(57)【要約】【課題】  竪型乾留炉を用いてコークス或いはフェロコークスを製造するにあたり、長期間に亘って安定して使用することのできる、十分な耐用性を有する耐火物が施工された竪型乾留炉を提供する。【解決手段】  本発明に係る竪型乾留炉は、上部に、被乾留物を加熱用乾留ガスによって乾留する乾留室２を有し、且つ、下部に、前記被乾留物から製造された乾留物を冷却ガスによって冷却する冷却室３を有する、内壁に耐火物が施工された竪型乾留炉１において、原料配合中のＡｌ2Ｏ3含有量が４０〜８５質量％、ＳｉＯ2含有量が１〜５０質量％、炭素含有量が６〜１５質量％であり、金属Ｓｉ添加量が配合原料の合計に対して外掛けで１〜５質量％である、還元焼成されたＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦が、前記冷却ガスを吹き込むための羽口９及び／または該羽口の周囲の内張りに施工されている。【選択図】            図１
2014185267.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
上部に、被乾留物を加熱用乾留ガスによって乾留する乾留室を有し、且つ、下部に、前記被乾留物から製造された乾留物を冷却ガスによって冷却する冷却室を有する、内壁に耐火物が施工された竪型乾留炉において、
原料配合中のＡｌ2Ｏ3含有量が４０〜８５質量％、ＳｉＯ2含有量が１〜５０質量％、炭素含有量が６〜１５質量％であり、金属Ｓｉ添加量が配合原料の合計に対して外掛けで１〜５質量％である、還元焼成されたＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦が、前記冷却ガスを吹き込むための羽口及び／または該羽口の周囲の内張りに施工されていることを特徴とする竪型乾留炉。
【請求項２】
前記Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の１０００℃での圧縮強度が５０ＭＰａ以上であることを特徴とする、請求項１に記載の竪型乾留炉。
【請求項３】
前記被乾留物は石炭と酸化鉄との混合物であり、前記乾留物はフェロコークスであることを特徴とする、請求項１または請求項２に記載の竪型乾留炉。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、上部に乾留室、下部に冷却室を有し、コークス或いはフェロコークスを製造する竪型乾留炉に関し、詳しくは、施工する耐火物材料を特定することで、冷却室に設置される冷却ガス吹き込み羽口自体及び／またはその周囲の内張り耐火物の寿命を大幅に向上させた竪型乾留炉に関する。
【背景技術】
【０００２】
地球環境保護を目的として世界的規模での温暖化防止対策が要求される今日、鉄鋼業においては、ＣＯ2ガス排出量を抑制可能なプロセスの開発が鍵となっている。製銑分野では、ＣＯ2ガス排出量を抑制するプロセスとして、フェロコークスに関する検討が行われてきた。ここで、フェロコークスとは、石炭と鉄鉱石などの酸化鉄とを事前に混合、成型し、この成型体を乾留炉で加熱することにより製造される鉄含有コークスである。フェロコークスは、高炉内に装入された際には、高炉内で、より低温から反応して熱保存帯の温度を低下させ、室炉式コークス炉で製造されたコークスの反応劣化を防ぎ、還元材比を低減させ、且つ、塊コークス比を低下させる効果があり、ＣＯ2ガス排出量の削減にも効果がある。このように、ＣＯ2ガスの排出量削減に効果のあるフェロコークスを安定して製造するためには、製造設備を安定した状態で稼動させることが重要となる。
【０００３】
フェロコークスの製造設備は、主に、石炭の粉砕及び酸化鉄との混合、乾燥、加熱を行う原料設備と、結合剤（バインダー）の添加後に混練、成型を行う成型設備と、循環ガスによってガス加熱を行う乾留設備との３つからなる。特に、乾留設備の主たる構成設備である乾留炉では、操業時には常に高温の循環ガスが循環して流れ、操業停止期間は循環ガスが止まるために、多大な熱負荷が加わり、これにより、乾留炉内に施工した耐火物が損傷する。従って、フェロコークスの製造設備を安定した状態で稼動し続けるためには、乾留炉の耐火物損傷状況を把握し、高温ガスに曝されても且つ多大な熱負荷が加わっても、損傷しない耐火物を施工することが必要となる。
【０００４】
