WO2015111394A1 - 溶融金属容器のライニング構造体の製造方法及び溶融金属容器のライニング構造体 - Google Patents

溶融金属容器のライニング構造体の製造方法及び溶融金属容器のライニング構造体 Download PDF

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Definitions

  • the present invention relates to a manufacturing method of a lining structure of a molten metal container and a lining structure of a molten metal container.
  • the lining structures of various molten metal containers are the outer shells of the molten metal container.
  • steel shell is provided, and is made up of a permanent refractory and a lining refractory in order toward the inside of the molten metal container.
  • the working surface of the innermost refractory (working face refractory) is in contact with the molten metal.
  • the characteristics of the lining refractory in the molten metal container are required to have corrosion resistance against slag, which is a molten metal and a coexisting molten oxide, and resistance to spalling due to temperature change.
  • lining refractories containing alumina and magnesia undergo spinelization by sintering after construction.
  • the volume of the refractory expands as the spinelization progresses, and the voids present in the refractory decrease. Accordingly, the refractory can be densified to reduce the porosity, and the slag can be prevented from entering the refractory, so that the wear rate of the refractory can be reduced.
  • Patent Document 1 alumina and magnesia that are not spineled are used as main materials as the refractory for the lining, and after the refractory for the lining is applied, firing is performed at a high temperature of 1300 ° C. or more for 4 hours or more. By doing so, it is disclosed to spinel the refractory for lining before using the molten metal container.
  • Patent Document 2 proposes that a small amount of silica (silica) that lowers the melting point is added to rapidly advance spinelization.
  • Patent Document 2 a small amount of silica that lowers the melting point is added and a liquid phase is partially generated, so that a rapid spinel formation is achieved with respect to normal solid phase diffusion.
  • the decrease in fire resistance due to the addition of silica impairs the advantage of spinelization that densifies the refractory and prevents the intrusion of slag.
  • fire resistance is inferior compared to.
  • the present invention has been made for such a problem, and does not require a strong burner facility as in the prior art, and a method for producing a molten metal container lining structure having sufficient fire resistance and melting
  • An object of the present invention is to provide a lining structure for a metal container.
  • Non-fired refractory containing 60% by mass or more of alumina and 4% by mass or more of magnesia as the lining refractory and having a linear change rate at room temperature of 0.8% or more before and after heat treatment at 1500 ° C. for 3 hours.
  • the manufacturing method of the lining structure of a molten metal container which preheats the working surface of the said lining refractory before using the said molten metal container.
  • the lining refractory before construction contains 50% by mass or more of the magnesia as periclase or calcined dolomite, In the preheating before use of the molten metal container, the molten metal container according to [1], wherein in the lining refractory before construction, a part of magnesia that is periclase or calcined dolomite is preheated until it is spineled with alumina.
  • Method for manufacturing the lining structure of the present invention [3] A molten metal container lining structure manufactured by the method for manufacturing a molten metal container lining structure according to [1] or [2].
  • the manufacturing method of the lining structure of the molten metal container which has sufficient fireproof performance, and the lining structure of a molten metal container which do not require the strong burner installation like the past can be provided. .
  • FIG. 1 is a view showing a lining structure of a molten metal container according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 2 is a diagram showing the relationship between the distance from the working surface of the lining refractory according to Invention Example 1 (with heat insulation) and Comparative Example 3 (without heat insulation) and the spinelization ratio of magnesia.
  • the present invention uses a material that can spinel alumina and magnesia as the lining refractory after the lining refractory construction, while providing a heat insulating layer between the iron skin and the permanent refractory. It was discovered that by installing it, the refractory cost could be greatly reduced without deteriorating the equipment cost and energy cost, and it was completed.
  • a heat insulating layer is provided on the iron skin side of the lining refractory.
  • the ratio of spinel formation during preheating after construction is increased, and spinelization is further advanced to a sufficiently deep portion, so that the expansion associated with the progress of spinelization after the start of actual use, that is, after the operation of the lining refractory starts. It is possible to reduce cracks and suppress cracks. Thereby, the refractory cost can be greatly reduced without deteriorating the equipment cost and the energy cost.
  • the back surface of the lining refractory refers to a surface opposite to the working surface, that is, the surface in contact with the molten metal.
  • FIG. 1 is a view showing an example of a lining structure of a molten metal container according to an embodiment of the present invention.
  • An iron skin 1 is provided on the outermost side of the molten metal container.
