JPH0244069A - 塩基性流し込み耐火物 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野１ 本発明は溶鋼取鍋などの溶融金属容器の内張り用流し込
み耐火物に関する。

〔従来の技術］ 溶鋼取鍋の内張つれんかには、ろう石質またはジルコン
質などの定形れんがが使用されてきた。

れんがの場合、一定厚さの損耗を受けると、残厚があっ
ても取り賛えなければならないため、れんが廃重量が多
くなる。そのため、最近では、内張りを流し込みによる
不定形耐火物で施工し、損耗を受けた分だけ補充施工す
る、いわゆる継足し施工により、れんが廃棄量を減少さ
せ、材料を有効に利用する方法が用いられるようになっ
た。このような方法によれば、材料の有効利用のみでな
（、施工に要する作業請負費も軽減されるといった利点
をもつ。

溶鋼取鍋の内張りに使用する流し込み耐火物には、従来
一般に珪石質またはジルコン質耐火物が使用されていた
が、 ■　高温出鋼された溶鋼に対する耐食性に劣る６■　高
塩基度スラグおよび高ＦｅＯスラグに対する耐食性に劣
る。

■　耐火物中のＳｉＯ２と溶鋼との反応により、溶鋼中
へＳｉが溶出し、クリーンスチール化へのニーズに対応
できない６ などの問題点がある。このため耐火度が高く、高塩基度
スラグおよび高ＦｅＯスラクに対する耐食けが大きく、
溶鋼中への溶出成分の少ないマグネシア質またはマグネ
シア・アルミナ質流し込み耐火物の開発が進められてい
る。

マグネシア質流し込みＡｒｔ火物は溶鋼および溶融スラ
ブ、特に転炉スラブのように高Ｆｅ０１高塩基度スラグ
に対する耐食性に優れるという１１１点を有する。マグ
ネシア・アルミナ質流し込み耐火物は溶鋼および溶融ス
ラグに対する耐食性に優れ、また不焼成または不定形耐
火物として使用すると使用中に高ｌ温にさらされること
によってマグネシウム・アルミニウム・スピネルを生成
し、このスピネル生成反応は体積膨張を伴うので耐火物
に適度の残存膨張性を付５することができる利点も有し
ている。さらにマグネシア骨材中にスピネルが分散して
存在するので耐熱スポーリング性に優れる。

しかし、従来のマグネシア質またはマグネシア・アルミ
ナ質耐火物は、使用時にスラグ浸透が起こり易く、それ
に伴いスラブ浸透層と未浸透層との物性に相違が現われ
、亀裂を発生する、いわゆる構造スポーリングが起こり
易いという欠点を有する。

この構造スポーリングは、加圧成形した焼成マグネシア
れんがでも容易に発生するもので、特に不定形耐火物の
場合、焼成れんかに比べ、密充填が得難く、そのため前
述のようなスラグ浸透が起こり易かった。

また、従来、マグネシア質またはマグネシア・アルミナ
質流し込み耐火物は、主原料のマグネシアの他にアルミ
ナ、シリカ等を適宜配合した材料をアルミナセメントで
結合したしのが多く使用されてきた。セメントを結合材
としたらのは、アルミナセメントを約ｌＯ％と多量に使
用しているため、施工後の強度は比較的大きいが、５０
０〜１０００℃ではセメントの水和物の熱分解による脱
水などにより強度低下が著しく５これに起因する構造ス
ポーリングを起こし易いという欠点を有していた。

［発明が解決しようとする課題］ 構造スポーリングを防止するためには上述のような２種
の構造スポーリングを防止する必要がある。従来のマグ
ネシア質またはマグネシア・アルミナ質流し込み耐火物
においては上述の２種の構造スポーリングを同時に防止
できるものはなかった。本発明は、従来のマグネシア質
またはマグネシア・アルミナ質流し込み耐火物が有する
上記欠点を改善し、構造スポーリングが発生しにくいマ
グネシア質またはマグネシア・アルミナ質流し込み耐火
物を提供することを目的とする。