特許文献１及び特許文献２には、フェロコークスを室式コークス炉で製造する際に、室式コークス炉を構成する珪石質煉瓦とフェロコークスの原料である酸化鉄との反応を防止するために、炭化室上に石炭用貯留ホッパーと、石炭と酸化鉄との混合物用貯留ホッパーとを設け、先行して、炭化室炉幅方向の両炉壁側に設けた石炭用貯留ホッパーから石炭を装入し、その後、炭化室炉幅方向の中心部に設けた混合物用貯留ホッパーから石炭と酸化鉄との混合物を装入し、その後、乾留してフェロコークスを製造する方法が提案されている。
【０００５】
特許文献１及び特許文献２によれば、炉幅方向炉壁側に石炭が装入され、炉幅方向中心部に石炭と酸化鉄との混合物が装入されることから、珪石質煉瓦からなる炉壁煉瓦と酸化鉄とが非接触状態となり、ファイアライト（Fayalite：２ＦｅＯ・ＳｉＯ2）の生成が抑制され、炉壁煉瓦の損傷が回避されるとしている。
【０００６】
特許文献３には、上部に石炭と酸化鉄との成型体を乾留してフェロコークスを製造する乾留室を有し、下部に製造されたフェロコークスを冷却する冷却室を有する竪型乾留炉を用い、乾留室内に高温の乾留ガスを供給してフェロコークスを製造する方法において、乾留室の下部に設置された第１のガス吹き込み羽口から８００〜１０００℃の乾留ガスを吹き込むとともに、乾留室の中段部に設置された第２のガス吹き込み羽口から４００〜７００℃の乾留ガスを吹き込み、且つ、冷却室の下部に設置された冷却ガス吹き込み羽口からフェロコークスを冷却するための冷却ガスを吹き込み、冷却室にてフェロコークスと熱交換した後の冷却ガスを乾留室に上昇させ、熱交換した後の冷却ガスと第１のガス吹き込み羽口及び第２のガス吹き込み羽口から吹き込まれる乾留ガスとを混合させ、この混合させたガスを乾留室の上部で回収するフェロコークスの製造方法が提案されている。また、特許文献３には、フェロコークスを製造する竪型乾留炉で使用される耐火物組成は、ファイアライトの生成を防止する観点から、室式コークス炉で使用される珪石質煉瓦ではなく、粘土質煉瓦（「シャモット煉瓦」ともいう）が最適である旨が記載されている。
【０００７】
特許文献３によれば、フェロコークスと熱交換した後の冷却ガスを乾留ガスと混合するので、竪型乾留炉の構造が簡素化されるとともに、エネルギー消費量を低減することができ、フェロコークスの製造コストの削減が達成されるとしている。
【０００８】
また、特許文献４には、加熱した乾留ガスを竪型乾留炉内に吹き込んで、石炭と酸化鉄との成型体を乾留してフェロコークスを製造する製造装置において、竪型乾留炉の炉頂ガスの少なくとも一部を加熱して乾留ガスとして吹き込むための乾留ガス加熱装置が、蓄熱体が充填された蓄熱室と燃焼用バーナーが設置された燃焼室とを備え、この乾留ガス加熱装置と竪型乾留炉とが羽口を介して接続されているフェロコークス製造装置が提案されている。
【０００９】
特許文献４によれば、乾留ガス加熱装置は、蓄熱体が充填された蓄熱室と、燃焼用バーナーが設置された燃焼室と、を備えているので、回収した炉頂ガスをフェロコークス製造に必要な９００℃以上に容易に加熱することができるとともに、乾留ガス成分中の炭化水素の熱分解による供給流路の閉塞を防止することができ、且つ、酸化鉄を十分に還元することができ、高強度のフェロコークスを安定して製造することが実現されるとしている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【００１０】
【特許文献１】特開平１０−２８７８８３公報
【特許文献２】特開２００４−２９２６９２号公報
【特許文献３】特開２０１１−５７９７０号公報
【特許文献４】特開２０１２−１６７１５６号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００１１】
しかしながら、フェロコークスを製造するための竪型乾留炉を長期間に亘って安定して使用するという観点から上記従来技術を検証すれば、上記従来技術には以下の問題点がある。
【００１２】
特許文献１及び特許文献２は、珪石質煉瓦を内張り煉瓦（ワーク煉瓦）とする室式コークス炉でフェロコークスを製造しており、珪石質煉瓦は、酸化鉄と反応して低融点のファイアライトを生成することから、基本的に、フェロコークスを製造する竪型乾留炉用の内張り煉瓦としては適していない。特許文献１及び特許文献２に提案される方法を採用すれば、ファイアライトの生成を防止することはできるが、極めて煩雑な操業を余儀なくされ、定常的に行うことは困難といわざるを得ない。