  • the lining structure is in contact with molten metal (not shown) on the inner side, that is, on the right side of the drawing.
  • the lining structure includes a heat insulating material 2, a permanent refractory material 3, and a lining refractory material 4 in order from the iron skin 1 to the inside, that is, in the direction in which molten metal enters (lining direction).
  • the heat insulating material 2 has a heat transfer coefficient of 100 W / m 2 K or less.
  • the heat transfer coefficient of the permanent refractory 3 is about 100 W / m 2 K.
  • the heat transfer coefficient is a value obtained by dividing the thermal conductivity of each refractory layer such as the lining refractory 4, the permanent refractory 3, and the heat insulating material 2 by the thickness of each layer.
  • the heat insulating material 2 As a heat insulating material having a heat transfer coefficient of 100 W / m 2 K or less, which is lower than that of the permanent refractory 3, the temperature gradient inside the lining refractory 4 is gradually reduced, In addition, the temperature up to the back surface can be increased, and spinelization of the lining refractory 4 can be sufficiently advanced by preheating before use. Since the heat insulating material 2 is generally porous and has low fire resistance, the heat insulating material 2 is provided between the iron shell 1 and the permanent refractory 3 in order to keep the temperature of the heat insulating material 2 low.
  • the thermal conductivity of an inexpensive heat insulating material is about 0.3 W / mK. If such a heat insulating material is applied as the heat insulating material 2 and the construction thickness is 3 mm, the heat transfer coefficient is 100 W / m 2 K. For example, the construction thickness is doubled to 6 mm, the heat transfer coefficient is lowered to 50 W / m 2 K, or the heat conductivity is about 0.03 W / mK, although it is somewhat expensive, If the heat transfer coefficient can be lowered to 10 W / m 2 K, the effect of the present invention is further increased.
  • the permanent refractory 3 is usually made of brick such as alumina and has a joint filled with mortar.
  • the heat transfer coefficient of the permanent refractory 3 is about 100 W / m 2 K. Although illustrated as one layer in FIG. 1, two layers of the permanent refractory 3 may be provided.
  • the lining refractory 4 is an unfired refractory and / or an amorphous refractory in which alumina and magnesia are spineled by sintering after application of the refractory, including alumina and magnesia.
  • the “non-fired refractory” refers to a refractory that is not fired in advance after molding and before construction
  • the “indefinite refractory” refers to a refractory that is not previously molded before construction.
  • the lining refractory 4 is preferably composed of one or both of an unfired refractory and an amorphous refractory containing 60% by mass or more of alumina and 4% by mass or more of magnesia. More preferably, it is preferable that the lining refractory 4 contains 80% by mass or more of alumina and 5% by mass or more of magnesia except when graphite or the like is blended for a special application.
  • the lining refractory 4 before spinelizing alumina and magnesia 50 mass% or more of magnesia is included in the refractory as periclase or baked dolomite.
  • the ratio which turns into a spinel after construction can be made high, the effect which densifies the lining refractory 4 and improves corrosion resistance is acquired.
  • it is more preferable that 90% by mass or more of magnesia is supplied as periclase.
  • the unfired refractory and / or the amorphous refractory constituting the lining refractory 4 has a linear change rate at room temperature before and after heat treatment at 1500 ° C.
  • line change after heat treatment at 1500 ° C. The rate is also adjusted to 0.8% or more.
  • the linear change rate after heat treatment at 1500 ° C. to 0.8% or more, in the case of the lining structure including the heat insulating material 2 described above, after use as a molten metal container during preheating after refractory construction ( After operation), the effect of improving the corrosion resistance by densifying the lining refractory 4 by spineling of alumina and magnesia is obtained.
  • the heat treatment temperature is set to 1500 ° C.
  • the heat treatment time is set to 3 hours, considering the temperature history on the working surface side of the lining refractory 4 after use (after operation) as a molten metal container, and a lining by spinel formation. This is because the refractory 4 is used as an index of densification.
  • the linear change rate at room temperature after heat treatment at 1500 ° C. is less than 0.8%, the effect of improving the corrosion resistance by densifying the lining refractory 4 even when the lining structure including the heat insulating material 2 is used. Is not enough.
  • the lining structure that does not include the layer of the heat insulating material 2 if the linear change rate at room temperature after heat treatment at 1500 ° C.
  • the linear change rate at room temperature after heat treatment at 1500 ° C. is 1.5% or more in order to improve the corrosion resistance by densifying the lining refractory 4.