〔課題を解決するための手段〕

すなわち本発明は、溶融金属容器等の内張りに使用する
塩基性の流し込み耐火物に関するものであり、その要旨
とするところは、マグネシア質またはマグネシア・アル
ミナ質耐火原！４を主成分とする耐火原料に、カーボン
質原料２〜８重量％、粒子径２００μｍ以下の炭化珪素
３〜１２重量％を加えた耐火物坏土１００重量部に、Ｓ
　ｉ　０２換算０．２〜２重量部のシリカゾル系のバイ
ンダーを添加してなる塩基性流し込み耐火物である。

また本発明の第２の発明はマグネシア質耐火原料に粒径
１ｍｍ以上のアルミナ質原料１〜１０重量％、粒径１ｍ
ｍ未満４４μｍ以上のアルミナ質原料３重量％以下、粒
径４４μｍ未満のアルミナ質原料５〜１５重量％、カー
ボン質原料２〜８重量％、粒径２００μｍ以下の炭化珪
素３〜１２重量％を加えた耐火物坏土１００重量部にＳ
ｉＯ２換算０．２〜２重量部のシリカゾル系バインダー
を添加してなる塩基性流し込み耐火物を要旨とする。

［作用］ マグネシア質またはマグネシア・アルミナ質耐火物の構
造スポーリングの原因となるスラブ浸透を防止するには
以下の２点が考えられる。

（１）　　気孔径を小さくして、スラブが浸入しくくい
組織とする。

（２）　スラグに濡れにくい材料とする。

前項（１）について、マグネシア質またはマグネシア・
アルミナ質耐火物を溶鋼鍋に張り分け、スラブ浸透に関
して検討した結果を第１図および第２図に示す。第１図
および第２図はそれぞれ平均気孔径７μｍと１μｍのマ
グネシア質耐火物の稼動面からの距離とスラブ浸透量と
の関係を示したものである。第１図、第２図から、平均
気孔径を小さくしてもスラグの浸透を防止する効果が少
ないことが認められ、第２図においてもスラブは表面か
ら３０〜４０ｍｍの範囲まで浸透し、その浸透層と未浸
透層の境界で亀裂を発生している。

その結果、気孔径を小さくしでもスラブ浸透は防止でき
ず、＋１１ｍスポーリングの発生を防止できないことが
解った。

本発明は、前項（２）のスラブに濡れにくい材ｔ４とす
ることでスラグ浸透の防止を図り、構造スポーリングを
起こさないようにしたマグネシア質またはマグネシア・
アルミナ質流し込み耐火物を提供するものである。

スラグに濡れに（い材料とするには、カーボン質原料を
添加することが有効である。カーボン質原料としては、
ピッチ、タール、樹脂などのように昇温途中で一度液体
となり、その後揮発分を散逸して固体のカーボンとなる
ものと、黒鉛、コークスなどのように常温から高温まで
固体であるカーボンとがある。

前者のカーボンは一度液体となって耐火骨材を覆い、か
つ、揮発分を有するので添加量に対し残留カーボン量が
少な（、揮発分散逸後に気孔を形成し、気孔の多い組織
となるために、高温でのセラミックポンド形成を阻害す
る欠点があるが、過結上防止の効果が優れている。後者
の固体のカーボンは耐火材との接触面ではボンドを形成
しないが、耐火材間のセラミックボンド形成を阻害しな
い。