【００１３】
特許文献３は、竪型乾留炉用の内張り煉瓦として、粘土質煉瓦が最適であることを記載しているが、本発明者らは、粘土質煉瓦が施工された竪型乾留炉では、数百日間の運転後、冷却室の下部に設置される冷却ガス吹き込み羽口を構成する粘土質煉瓦及び冷却ガス吹き込み羽口の周囲の内張りに施工された粘土質煉瓦で、大きな割れや欠損が見られ、更に長期間に亘って炉を継続して使用することは問題であることを経験している。
【００１４】
特許文献４は、竪型乾留炉を構成する煉瓦材質について全く記載していない。
【００１５】
即ち、上記特許文献１〜４は、竪型乾留炉において、損傷が少なく、長期間の使用が可能となる最適な煉瓦組成を開示しておらず、従来、十分な耐用性を有する耐火物の施工された竪型乾留炉が得られていないのが実情であった。
【００１６】
本発明は上記事情に鑑みてなされたもので、その目的とするところは、竪型乾留炉を用いてコークス或いはフェロコークスを製造するにあたり、長期間に亘って安定して使用することのできる、十分な耐用性を有する耐火物が施工された竪型乾留炉を提供することである。
【課題を解決するための手段】
【００１７】
上記課題を解決するための本発明の要旨は以下のとおりである。
［１］上部に、被乾留物を加熱用乾留ガスによって乾留する乾留室を有し、且つ、下部に、前記被乾留物から製造された乾留物を冷却ガスによって冷却する冷却室を有する、内壁に耐火物が施工された竪型乾留炉において、原料配合中のＡｌ2Ｏ3含有量が４０〜８５質量％、ＳｉＯ2含有量が１〜５０質量％、炭素含有量が６〜１５質量％であり、金属Ｓｉ添加量が配合原料の合計に対して外掛けで１〜５質量％である、還元焼成されたＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦が、前記冷却ガスを吹き込むための羽口及び／または該羽口の周囲の内張りに施工されていることを特徴とする竪型乾留炉。
［２］前記Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の１０００℃での圧縮強度が５０ＭＰａ以上であることを特徴とする、上記［１］に記載の竪型乾留炉。
［３］前記被乾留物は石炭と酸化鉄との混合物であり、前記乾留物はフェロコークスであることを特徴とする、上記［１］または上記［２］に記載の竪型乾留炉。
【発明の効果】
【００１８】
本発明によれば、上部に乾留室、下部に冷却室を有する竪型乾留炉において、少なくとも冷却室の冷却ガス吹き込み羽口及び／またはその周囲の内張りは、耐磨耗性が高く、且つ、耐スポール性に優れる、還元焼成されたＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦が施工されているので、熱流速が大きいことから、発生する熱応力の大きい冷却ガス吹き込み羽口及び／またはその周囲であっても、施工された煉瓦に割れや欠損が発生せず、長期間に亘って安定して乾留操業を行うことが実現される。
【図面の簡単な説明】
【００１９】
【図１】本発明で対象とする竪型乾留炉の概略側面図である。
【図２】図１に示す竪型乾留炉の冷却ガス吹き込み羽口部分の耐火物施工構造を示す概略断面図である。
【図３】Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の製造工程を示す図である。
【図４】試験１〜５の各煉瓦での耐スポール性の測定結果を示す図である。
【図５】試験１〜５の各煉瓦での損耗速度の測定結果を示す図である。
【図６】Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦において、炭素含有量と１０００℃での圧縮強度との関係を示す図である。
【図７】試験６〜１０のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の耐スポール性の測定結果を示す図である。
【図８】炭素含有量を６質量％に固定したＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦での耐スポール性の測定結果を示す図である。
【図９】炭素含有量を１５質量％に固定したＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦での耐スポール性の測定結果を示す図である。