  • the linear change rate after heat treatment at 1500 ° C. is a method in which the positive value corresponds to expansion and the negative value corresponds to contraction, respectively, and the content of magnesia in the refractory to be contained in the refractory as periclase or baked dolomite is increased. And can be adjusted to decrease by a method such as increasing the content of titania, iron oxide, and silica contained in the refractory as impurities.
  • a material containing 60% by mass of alumina and 4% by mass or more of magnesia can sufficiently exhibit the effect of improving corrosion resistance by spinelization. Can do.
  • the effect of promoting the spinelization of the lining refractory 4 is a molten metal. Appears in the drying / preheating process of the lining refractory 4 before use of the container.
  • the temperature of the working surface of the lining refractory 4 can be raised to 800 ° C. by providing the heat insulating material 2 having a heat transfer coefficient of 100 W / m 2 K or less on the back side of the lining refractory 4. In this case, spinelization of the lining refractory 4 in the vicinity of the working surface can be sufficiently advanced.
  • the surface (working surface) temperature of the lining refractory at the end of the drying / preheating process is more preferably 900 to 1200 ° C.
  • the inner refractory 4 is 91 mass% alumina-6 mass% magnesia, and 5/6 of magnesia (mass basis) is preliminarily blended as alumina-magnesia spinel at 1500 ° C.
  • a cast amorphous refractory material having a linear change rate of 0.1% at room temperature after the heat treatment was used.
  • the heat insulating sheet 2 was not constructed.
  • the heat transfer coefficient of the permanent refractory 3 is 100 W / m 2 K. The lifetime was 225 heat.
  • the infiltration depth of calcium oxide or silica, which is a slag component, into the refractory is as deep as 40 mm compared to the usual 30 mm, and cracks at the boundary was also recognized.
  • Comparative Example 4 As the lining refractory 4, a non-cast refractory made of a material in which 94% by mass of alumina-3% by mass magnesia and 95% by mass or more of magnesia was blended as periclase was used. An insulation sheet was constructed. As a result, the life of the lining refractory 4 was longer than that of the conventional example but shorter than that of Comparative Example 3. This is because even when magnesia with a high periclase ratio is used, if the total amount of magnesia is less than 4% by mass, the linear change rate at room temperature after heat treatment at 1500 ° C. is as low as 0.7%, and the effect of densifying the refractory is sufficient.
  • the life extension by changing the material of the lining refractory 4 is 11%, which is the extension of the life of the comparative example 3, and in addition to this, the life extension by providing a layer of the heat insulating material 2 is an example of the present invention. This is considered to be 22%, which is the difference in the extension of the lifetime between 1 and Comparative Example 3.
  • FIG. 2 is a diagram showing the relationship between the distance from the working surface of the lining refractory and the magnesia spinelization ratio in Invention Example 1 (with heat insulating material) and Comparative Example 3 (without heat insulating material).
  • the thickness of the lining refractory 4 is 130 mm.
  • Example 1 of the present invention that has the heat insulating material 2
  • the spinelization ratio is 24 to 30 points higher in each part, particularly in the central portion having a depth of 56 to 75 mm.
  • the ratio was 35% with respect to 11%, and the ratio of spinelization was 3.2 times that of Comparative Example 3.