カーボン質原料はこれを添加する耐火物の使用部位に応
じてピッチ、タール等のカーボンを使用するか、あるい
は、ＦＪＡ鉛、コークス等を用いるかを選ぶ必要がある
。例えば、黒鉛、コークスのみを添加した場合、ピッチ
、タール添加と比べてセラミックポンド形成が大きいた
め、これらは機械的強度、耐食性が要求される部１ｉに
おける（φ用に適している。しかし、使用条件によって
は、表面層のみの適位上による（構造スポーリングが発
生することがある。それに対して、ピッチ、タール等を
添加した場合はこれらの軟化によるカーボンの分散、揮
発分散逸後の気孔率の増大による過結上防ＩＬ効果が優
れているため、高温で使用され、ＩＩ械的強度、耐食性
が特に要求されない部位への使用に適している。従って
、使用条件に応じてピッチ、タール等を使用するか、黒
鉛、コークス等を使用するか適宜選定するのが適当であ
る。

またピッチ、タール等と黒鉛、コークス等とをｆ捏合し
て使用してもよい。

第３図にカーボン源として黒鉛を使用した場合のカーボ
ンの添加量を変化させたときのスラグ侵食試験に上る侵
食比およびスラブ浸透厚さの比を示す。カーボンの添加
）ｄは２〜８屯礒％の範囲が良好である。またカーボン
源にコークスまたはピッチを使用した場合ら、添加：ｕ
２〜８１Ｆ屯％の範囲で良好であった。カーボン添加量
が２、．４ｔ−Ｈｉｎｔ％未満ではスラグ浸透量＋を一
効宋が小さく、＋１４　造スポーリングを防１１：でき
ない。また、カーボン添加量が８　ｊｌｌｉ雀％を越え
ると耐食性に劣る。従ってカーボン添加量は２〜８　ｒ
（ｊ　：１ｆ％を最適範囲とし、さらに好ましくは４〜
７１ＦＭ％である。

前述のごとく、カーボンは又ラグの浸透防雨効果はある
が、使用時に酸化し易い。カーボンが酸化した場合、ス
ラグの浸透が容易に起こり、構造スポーリングを発生す
る。そこで、カーボンの酸化を防止する必要があり、Ｓ
ｉＣについて検討し、好結果を得た。

ＳｉＣによるカーボンの酸化Ｆｔ効果について検討した
結果を第４図に示す。本図はカーボン源としてＶ’を鉛
を使用し、カーボン添加πを３　市＝％とし、ＳｉＣの
添加Ｆ１ｔを変化させて１ｆｌＥ　Ｌ込みにより作成し
た５０Ｘ５０Ｘ５０ｍｍの立方体の試験片を大気中にて
１２００°ＣＸ２時間熱処理した後における脱炭層の厚
さを示す。

ＳｉＣ添加量は、３〜１２虫壱％の範囲でカーボンの酸
化防止に有効である。またカーボン添加量を８東！４％
とした場合もＳｉＣ添加量は３〜１２市着％の範囲で同
球の効果が得られた。ＳｉＣ添加量が３小遣％未満では
脱炭層厚さが増加し酸化防止効果が小さい。また、Ｓｉ
Ｃを１２重量％を越えて添加しても酸化防止効果に変化
が見られず、一方（や用時に稼動面側でスラブおよび溶
鋼との接触面積が大きくなり、損耗が助長される。

ＳｉＣの酸化防止作用は１表面での酸化によってＳｉＯ
２を生成し、ＳｉＯ２生成時の分子量、比重などの変化
により、約１．８　（＠の体積膨張を起こし、使用初期
の表面脱炭層を緻密化すると共にＭｇＯなどとの反応に
より、酸化防止膜を形成するためと推定される。

また添加するＳｉＣの粒度は２００μｍ以下が良好であ
る。ＳｉＣの粒子径が大きい場合、酸化防止効果が形成
されに＜＜、またスラグおよび溶鋼と接した場合、孔食
を起こすおそれがある。

また、この材料に金属シリコンを添加すると耐酸化性は
さらに向上する。これは高温においてカーボンと金属シ
リコンが反応しＳｉＣを作ることによって強度を増大し
、かつ気孔を塞ぐためであると推定される。金属シリコ
ンの添加は０．５〜４重１％が適当である。

