_２Ｏ_３が８５．２質量％、ＭｇＯが９．０質量％、ＣａＯが１．０質量％、ＳｉＯ_２が０．９質量％、有機系分散材および、その他原料に由来する不可避成分からなるアルミナ−マグネシア質耐火物を、耐火物に対して外掛けで３．８質量％の水を添加し、ミキサーを用いて５分間混練して得た混練物を、金属型枠に流し込み、振動成型、乾燥を行うことにより得た。この耐火物の物性は、１２００℃における弾性率が１５ＧＰａ、１４００℃における線熱膨張率が２．１％であった。
前述のようにして得た内周材を型枠にセットし、注入羽口用耐火物１の総厚Ｄ１を１３６ｍｍとして、Ａｌ_２Ｏ_３が９３．１質量％、ＭｇＯが３．２質量％、ＣａＯが２．０質量％、有機系分散材および、その他原料に由来する不可避成分からなるアルミナ−スピネル質耐火物を、耐火物に対して外掛けで４．５質量％の水を添加し、ミキサーを用いて５分間混練して得た混練物を、金属型枠に流し込み、振動成型、乾燥を行うことにより、注入羽口用耐火物を製造した。この外周材耐火物の物性は、１２００℃における弾性率が３５ＧＰａ、１４００℃における線熱膨張率が１．７％であった。
［比較例］
前述した実施の形態のアルミナ−マグネシア質不定形耐火物のみを用いて、注入羽口用耐火物１と同形状の注入羽口用耐火物を製造した。

実施例及び比較例に係る注入羽口用耐火物を、３００ｔ取鍋の底部に設置し、実操業で使用した。使用回数ごとの注入羽口用耐火物の残寸をＬ字型の治具を用いて測定した。測定結果を図２に示す。
図２から判るように、比較例の場合、使用回数１０回程度で、残寸が大きく変化し、大きな損耗が生じていることが判る。これに対して、実施例の場合、１０回程度では大きな損傷は生じておらず、損耗速度が安定していることが確認された。

（２）最適な物性値及び内周材の寸法
次に、内周材４の厚さ寸法、内周材及び外周材の物性値の最適化を検討することとした。尚、損耗の程度の測定方法、及び注入羽口用耐火物１の全体形状は、（１）と同様である。
また、各種物性値の測定方法は、前述した通りである。
(2-1)内周材４の厚さ寸法
内周材４の厚さ寸法Ｄ２を変化させて、損耗の程度の違いを調べた。
内周材の厚さ寸法
実験例１：４５ｍｍ
実験例２：１００ｍｍ
実験例３：２０ｍｍ

測定結果を図３に示す。図３から判るように、Ｄ２＝２０ｍｍの場合、Ｄ２＝１００ｍｍの場合では、１０回程度で残寸に変化が認められ、実施例と比べると損耗の程度がやや大きいものの、比較例よりも損耗の程度は小さくできていることが判る。従って、実施例も考慮すると、本発明のように、２５ｍｍ以上、注入羽口用耐火物１の総厚Ｄ１の２／３以下、より好ましくは８０ｍｍ以下とするのがよいことが推認される。

(2-2)内周材４の弾性率
内周材４の弾性率を変化させて、損耗の程度の違いを調べた。
内周材４の弾性率（ａｔ １２００℃）
実験例４：１０ＧＰａ
実験例５：３０ＧＰａ
実験例６：３５ＧＰａ
測定結果を図４に示す。図４から判るように、低弾性率の実験例４の方が、実験例５よりも損耗速度が安定していることが確認される。しかし、実験例６では、損耗が大きくなっていることが確認されることから、少なくとも３０ＧＰａ以下とするのがよいと推認される。

(2-3)外周材３の強度
外周材３の曲げ強度を変化させて、損耗の程度の違いを調べた。
外周材３の曲げ強度
実験例７：２２ＭＰａ
実験例８：１５ＭＰａ
実験例９：８ＭＰａ
測定結果を図５に示す。図５から判るように、外周材３の曲げ強度が大きくなるにつれ、損耗速度が安定することが確認された。使用回数１０回程度での損耗を少なくするには、外周材３の曲げ強度を少なくとも１５ＭＰａ以上とするのが好ましいことが判る、