【図１０】炭素含有量を６質量％に固定したＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦での１０００℃における圧縮強度の測定結果を示す図である。
【図１１】炭素含有量を１５質量％に固定したＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦での１０００℃における圧縮強度の測定結果を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００２０】
以下、図面を参照して本発明を具体的に説明する。図１は、本発明で対象とする竪型乾留炉の概略側面図である。竪型乾留炉は、図１の紙面に垂直な方向を広幅面とする、紙面に垂直な方向に長く延びた直方体状の形状を有しており、図１は直方体状の形状の狭幅面側から見た図であり、図１の左右両側の炉壁で囲まれた範囲に充填された被乾留物に対して、左右両側の炉壁に設置された各種羽口から乾留用のガスを吹き込んで熱交換を行う構造である。図１では、各種羽口を右側の炉壁のみに記載しているが、実際には、各種羽口は左右の炉壁の対称な位置に配置されている。
【００２１】
図１において、石炭粉を塊成化した成型炭を乾留してコークスを製造するか、或いは、石炭粉と酸化鉄粉との混合物を塊成化した成型体を乾留してフェロコークスを製造するための竪型乾留炉１は、その上部に、前記成型炭や前記成型体を被乾留物として乾留する乾留室２を有し、また、その下部に、製造された乾留物を冷却ガスで冷却する冷却室３を有している。乾留室２と冷却室３とは連続しており、その境界を隔てるものは存在しない。乾留室２の上端は、被乾留物装入装置４と連結され、一方、冷却室３の下端は、乾留物排出装置５と連結されている。
【００２２】
乾留室２には、高温の乾留ガスを乾留室２に供給するための第１のガス吹き込み羽口７と、中温の乾留ガスを乾留室２に供給するための第２のガス吹き込み羽口８と、乾留室内の炉内ガスを抜き出すための循環ガス抜き出しダクト６と、が設けられている。第１のガス吹き込み羽口７は乾留室２の下部に設けられ、第２のガス吹き込み羽口８は乾留室２の中段部に設けられ、循環ガス抜き出しダクト６は乾留室２の上端部に設けられている。第１のガス吹き込み羽口７からは、第１の乾留ガス加熱装置１１で加熱された乾留ガスが吹き込まれ、第２のガス吹き込み羽口８からは、第２の乾留ガス加熱装置１２で加熱された乾留ガスが吹き込まれるように構成されている。
【００２３】
冷却室３には、冷却ガスを冷却室３に供給するための冷却ガス吹き込み羽口９が、冷却室３の下部に設けられている。
【００２４】
循環ガス抜き出しダクト６から抜き出された炉内ガスは、循環ガス冷却装置１０で冷却されてガス中のタールが除去され、その後、第１の乾留ガス加熱装置１１を経由して第１のガス吹き込み羽口７を介して乾留室２に供給され、また、第２の乾留ガス加熱装置１２を経由して第２のガス吹き込み羽口８を介して乾留室２に供給され、また更に、冷却ガス吹き込み羽口９を介して冷却室３に供給されている。つまり、乾留室２から排出する炉内ガスは、乾留室２及び冷却室３に循環使用されており、余剰のガスは系外のガスホルダー（図示せず）などに燃料ガスとして回収される。
【００２５】
石炭の乾留によって生成するガスは、ＣＯガス、ＣＨ4ガス及びＨ2ガスであり、燃料ガスとして機能する。第１の乾留ガス加熱装置１１及び第２の乾留ガス加熱装置１２では、熱交換器による間接加熱を基本としており、この場合にはガス成分は変化しない。但し、乾留室２に乾留ガスとして供給するガスの温度を上昇させるために、特に、第１の乾留ガス加熱装置１１では、ガス中のＣＯガス、ＣＨ4ガス及びＨ2ガスの一部を燃焼させることがある。この場合には、乾留ガス中に少量のＣＯ2ガス及びＨ2Ｏガス（水蒸気）が含まれるが、これらは、乾留室内の石炭や乾留物と反応してＣＯガス及びＨ2ガスとなる。従って、循環ガス抜き出しダクト６から抜き出された炉内ガスは、Ｏ2ガスを実質的に含まず、ＣＯガス、ＣＨ4ガス及びＨ2ガスを主成分とする。第１の乾留ガス加熱装置１１などで燃焼ガスとして空気を使用することから、炉内ガスは窒素ガスを含有している。
【００２６】