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Abstract

　耐火性能を維持したまま、従来よりも低コストで実現可能な溶融金属容器のライニング構造体及び溶融金属容器のライニング方法を提供する。本発明に係る溶融金属容器のライニング構造体は、鉄皮と永久張り耐火物の間に介装された、熱伝達係数が１００Ｗ/ｍ２Ｋ以下の断熱材を備え、内張り耐火物は、アルミナ６０質量％以上、及びマグネシア４質量％以上を含有し、マグネシアの５０質量％以上は、ペリクレースまたは焼成ドロマイトであり、かつ、１５００℃で３時間熱処理後の残存膨張率が０．８％以上である不焼成耐火物または不定形耐火物を、溶融金属容器へ施工後にアルミナとマグネシアをスピネル化させた耐火物である。

Description

溶融金属容器のライニング構造体の製造方法及び溶融金属容器のライニング構造体
　本発明は、溶融金属容器のライニング構造体（lining structure）の製造方法及び溶融金属容器のライニング構造体に関する。
　混銑車(torpedo car)、高炉(blast furnace)、転炉(steelmaking converter)、溶鋼鍋(molten steel ladle)といった各種の溶融金属容器のライニング構造体は、溶融金属容器の最も外側に鉄皮（outer steel shell）が設けられており、溶融金属容器の内側に向かって順に、永久張り耐火物、内張り耐火物で構成されている。最も内側に位置する内張り耐火物の稼動面（working face (of refractory)）が、溶融金属と接している。溶融金属容器における内張り耐火物の特性としては、溶融金属や共存する溶融酸化物であるスラグ(slag)に対する耐食性(corrosion resistance)と、温度変化に伴う割れ(spalling)への耐性が求められる。
　一般的に、アルミナ（alumina）とマグネシア（magnesia）を含む内張り耐火物は、施工後に焼結させることでスピネル化（spinelization）が進行する。スピネル化が進行する際の体積膨張で、耐火物の体積が膨張するとともに、耐火物内に存在する空隙が減少する。これにより、耐火物を緻密化させて気孔率を低減させ、耐火物へのスラグの浸入を防止することができるので、耐火物の損耗速度を低減させることができる。
　溶融金属容器の使用過程では、内張り耐火物の稼動面近傍において、急激な温度の上昇や降下が生じる。そのため、上記のように、内張り耐火物の施工後にアルミナとマグネシアをスピネル化させる方法を溶融金属容器に適用した場合には以下のような問題が起こる。すなわち、内張り耐火物の稼動面近傍のスピネル化が十分進んでいないと、使用過程における溶融金属からの受熱により温度上昇が生じて内張り耐火物の熱膨張が起こるが、この熱膨張と、スピネル化に伴う構造的な膨張により、内張り耐火物に亀裂が生じるという問題がある。
　これに対し、特許文献１には、内張り用の耐火物として、スピネル化していないアルミナとマグネシアを主材として用い、内張り用の耐火物の施工後に、１３００℃以上の高温で４時間以上焼成を行うことで、溶融金属容器の使用前に、内張り用耐火物をスピネル化させることが開示されている。
　特許文献２には、融点を低下させるシリカ(silica)を微量添加し、スピネル化を迅速に進めることが提案されている。
特開平１０－１６７８４６号公報 特許４２２０１３１号公報
　しかしながら、特許文献１に開示された方法では、溶融金属容器の使用前に、バーナーを用いて内張り耐火物の稼動面を１３００℃以上、かつ４時間以上加熱することで、内張り耐火物のスピネル化を進めることが提案されているが、内張り耐火物の稼動面を１３００℃以上で加熱するためには、強力なバーナー設備が必要となる。また、内張り耐火物の内部では、稼動面から永久張り耐火物の方向、すなわち耐火物の背面の方向に向かって温度が降下するため、４時間以上にわたって加熱を行い、内張り耐火物の内部を十分にスピネル化させるためには、膨大なエネルギーが必要となる。そのため、引用文献１に開示された方法を適用することは経済的でない。
　特許文献２では、融点を降下させるシリカを微量添加し、部分的に液相を発生させることで、通常の固相拡散に対し、迅速なスピネル化となるとしている。しかし、シリカ添加による耐火性能の低下は、耐火物を緻密化させてスラグの浸入を防止するというスピネル化の利点を損なうものであり、シリカを添加せずに十分な時間を掛けて予熱した場合に比べ、耐火性能が劣るという問題がある。