以上のことから、本発明の注入羽口用耐火物１は、
溶融金属容器の注入羽口に設けられ、前記溶融金属容器の溶融金属の炉内側面を形成する面１Ａから前記溶融金属容器の外周に設けられる鉄皮５に対向する面１Ｂを貫通する孔２が形成された注入羽口用耐火物１であって、
孔２に面する内周材４、及びこの内周材４を囲む外周材３の２層で構成され、
内周材４が、アルミナ−マグネシア質不定形耐火物を施工してなり、炉内側面を形成する面１Ａの側から見たときに露出する面が、１２００℃における施工体の弾性率が３０ＧＰａ以下とされ、
外周材３が、１４００℃における線熱膨張率が内周材４よりも小さな材料で構成するのがよいことが確認された。
また、外周材３は、曲げ強度が１５ＭＰａ以上で、かつ１４００℃における線熱膨張率が１．８％以下であるのが好ましいことが確認された。
さらに、内周材４における孔２の貫通方向に直交する方向の厚さは、２５ｍｍ以上、注入羽口用耐火物１の同方向の厚さの２／３以下とするのが好ましいことが確認された。

本発明の実施形態に係る注入羽口用耐火物の構造を示す断面図。 実施例及び比較例の損耗度の変化を表すグラフ 内周材の厚さを変化させた場合の損耗度の変化を表すグラフ。 内周材の弾性率を変化させた場合の損耗度の変化を表すグラフ。 外周材の曲げ強度を変化させた場合の損耗度の変化を表すグラフ。

符号の説明

１…注入羽口用耐火物、１Ａ、１Ｂ…面、２…孔、２Ａ…下部、２Ｂ…上部、３…外周材、４…内周材、４Ａ…斜面部分、５…鉄皮、６…パーマレンガ、Ｄ１…総厚、Ｄ２、Ｄ３…内周材の厚さ寸法

Claims (5)

1. 溶融金属容器の注入羽口に設けられ、前記溶融金属容器の炉内側面を形成する面から前記溶融金属容器の鉄皮に対向する面を貫通する孔が形成された注入羽口用耐火物であって、
   前記孔に面する内周材、及びこの内周材を囲む外周材の２層で構成され、
   前記内周材は、アルミナ−マグネシア質不定形耐火物を施工してなり、前記溶融金属容器の炉内側面を形成する面の側から見たときに露出する面が、１２００℃における施工体の弾性率が３０ＧＰａ以下とされ、
   前記外周材は、１４００℃における線熱膨張率が前記内周材よりも小さな材料で構成されていることを特徴とする注入羽口用耐火物。
2. 請求項１に記載の注入羽口用耐火物において、
   前記外周材は、曲げ強度が１５ＭＰａ以上で、かつ１４００℃における線熱膨張率が１．８％以下であることを特徴とする注入羽口用耐火物。
3. 請求項２に記載の注入羽口用耐火物において、
   前記内周材における前記孔の貫通方向に直交する方向の厚さは、２５ｍｍ以上、当該耐火物における同方向の厚さの２／３以下であることを特徴とする注入羽口用耐火物。
4. 請求項１乃至請求項３のいずれかに記載の注入羽口用耐火物において、
   前記外周材は、アルミナ−スピネル質不定形耐火物を施工してなることを特徴とする注入羽口用耐火物。
5. 溶融金属容器の注入羽口に用いられる注入羽口用耐火物の製造方法であって、
   アルミナ−スピネル質不定形耐火物を施工して、曲げ強度が１５ＭＰａ以上で、かつ１４００℃における線熱膨張率が１．８％以下の外周材を形成する工程と、
   前記外周材の内側にアルミナ−マグネシア質不定形耐火物を施工して、１２００℃における施工体の弾性率が３０ＧＰａ以下の内周材を形成する工程とを実施することを特徴とする注入羽口用耐火物の製造方法。

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