この竪型乾留炉１を用いて、コークスまたはフェロコークスを製造する際には、石炭粉を塊成化した成型炭、或いは、石炭粉と酸化鉄粉との混合物を塊成化した成型体を被乾留物装入装置４から乾留室２に装入する。装入時の被乾留物は常温（２０〜３０℃）から１００℃程度の乾燥温度までの範囲である。循環ガスを、第１の乾留ガス加熱装置１１で８００〜１１００℃程度に加熱し、且つ、第２の乾留ガス加熱装置１２で４００〜７００℃程度に加熱した後、この加熱した乾留ガスを、第１のガス吹き込み羽口７及び第２のガス吹き込み羽口８を介して乾留室２に吹き込む。乾留室内の被乾留物は加熱されて乾留され、石炭のコークス化が起こる。被乾留物が、酸化鉄を含有する成型体の場合には、石炭のコークス化に併せて、酸化鉄の還元反応も起こる。これにより、乾留物としてコークスまたはフェロコークスが生成する。
【００２７】
生成した乾留物は、乾留物排出装置５からの系外への乾留物の排出に伴って冷却室３に順次降下し、冷却室３において、冷却ガス吹き込み羽口９から吹き込まれる冷却ガスによって約１００〜１５０℃まで冷却され、その後、乾留物排出装置５から系外に排出される。冷却室３にてフェロコークスと熱交換した後の冷却ガスは、乾留室２に上昇し、第１のガス吹き込み羽口７及び第２のガス吹き込み羽口８から吹き込まれる乾留ガスと乾留室内で混合して温度上昇し、被乾留物を乾留するための乾留ガスとして機能する。
【００２８】
図２に、図１に示す竪型乾留炉の冷却ガス吹き込み羽口部分９の耐火物施工構造を、概略断面図で示す。図２において、符号２１はワーク煉瓦、２２は永久煉瓦、２３は断熱キャスタブル、２４は、内部に羽口孔を有する羽口用円筒型キャスタブル、２５及び２６は、炉内側の羽口孔を形成する羽口煉瓦、２７は、羽口煉瓦２６の直下に配置され、炉内側の羽口孔の一部を形成する羽口煉瓦、２８は羽口部の背面を形成する羽口部バックアップ煉瓦、２９は、羽口用円筒型キャスタブル２４と羽口煉瓦２５、２６とを接続するキャスタブル、３０は羽口孔である。キャスタブル２９には羽口孔３０が設けられている。
【００２９】
羽口用円筒型キャスタブル２４の羽口孔３０は横断面が円形であるが、羽口煉瓦２５と羽口煉瓦２６とで形成される羽口孔３０は、水平方向を長辺とする長方形となっている。羽口煉瓦２５と羽口煉瓦２６とは、別の煉瓦であり、それぞれ複数の羽口煉瓦２５及び羽口煉瓦２６によって羽口孔３０が形成されている。
【００３０】
つまり、竪型乾留炉１における冷却ガス吹き込み羽口９は、乾留物と吹き込みガスとの熱交換をできるだけ均一に行うようにするために、羽口孔３０が、炉の水平方向に長く延びた長方形形状となっている。尚、第１のガス吹き込み羽口７及び第２のガス吹き込み羽口８も同様の構造となっている。長方形の羽口孔３０の上面を形成する羽口煉瓦２５は、下側から支持することができないため、上端側の幅（図２の紙面に垂直な方向）を下端側の幅よりも大きくして、側面（図２の紙面に平行な方向）からの拘束により支持する構造としている。各羽口でのこのような耐火物構造を「ジャックアーチ構造」と称している。
【００３１】
但し、羽口孔３０の上部を構成する羽口煉瓦２５などの耐火物を支持する観点から、炉の水平方向（紙面の奥行き方向）全長に亘って羽口孔３０を形成することはできず、結局、炉の広幅面幅方向１〜１．５ｍのピッチで、そのピッチの半分程度の幅を水平方向幅とする羽口孔３０を有する冷却ガス吹き込み羽口９が複数個設置される。これは、第１のガス吹き込み羽口７及び第２のガス吹き込み羽口８も同様である。従って、竪型乾留炉１の鉛直方向において、各種羽口の配置された位置では、炉の水平方向に沿って羽口が存在する箇所と存在しない箇所とが交互に並ぶことになり、炉の水平方向に沿って周期的な温度分布が生じることから、羽口周辺には大きな熱応力が発生する。
【００３２】
大きな熱応力が発生すると、「煉瓦内に亀裂が生じて割れる」というスポーリングが起こり、煉瓦に大きな割れや欠損が発生し、その範囲を徐々に拡大する虞があることから、長期間に亘って炉の運転を継続するうえで問題となる。また、ガスの熱伝達係数は高流速の部分ほど高いため、ガス吹き込み羽口の内面を形成する耐火物には、大きな熱流束が生じて熱応力が増大する。
【００３３】
このようなことから、装置設計上、特にガス流量が大きくなる冷却ガス吹込み羽口９において、上記の問題が顕在化し、羽口煉瓦２５及び羽口煉瓦２６に割れや亀裂が発生しやすい。実際、実機においては、羽口煉瓦２５、羽口煉瓦２６及び羽口煉瓦２７の損傷が激しく、特に、炉内の降下物及び炉壁の温度がより高温である上側の羽口煉瓦２５の損傷が著しい。更に、竪型乾留炉１では被乾留物の降下に伴って、被乾留物との摩擦で羽口部分も含めて炉壁耐火物が損耗し、特に乾留が進んで被乾留物の硬度が増す炉の下部で損耗速度が大きくなる。損耗速度は小さくても長期間の連続稼動によって損耗量は次第に増大し、やがては使用限界損耗量に到達する。