　本発明は、このような問題点に対してなされたものであり、従来のような強力なバーナー設備を必要とせずに、十分な耐火性能を有する溶融金属容器のライニング構造体の製造方法及び溶融金属容器のライニング構造体を提供することを目的とする。
　本発明は、上記のような問題点に対してなされたものであり、以下のような特徴を有している。
［１］　外側に鉄皮、内側に内張り耐火物を有し、さらに鉄皮と内張り耐火物の間に永久張り耐火物とを有する溶融金属容器のライニング構造体の製造方法であって、
　前記鉄皮と前記永久張り耐火物の間に、熱伝達係数が１００Ｗ/ｍ２Ｋ以下の断熱材を設け、
　前記内張り耐火物として、アルミナ６０質量％以上、及びマグネシア４質量％以上を含有し、かつ、１５００℃で３時間熱処理した前後で室温での線変化率が０．８％以上である不焼成耐火物(unfired refractory)および／または不定形耐火物(unshaped refractory)を施工し、
　前記溶融金属容器の使用前に、前記内張り耐火物の稼動面を予熱する、溶融金属容器のライニング構造体の製造方法。
［２］　施工前の前記内張り耐火物は、前記マグネシアの50質量％以上をペリクレース（periclase）または焼成ドロマイト（calcined dolomite）として含み、
　前記溶融金属容器の使用前の予熱では、施工前の前記内張り耐火物において、ペリクレースまたは焼成ドロマイトであったマグネシアの一部が、アルミナとスピネル化するまで予熱する［１］に記載の溶融金属容器のライニング構造体の製造方法。
［３］　［１］または［２］に記載の溶融金属容器のライニング構造体の製造方法によって製造された溶融金属容器のライニング構造体。
　本発明によれば、従来のような強力なバーナー設備を必要とせずに、十分な耐火性能を有する溶融金属容器のライニング構造体の製造方法及び溶融金属容器のライニング構造体を提供することができる。
図１は、本発明の実施の形態に係る溶融金属容器のライニング構造体を示す図である。 図２は、本発明例１（断熱材あり）と比較例３（断熱材なし）に係る内張り耐火物の稼動面からの距離とマグネシアのスピネル化比率との関係を示す図である。
　以下、添付した図面を参照して、本発明の実施の形態について説明する。
　はじめに、本発明の概要について説明する。本発明は、溶融金属容器のライニング構造体の製造において、内張り耐火物施工後に、アルミナとマグネシアをスピネル化できる材料を内張り耐火物として用いつつ、鉄皮と永久張り耐火物の間に断熱層を介装することにより、設備費やエネルギーコストを悪化させずに耐火物コストを大幅に低減できることを知見し、完成するに至った。
　すなわち、マグネシアの半量以上をペリクレース(periclase)または焼成ドロマイト(calcined dolomite)として配合し、スピネル化による耐火物の緻密化を図りつつ、内張り耐火物の使用開始後の急激な温度上昇時の熱膨張とスピネル化の進行に伴う膨張との合成膨張による割れを低減するために、内張り耐火物よりも鉄皮側に断熱層を設ける。これにより、内張り耐火物の内部の温度勾配を緩やかに、かつ、内張り耐火物の背面、及び背面までの部位の温度を高くする。この結果、施工後の予熱時にスピネル化する比率を高くし、さらに、スピネル化を十分深い部分まで進行させて、実際の使用開始後つまり内張り耐火物の稼動開始後のスピネル化の進行に伴う膨張を相対的に低減して割れを抑制することを可能とする。これにより、設備費やエネルギーコストを悪化させずに耐火物コストを大幅に低減できるものである。なお、内張り耐火物の背面とは、稼動面、つまり溶融金属に接触する面に対して反対側の面のことを指す。
　図１は、本発明の実施の形態に係る溶融金属容器のライニング構造体の一例を示す図である。溶融金属容器の最も外側には、鉄皮１が設けられている。ライニング構造体は、内側、すなわち紙面右側において溶融金属（図示していない）に接する。このライニング構造体は、鉄皮１から内側へ、すなわち溶融金属が入る方向（ライニング方向）に向かって順に、断熱材２、永久張り耐火物３、内張り耐火物４を備えている。
　永久張り耐火物３と鉄皮１の間に断熱材２が設けられている上記のライニング構造体において、断熱材２は、１００Ｗ/ｍ２Ｋ以下の熱伝達係数を有する。一般に、永久張り耐火物３の熱伝達係数は、１００Ｗ/ｍ２Ｋ程度である。ここで、熱伝達係数とは、内張り耐火物４、永久張り耐火物３、断熱材２等の各耐火物層について、各熱伝導率を各層の厚さで除した値である。