前述のようにマグネシア質流し込み耐火物のスラブ浸透
に起因する構造スポーリングに関しては、カーボンとＳ
ｉＣの添加によって防しヒできることが明らかである。

しかし、カーボンおよびＳｉＣは、いずれもセラミック
ポンドのＩＥε成を１；［］害し易く、強度低下による
購逍スポーリングを発生し易い。

そこで、カーボンとＳｉＣの共仔ドでもセラミックボン
ドを形成し易いバインダーについて研究した。

従来の流し込み耐火物に用いられるアルミナセメントは
、前述のごと＜　５００−１０００　”Ｃでの中間ｌＢ
度域における強度低下が著しく、さらにカーボン、Ｓｉ
Ｃなどが共存した場合、ポンド形成が阻害され１強度低
下が助長される。本発明者らは、カーボン、ＳｉＣを含
むマグネシア質流し込み耐火物のバインダーとして、シ
リカゾル系バインダーが有効であることを確認し、該バ
インダーの添加量を適正に規制することにより、カーボ
ンおよびＳｉＣの共イア下でもセラミックボンドの発現
効果が大きく、構造スポーリングを起こさない材料を得
ることができた。

シリカゾル系バインダーは２価の金属イオンと反応して
ゲル化するもので、これを加えた本発明の流し込み耐火
物は混練後、ゾルの凝集力、Ｍ　ｇ　Ｏとゾルとの反応
によるゲル化およびＭ　ｇ　Ｏ３ｉ　Ｏ２−Ｈ２０系の
いわゆるセメント結合などにより、初期硬化を起こす。

乾燥加熱過程では、１００℃で遊離水が蒸発し、以後ゲ
ルおよびＭ　ｇ　Ｏ−Ｓ　ｉ　Ｏ２−Ｈ２０糸拮合の分
解などが徐々に起こる。同時にゾルは非常に微細な粒子
であるためセラミックボンドの形成も低温から起こり、
中間温度域における強度低下が小さい、第５図中にマグ
ネシアを下体とする耐火原料にカーボン３市着％、５ｉ
Ｃ６東衰％を加え、シリカゾルをバインダーとした耐火
物について、養生硬化後からｌ　０００°Ｃまでのン品
度範囲における曲げ強さの変化を示した。本図からアル
ミナセメントポンド使用の場合に比ベシリカゾルを使用
した耐火物は、いずれの温度においても高強度を示すこ
とが明らかである。また＋　００　Ｔにおいて遊離水を
蒸発した後の組織は、後刻のセラミックボンドの発現効
果を左右するため、乾燥後に充填度の高い強固な組織を
確保することがｉ［′３ｉ８である。

シリカゾル系バインダーの添加量は、岨火原料坏上の合
計ｔｏｏｉｉ部に対して、ＳｉＯ２換算で０．２ないし
２市川部の範囲となるようにすることが必要であり、ま
たバインダーは施工性に優れた濃度に調整することが必
要である。

シリカゾル系バインダーのＳ　ｉ　０２換算添加量が耐
火物拝上ｌＯＯ屯礒部に対して０．２市礒部未満の場合
、ボンドの発現フカ果が小さく、また２重１部を越えて
添加してもボンドの発現効果に差がなく、他方、高７ｍ
でマグネシアとの反応による融液生成量が多くなり、耐
食性が低下する。従ってシリカゾル系バインダーの添加
量は、耐火物坏±１００市徹部に対しＳｉＯ２換算０．
２市墳部〜２重…部に限定した。

次に、−ト記説明のマグネシア質耐火原料を主成分とす
る耐火原料にアルミナを粒度別の適正な配合により加え
た原料では、適正な残存膨張を得ることができ、さらに
カーボン實原料と炭化珪素を加え、シリカゾル系のバイ
ンダーを添加することによって、スラグ浸透防１ヒと構
造スポーリング発生防よの効用を（Ｔ＋有させた優れた
７澄し込み耐火物を得ることができる。