【００３４】
従って、使用限界損耗量に到達するまでの時間を長くできるか否かは、その煉瓦の耐磨耗性に影響される。
【００３５】
フェロコークスなどを製造する竪型乾留炉１の冷却ガス吹き込み羽口９の羽口孔３０を構成する耐火物及び羽口孔３０の周囲の内張りに施工される耐火物には、十分な耐用年数を得るために、高耐スポール性及び高耐摩耗性が必要である。
【００３６】
本発明者らは、高耐スポール性及び高耐摩耗性を兼ね備えた耐火物材料として、炭素含有量が６〜１５質量％で、金属Ｓｉ添加量が配合原料の合計に対して外掛けで１〜５質量％である、還元焼成されたＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦が竪型乾留炉１の冷却ガス吹き込み羽口９及び／またはその周囲を構成する内張り耐火物として最適であることを見出した。この場合、冷却ガス吹き込み羽口９を構成する内張り耐火物とは、羽口煉瓦２５、羽口煉瓦２６及び羽口煉瓦２７を意味し、冷却ガス吹き込み羽口９の周囲を構成する内張り耐火物とは、羽口煉瓦２５、羽口煉瓦２６及び羽口煉瓦２７の周囲に施工される耐火物という意味である。上記の構成のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦を、これらの何れの部位に配設することも、耐火物の損傷を防止するうえで効果があるが、特に応力負荷の大きい羽口煉瓦２５の部位は、少なくとも上記の構成のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦で構成することが望ましい。
【００３７】
Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦は、炭素含有量を増大させると、耐スポール性は向上するが、耐磨耗性が低下することが懸念される。従って、耐摩耗性の要求を満足しつつ、高耐スポール性を得られる炭素含有量を明らかにしなければならない。そこで、炭素含有量の異なるＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦について、炭素含有量と耐摩耗性の指標となる圧縮強度との関係を調査した。その結果、炭素含有量が１５質量％以下、より望ましくは１２質量％以下とすることにより、圧縮強度の大幅な低下を招くことはなく、耐摩耗性への影響が小さいことが分かった。
【００３８】
一方、炭素含有量が１５質量％以下のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の耐スポール性を調査した結果、炭素含有量が６〜１５質量％の範囲は耐スポール性がほとんど同等であったが、炭素含有量が６質量％未満になると、耐スポール性が大幅に低下した。
【００３９】
これらの結果から、Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦において、高耐摩耗性と高耐スポール性とを両立させるためには、炭素含有量を６〜１５質量％の範囲に制御する必要のあることが明らかとなった。
【００４０】
また、一般的に１２００℃以上といった高温環境で使用されるＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦では、強度の改善、及び、炭素の酸化抑制を目的として金属Ｓｉ粉末などの金属が添加される場合がある。金属Ｓｉ粉末の添加量が増加すると強度は上昇し耐磨耗性が向上することが期待される。
【００４１】
そこで、金属Ｓｉ粉末の添加量が異なるＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の強度及び耐摩耗性を調査した。その結果、金属Ｓｉ粉末の添加量を１質量％以上とした還元焼成煉瓦により、他の酸化物系の焼成煉瓦と同程度の高い耐摩耗性が得られることがわかった。更に、金属Ｓｉ粉末の添加量が１質量％以上のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の耐スポール性を調査した。その結果、金属Ｓｉ粉末の添加量が１〜５質量％の範囲では耐スポール性はほとんど同等であったが、金属Ｓｉ粉末の含有量が６質量％を超えると、耐スポール性は大幅に低下した。