　断熱材２を、永久張り耐火物３よりも低い１００Ｗ/ｍ２Ｋ以下の熱伝達係数を有する断熱材として構成することで、内張り耐火物４の内部の温度勾配を緩やかに、かつ、背面、及び背面までの温度を高くすることができ、使用前の予熱によって内張り耐火物４のスピネル化を、十分進行させることができる。断熱材２は、一般に、多孔質であり耐火性能が低いので、断熱材２の温度を低く保つために、鉄皮１と永久張り耐火物３との間に設ける。
　ここで、安価な断熱材の熱伝導率は、約０．３Ｗ/ｍＫである。このような断熱材を断熱材２として適用し、施工厚みを３ｍｍとしたとすると、熱伝達係数は１００Ｗ/ｍ２Ｋとなる。例えば、施工厚みを２倍の６ｍｍとして、熱伝達係数を５０Ｗ/ｍ２Ｋに下げたり、やや高価であるが熱伝導率は約０．０３Ｗ/ｍＫのナノポーラス系の断熱材を用いることで、熱伝達係数を１０Ｗ/ｍ２Ｋまで下げることができれば、本発明の効果はさらに大きくなる。
　永久張り耐火物３は、普通はアルミナ質などのれんがからなり、目地をモルタルなどで埋めている。永久張り耐火物３の熱伝達係数は、１００Ｗ/ｍ２Ｋ程度である。図１では１層のように図示しているが、永久張り耐火物３は、２層設けられていても構わない。
　内張り耐火物４は、アルミナとマグネシアを含み、耐火物の施工後に焼結することで、アルミナとマグネシアがスピネル化する不焼成耐火物および／または不定形耐火物である。なお、「不焼成耐火物」とは、成形後、施工前に予め焼成されない耐火物を指し、「不定形耐火物」とは、施工前に予め成形されない耐火物を指す。内張り耐火物４は、アルミナ６０質量％以上、マグネシア４質量％以上を含有する不焼成耐火物及び不定形耐火物のうちのどちらか片方もしくは両方により構成することが好ましい。より好ましくは、特殊な用途のために黒鉛などを配合する場合を除き、内張り耐火物４は、アルミナを８０質量％以上、マグネシアを５質量％以上含むことが望ましい。
　また、アルミナとマグネシアをスピネル化させる前の内張り耐火物４において、マグネシアの５０質量％以上は、ペリクレースまたは焼成ドロマイトとして耐火物に含ませる。これにより、施工後にスピネル化する比率を高くすることができるので、内張り耐火物４を緻密化して耐食性を向上する効果が得られる。ここで、原料価格の市況によるが、望ましくはマグネシアの９０質量％以上がペリクレースとして供給されることがより好適である。
　内張り耐火物４を構成する不焼成耐火物および／または不定形耐火物は、１５００℃で３時間の熱処理の前と後での室温での線変化率（以下、１５００℃の熱処理後の線変化率とも称する）を０．８％以上とするように調整する。１５００℃の熱処理後の線変化率を０．８％以上とすることにより、前述した断熱材２を含むライニング構造体とした場合に、耐火物施工後の予熱時及び溶融金属容器として使用後（稼動後）に、アルミナとマグネシアのスピネル化によって内張り耐火物４を緻密化して耐食性を向上する効果が得られる。ここで、熱処理温度を１５００℃、熱処理時間を３時間としたのは、溶融金属容器として使用後（稼動後）の内張り耐火物４の稼動面側の温度履歴を考慮して、スピネル化による内張り耐火物４の緻密化の指標とするためである。
　また、１５００℃の熱処理後の室温での線変化率が、０．８％未満では、断熱材２を含むライニング構造体とした場合においても、内張り耐火物４を緻密化して耐食性を向上する効果が十分に得られない。一方、断熱材２の層を含まないライニング構造体においては、１５００℃の熱処理後の室温での線変化率を０．８％以上とすると、施工後の予熱時に低温でスピネル化する比率が低いために、内張り耐火物４の使用（稼動）初期にスピネル化による膨張が急激に進行するので、内張り耐火物４の使用開始後の急激な温度上昇時の熱膨張とスピネル化による膨張との合成膨張によって割れが生じて、スピネル化による耐火物の緻密化で耐食性が向上して耐火物寿命を延長する効果が十分に享受できなくなるおそれがある。
　さらに、１５００℃の熱処理後の室温での線変化率は１．５％以上とすることが、内張り耐火物４を緻密化して耐食性を向上するためにより望ましい。ここで、１５００℃熱処理後の線変化率は、正値が膨張、負値が収縮にそれぞれ対応し、ペリクレースまたは焼成ドロマイトとして耐火物に含有させる耐火物のマグネシアの含有量を増加させる等の方法によって増加が可能であり、また、不純物等として耐火物中に含有されるチタニア、酸化鉄、シリカの含有量を増加させる等の方法によって減少するように調整できる。