上記流し込み耐火物の耐火原料はマグネシア、アルミナ
、カーボン、炭化珪素で構成されるが、その中のアルミ
ナは以下の配合による。粒径１ｍ　ｍ　ＬＵ上（以下粗
粒と記す）のアルミナを１〜１０７ｆｔＦｔ％、拉径１
ｍｍ未満４４　ｔｔ　ｍ　以上（以下中粒と記す）のア
ルミナを３市電％以下、粒径４４μｍ未満（以下微粉と
記す）のアルミナ５〜１５市晴％を配合する。

取鍋用耐火物には適度な残存膨張が長時間継続するとい
うことが要求される。残存膨張が小さすぎるかまたは使
用途中から膨張が継続しな（なると、使用中に流し込み
材に発生した亀裂が拡大し、その部分が大きく損傷され
、全体の寿命低下をきたす。一方、残存膨張が大きくな
り過ぎると取鍋上辺の耐火物押え金物をＬ方へ押しトげ
て変形させる。このとき耐火物押え金物の強度が強けれ
ば、流し込み材が使用中に前方へ張り出し、ついには剥
離するという現染が起こる。

残存膨張を継続させるには、粗粒のアルミナを１−１０
重量％添加することによって達成することができる。こ
の粗粒のアルミナの添加量は１市電％未満では十分な残
件膨張量が得られず、ＩＯ虫壱％を越える場合は残存膨
張が大きくなり過ぎる。従って１−１０ｆｆｉ景％とし
、さらに好ましくは３〜７重川％用ある。

中粒のアルミナは、１３５０°Ｃ１２時間の焼成後には
全てのマグネシアと反応してスピネルとなる。そのため
、中粒のアルミナを添加すると残存膨張は大となるが、
その膨張は継続性がない。

従って中粒のアルミナの添加は好ましくなく、３１１１
７衰％Ｙス下の範囲とする６３３市衰を越える貴を如λ
ると残件膨張量が大きくなり過ぎる。好ましくは、全く
含まない、二とである。

微粉のアルミナ添加電は５市電％未満では十分な耐熱ス
ポーリング性が得られず、１５市量％を越えた場合１仔
膨張が大きくなり過ぎて不都合である。好ましくは５〜
１２市贋％である。

なお、不可避的に混入する不純物およびマグネシアのス
レーキング防１ヒのためのミクロシリカ、枯」二等を数
％含有することは差支えない。

またマグネシアが５５市晴％未満となると耐食けが低下
するので好ましくない、好ましいマグネシア量は７０〜
８０％である。

さらに、原料中にあらかじめマグネシア・アルミナ・ス
ピネルを添加しておいてもよい。

第６図は、マグネシア質耐火原料に、神々の配合の粗粒
、中粒、微粉のアルミナを加え、さらに、川沿３市看％
、炭化珪素６市衰％を添加し最大粒径６ｍｍの、辰密充
填配合としたマグネシア・アルミナ系流し込み材のｔ　
３００℃繰り返し残存膨張率を示すグラフである。第６
図に示す実施例。

比較例のそれぞれのアルミナの拉度別含有電は第１表の
通りである。

以上のように、マグネシア質耐火原料にカーボンとＳｉ
Ｃとを加えてスラグ浸透を防１トし、かつシリカゾル系
バインダーを使用することに上って、構造又ポーリング
の発生しにくい優れた性能をもつマグネシア質流し込み
耐火物を得ることが可能となった。

さらにマグネシア質耐火原料に適正粒度のアルミナを添
加し、これにカーボン、炭化珪素を加え、かつシリカゾ
ル系のバインダーを用いることによって、スラグ浸透を
防１トし、適度な残存膨張性を有し、かつ構造スポーリ
ングを発’Ｆ　Ｌない、耐食性に優れたマグネシア・ア
ルミナ質の流し込み耐火物を得ることが可能となった。

［実施例］ 実施例１ 耐火原料にマグネシア、アルミナ、シリカを使用し、こ
れにカーボン質原料および炭化珪素を添加した本発明に
よるマグネシア質流し込み耐火物６ｆ１４ニツイテ、転
炉スラグ（Ｔ、Ｆｅ　：　２Ｏｊｉ噴％、ＣａＯ：４０
巾Ｗ％、ＳｉＯ２：２０ｉ贋％、ＭｇＯ：　９重で％）
によるスラグスポール侵食試験を行った。

供試体はマグネシア質耐火材を主体とし、これにカーボ
ン、ＳｉＣを添加し、シリカゾルのＳｉＯ２換Ｔ５７虫
肴％液をマグネシア質耐火材１００屯川部に対して７．
８〜８．２市川部添加し、ｌ昆練流し込みにより寸法４
０ｍｍＸ４０ｍｍＸ１２０ｍｍに成形した。

従来例としてカーボン、ＳｉＣを添加せずアルミナセメ
ントをバインダーとしたちの１種、比較例として、Ｓｉ
Ｃの添加量の少ないものおよびＳｉＣは適量であるがア
ルミナセメントをバインダーとしたもの、および粗粒ア
ルミナを含まないもの計３ｆ４についても併せて試験し
た。

試験には、第７図に示す回転侵食試験機を使用した。第
７図（ａ）は回転侵食試験機の横断面図、第７図（ｂ）
は縦断面図で矢印は回転方向を示す。図においては、ｌ
は本発明の実施例の供試体、２は従来例または比較例の
供試体、３はスラブ、４はガスバーナである。供試体ｌ
および２は４０ｍｍＸ　１２０ｍｍの面を内側にし、１
２角彫商状の炉を形成した。酸素−プロパンバーナ４で
供試体ｌ、２を加熱し、熱間でスうグ３を試験機内に投
入して回転させ、所定時間経過後スラグ：３を排出し、
圧縮空気によって供試体を強制空冷した。

試験条１↑は、１６５０°ＣＸ１時間の条件を３回繰返
し、試験後の供試体の断面から侵食量、スラブ浸透層厚
さ、亀裂の有無などを調べた。供試体の特性と３回繰返
し実験による耐食性の平均値および亀裂発生の有無など
の結果を第２表に示す。

第２表から明らかなように、カーボンおよびＳｉＣを含
まず、セメントポンドを用いた従来例では、侵食量およ
びスラブ浸透層の厚さともに大きく、加熱面に沿った亀
裂が発生した。また、比較例のごと＜、ＳｉＣ添加量の
少ない場合、あるいは男鉛、ＳｉＣを添加してもセメン
トボンドを１＝Ｅ用した場合は、スラブ浸透、亀裂発生
を起こしており、耐食性の低下などが見られるのに比べ
、本実施例では侵食量が少なく、スラブ浸透もなく、さ
らに亀裂発生も見られず、優れた結果を示した。

実施例２ 第２表の従来例、実施例＋１）および（６）と同一の耐
火物を用いてそれぞれ高さ４６０ｍｍＸ幅５００ｍｍＸ
厚さ１３０ｍｍのプレキャストブロックを流し込みによ
り習作し、これらを２７０トン溶鋼取鍋のスラグライン
に張り分け、４０チヤージの使用を行った。

上記ブロックの使用後の切断面から損耗速度比、スラブ
浸透層の厚さ、亀裂の有無などを調査した結果および稼
動中の状況を第３表に示す。

第３表から、従来例では、損耗比が大きく、スラブ浸透
も約５０ｍｍに達し、スラグ浸透層の背面部に稼動面に
平行な大きな亀裂が見られ、明確な構造スポーリングの
発ｔトによる剥離が認められた５まだ、実施例（１）お
よび（６）の試料は損耗比が小さく、スラグの浸透およ
び亀裂の発生も認められず良好な結果を示した。