　なお、溶融金属容器の内張り耐火物４に供される耐火物として、アルミナを６０質量％、マグネシアを４質量％以上含む材質とすることで、スピネル化による耐食性向上の効果を十分に発揮させることができる。
　以上述べたようなライニング構造体のなかで、断熱材２を、鉄皮１と永久張り耐火物３との間に介装した場合、内張り耐火物４のスピネル化を促進する効果は、溶融金属容器の使用前の内張り耐火物４の乾燥・予熱工程において発現する。
　従来では、内張り耐火物４の乾燥・予熱時には、内張り耐火物４の稼動面の温度を、１３００℃以上、かつ４時間以上保持しなければ、内張り耐火物４のスピネル化が進まないとされていた。これに対し、本発明では、内張り耐火物４の背面側に、熱伝達係数が１００Ｗ/ｍ２Ｋ以下の断熱材２を設けることにより、内張り耐火物４の稼動面の温度を８００℃まで上げれば、稼動面近傍の内張り耐火物４のスピネル化を十分に進行させることができる。なお、乾燥・予熱時間の短縮の点からは、乾燥・予熱工程末期での内張り耐火物の表面（稼動面）温度は９００～１２００℃がより望ましい。
　したがって、溶融金属容器の使用開始後の溶融金属からの受熱による急激な温度上昇に起因する割れを、より有効に抑制することができる。加えて、これにより、設備費やエネルギーコストを悪化させずに、耐火物コストを大幅に低減することができる。また、従来のようにシリカを添加する必要がないため、耐火性能が維持される。
　次に、本発明の実施例について説明する。図１に示すライニング構造体を用いて、本発明の効果を調査した。なお、調査した従来例、比較例１乃至５、本発明例１を、表１に示す。本発明例１では、ペリクレース以外のマグネシアを含むすべての成分が、不焼成耐火物および／または不定形耐火物である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　（従来例）ライニング構造体において、内張り耐火物４として、９１質量％アルミナ－６質量％マグネシアで、マグネシアのうち６分の５（質量基準）が予めアルミナ－マグネシアスピネルとして配合された、１５００℃の熱処理後の室温での線変化率が０．１％の材質の流し込み不定形耐火物を用いた。従来例では、断熱シート２は施工しなかった。永久張り耐火物３の熱伝達係数は１００Ｗ/ｍ２Ｋである。寿命は、２２５ヒートであった。
　（比較例１）図１に示すライニング構造体において、内張り耐火物４として、従来例と同じ９１質量％アルミナ－６質量％マグネシアで、マグネシアのうち６分の５（質量基準）が予めアルミナ－マグネシアスピネルとして配合された、１５００℃の熱処理後の室温での線変化率が０．１％の材質の流し込み不定形耐火物を用いた。鉄皮１と永久張り耐火物３の間に、熱伝導率０．２Ｗ/ｍＫで厚さ３ｍｍの断熱シート２を施工した。断熱シート２と永久張り耐火物３の合計の熱伝達係数は４０Ｗ/ｍ２Ｋである。この結果、従来例に比べて寿命が２割悪化した。
　使用後の耐火物を回収して調査したところ、スラグ成分である酸化カルシウムやシリカの耐火物中への浸潤深さが通常の３０ｍｍに対して４０ｍｍと深くなっており、その境界部での亀裂も認められた。一般に、耐火物の背面側で断熱を実施すると耐火物の温度が上るため耐用が悪化すると言われており、アルミナ－マグネシア系の材質でも同様の結果となった。
　（比較例２）次に、内張り耐火物４として、９１質量％アルミナ－６質量％マグネシアで、マグネシアのうち６分の４（質量基準）が予めアルミナ－マグネシアスピネルとして配合された、１５００℃熱処理後の線変化率が０．３％の材質の流し込み不定形耐火物を用いた。比較例１と同様の断熱を実施した。この結果、浸潤深さは３０ｍｍ前後まで軽減したものの内張り耐火物４の寿命は、従来例と同程度かやや悪い程度であった。
　（比較例３）さらに、内張り耐火物４として、９１質量％アルミナ－６質量％マグネシアで、マグネシアの９５質量％以上がペリクレースとして配合された、１５００℃の熱処理後の線変化率が１．５％の材質の流し込み不定形耐火物を用いた。なお、この比較例３では、断熱シートを施工しなかった。この結果、内張り耐火物４の寿命が、従来例に比べ約１１％長くなった。
　（比較例４）内張り耐火物４として、９４質量％アルミナ－３質量％マグネシアで、マグネシアの９５質量％以上がペリクレースとして配合された材質の流し込み不定形耐火物を用い、比較例１と同様の断熱シートを施工した。この結果、内張り耐火物４の寿命が、従来例よりは長いが比較例３よりは短くなった。これは、ペリクレース比率の高いマグネシアを用いても、マグネシア総量が４質量％未満では１５００℃の熱処理後の室温での線変化率が０．７％と低く、耐火物の緻密化の効果が十分得られないためと考えられた。