この使用後のブロックについて稼動面からの距離に対す
るＣａＯの浸透距離を求め、第８図に示した。従来例で
は、約４５ｍｍの浸透距離を示したのに対し、実施例の
ｔｌ）および（６）ではいずれもｌ　０ｍｍ以内の浸透
にとどまっており、又ラグ浸透が起こりにくいことが明
らかである、実施例３ 第２表に示した従来例、比較例（３）および実施例（１
）と同一の流し込み材２６５トンを、それぞれ溶鋼取鍋
側壁に流し込み施下し、使用した。

従来例ではＩＯチャージ（中用後に構造又ポーリングと
見られる表面剥離が起こり、２１）チャージ使用後使用
を停止した。

比較例（３）では使用中に発生した稼動面に垂直な亀裂
が大きく拡がり、その部分が先に損傷した７そのためＲ
命は３４チヤージであった。

実施例（１１の耐火物では、４５チヤージ使用後に使用
を停止したが、使用中に表面剥離、表面の張り出し、取
鍋上辺の押え金物の変形など何れも発生しなかった。ま
た構造スポーリングの発生もなかった。

〔発明の効果］ 本発明の流し込み１大物は、溶鋼、高塩基度スラグ、高
ＦｅＯスラグに対する耐用性が大きいので、溶鋼処理容
器の内張りのみでなく、タンデイツシュの内張り、溶ｍ
ｍｍ用うンスチ１−ブ等流し込み耐火物を用いる過酷な
条件箇所に広く応用することができる。

稼動面ｊ・らの距離い鳴） 桜勤面力・うの跣ｌ！ｌ［（？Ｉｔ１〕

【図面の簡単な説明】

第［図、第２図はモ均気孔径を変化させたマグネシア管
耐火物のスラグ浸透状況を示すグラフ、第３図はカーボ
ン添加頃を変化さけたマグネシア實：ＩＥ　Ｌ／込み耐
火物の耐食性の最適範囲を示すグラフ、第４図はＳｉＣ
添加にＬるマグ木シア’ｒｔ流し込み耐火物の耐酸化性
の最適範囲を示すグラフ、第５図はバイングーの強度を
示すグラフ、第〔３図は１３００°Ｃにおける繰り返し
残存膨張の結果を示すグラフ、第７図は回転侵食試験機
の（ａ　）横断面図、（ｂ）は縦断面図、第８図は現場
張り分は実験後の回収ブロックのスラブミー２透状況を
示すグラフである。 ｌ・・・実施例の供試体 ２・・−従来例または比較例の供試体 ３・・−スラグ ４・・−ガスバーナ 出　　顛　　人　　　川　崎　裂　鉄　株　式　会　社
代　理　人　　弁理上　　小村　１Ｆ　ワ３第 図 第５図 第 図 ＫＪ軽口板（回）

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １　マグネシア質耐火原料を主成分とする耐火原料にカ
   ーボン質原料２〜８重量％、粒子径２００μｍ以下の炭
   化珪素３〜１２重量％を加えた耐火物坏土１００重量部
   に、ＳｉＯ＿２換算０．２〜２重量部のシリカゾル系の
   バインダーを添加してなる塩基性流し込み耐火物。 ２　マグネシア質耐火原料に粒径１ｍｍ以上のアルミナ
   質原料１〜１０重量％、粒径１ｍｍ未満４４μｍ以上の
   アルミナ質原料３重量％以下、粒径４４μｍ未満のアル
   ミナ質原料５〜１５重量％、カーボン質原料２〜８重量 ％、粒径２００μｍ以下の炭化珪素３〜１２重量％を加
   えた耐火物坏土１００重量部に ＳｉＯ＿２換算０．２〜２重量部のシリカゾル系バイン
   ダーを添加してなる塩基性流し込み耐火物。