　（比較例５）内張り耐火物４として、やや不純物の多いアルミナ原料を用い、９０質量％アルミナ－６質量％マグネシアで、マグネシアの９５質量％以上がペリクレースとして配合し、アルミナ原料から来る不純物（チタニア、酸化鉄、シリカ）が１質量％である、１５００℃の熱処理後の線変化率が０．７％の材質の流し込み不定形耐火物を用い、比較例１と同様の断熱シートを施工した。この結果、内張り耐火物４の寿命が、従来例よりは長いが比較例３よりは短くなった。これは、ペリクレース比率の高いマグネシアを用いても、低融点の液相が生じやすい不純物の影響で１５００℃の熱処理後の室温での線変化率が０．７％と低く、耐火物の緻密化の効果が十分得られないためと考えられた。
　なお、他の比較例、従来例及び本発明例１で用いた内張り耐火物４では、アルミナ原料から来る不純物（チタニア、酸化鉄、シリカ）は０．５質量％であり、表１に示した何れの試験例においても、組成として示した数値の合計以外の残部は、マグネシア原料及びアルミナセメントから来るアルミナ及びマグネシア以外の不純物などの成分である。
　（本発明例１）内張り耐火物４として、比較例３と同じ９１質量％アルミナ－６質量％マグネシアで、マグネシアの９５質量％以上がペリクレースとして配合された、１５００℃の熱処理後の室温での線変化率が１．５％の材質を用いた。また、比較例１と同様の断熱シートを施工した。この結果、内張り耐火物４の寿命は、従来例に比べ３３％長くなった。
　すなわち、内張り耐火物４の材質変更による寿命の延長が、比較例３の寿命の延長である１１％、これに加えてさらに断熱材２の層を設けたことによる寿命の延長が、本発明例１と比較例３の寿命の延長の差異である２２％であると考えられる。
　本発明例１と比較例３におけるライニング構造体において、使用前の予熱末期において、内張り耐火物４の稼動面の温度を１２００℃とし、４８時間予熱した後の内張り耐火物４のスピネル化比率を図２に示す。図２は、本発明例１（断熱材あり）と比較例３（断熱材なし）における、内張り耐火物の稼動面からの距離とマグネシアのスピネル化比率との関係を示す図である。内張り耐火物４の厚みは１３０ｍｍである。
　断熱材２を有しない比較例３に対して、断熱材２を有する本発明例１では、各部においてスピネル化比率が２４～３０ポイント高く、特に中央部である５６～７５ｍｍの深さの部分においては１１％に対して３５％と、比較例３に対し、比率にして３．２倍のスピネル化比率であった。
　これにより、アルミナ６０質量％以上、マグネシア４質量％以上を含有し、かつ、マグネシアの５０質量％以上は、ペリグレースとして供給される内張り耐火物４であって、鉄皮１と永久張り耐火物３の間に、熱伝達係数が１００Ｗ/ｍ２Ｋ以下の断熱材を設けることで、内張り耐火物４の耐用期間を延長できることがわかった。
　なお、本発明は、上記の実施の形態に限られず、種々設計変更を適用することができるのは勿論である。
　１　鉄皮
　２　断熱材
　３　永久張り耐火物
　４　内張り耐火物

Claims (3)

  1. 　鉄皮側から順に、永久張り耐火物と、内張り耐火物とを有する溶融金属容器のライニング構造体の製造方法であって、
    　前記鉄皮と前記永久張り耐火物の間に、熱伝達係数が１００Ｗ/ｍ２Ｋ以下の断熱材を設け、
    　前記内張り耐火物として、アルミナ６０質量％以上、及びマグネシア４質量％以上を含有し、かつ、１５００℃で３時間熱処理した前後で室温での線変化率が０．８％以上である不焼成耐火物および／または不定形耐火物を施工し、
    　前記溶融金属容器の使用前に、前記内張り耐火物の稼動面を予熱する、溶融金属容器のライニング構造体の製造方法。
  2. 　施工前の前記内張り耐火物は、前記マグネシアの５０質量％以上をペリクレースまたは焼成ドロマイトを含み、
    　前記溶融金属容器の使用前の予熱では、施工前の前記内張り耐火物において、ペリクレースまたは焼成ドロマイトであったマグネシアの一部が、アルミナとスピネル化するまで予熱する請求項１に記載の溶融金属容器のライニング構造体の製造方法。
  3. 　請求項１または２に記載の溶融金属容器のライニング構造体の製造方法によって製造されたライニング構造体。 
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