【００４２】
これらの結果から、Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦において、高耐磨耗性と高耐スポール性とを両立させるためには、金属Ｓｉ粉末の添加量を１〜５質量％の範囲に制御する必要のあることが明らかとなった。
【００４３】
即ち、本発明において竪型乾留炉１の内張り煉瓦（ワーク煉瓦）として使用するＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦は、主に、Ａｌ2Ｏ3、ＳｉＯ2、ＳｉＣ、Ｃで構成され、原料配合中の成分範囲は、Ａｌ2Ｏ3が４０〜８５質量％、ＳｉＯ2が１〜５０質量％、炭素が６〜１５質量％であり、金属Ｓｉ添加量が配合原料の合計に対して外掛けで１〜５質量％であり、更に、結合剤（バインダー）として、フェノールレジン及びヘキサミンなどが使用されたものである。上記Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦を、冷却ガス吹き込み羽口９の羽口孔３０を構成する内張り耐火物または羽口孔３０の周囲に施工される内張り耐火物として使用した際に、その効果が顕著である。
【００４４】
Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦に用いる酸化物原料、ＳｉＣ原料及びＣ（炭素）原料のうちで、酸化物原料については特に規定する必要はなく、耐火性、化学的安定性、熱膨張特性、耐摩耗性、価格などを考慮したうえで一般的に用いられる酸化物原料を使用すればよいが、原料配合中のＡｌ2Ｏ3含有量は４０〜８５質量％、ＳｉＯ2含有量は１〜５０質量％の範囲の化学成分のものが好適である。但し、ＳｉＯ2源となる鉱物のうちクリストバライト或いはトリジマイトは、数百℃の比較的低温において大きな体積変化を伴う変態を生起するので、これらの含有量は数質量％以下の少量に留めることが好ましい。また、ＳｉＣ原料についても特に規定する必要はないが、ＳｉＣは炭素と異なり耐摩耗性を犠牲にすることなく熱伝導率を増大して耐スポール性を向上する効果が得られるので、１質量％以上配合することが望ましい。ＳｉＣ含有量が増大するとコストの増大を招くことから、ＳｉＣ含有量は１〜２０質量％の範囲とすることが望ましい。
【００４５】
Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦のＡｌ2Ｏ3原料には、粒径５〜３ｍｍ及び粒径３〜１ｍｍのバン頁、並びに、粒径３〜１ｍｍ、粒径１〜０．１５ｍｍ、粒径０．０７５ｍｍ以下のブラウンアルミナが使用される。ＳｉＯ2原料には、粒径３〜１ｍｍのろう石が使用され、炭素原料には、粒径０．１５〜０．０７５ｍｍの鱗状黒鉛が使用される。その他の原料としては、粒径０．０７５ｍｍ以下のＳｉＣ微粉、及び、粒径０．０７５ｍｍ以下の金属Ｓｉ粉末が使用される。添加された金属Ｓｉ粉末は、還元焼成により耐火物成分中の炭素原料と反応し、β−ＳｉＣボンドを生成し、熱間曲げ強度の向上及び耐酸化磨耗性の向上に寄与している。
【００４６】
Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の製造工程は、図３に示すように、混練、プレス成型、キュアリング（乾燥）、還元焼成（コーキング処理）の４つの工程からなる。混練では、バン頁、ブラウンアルミナ、ろう石の表面に結合剤がなじむように混合した後、鱗状黒鉛、ＳｉＣ微粉、金属Ｓｉ粉末を投入し、高速で混合する。次に、混練後の原料を金型に入れて１．５〜２．０ｔ／ｃｍ2の圧力を数回加えながらプレス成型する。成型後、成型体を２００℃前半で１日間程度キュアリングして熱硬化処理し、熱硬化処理後の成型体を還元雰囲気下において１４００℃で還元焼成する。尚、図３に示す処理温度及び処理時間は一例であり、図３に示す処理温度及び処理時間に限定されるものではない。
【００４７】
上記組成範囲のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦を、フェロコークスを製造する竪型乾留炉１の冷却室３の内壁全体に施工し、５８０日間の操業期間中の損耗量を測定した。損耗量は、特に損耗量が大きいことを経験的に把握している、冷却ガス吹き込み羽口９の羽口煉瓦２５の直上位置で測定した。その結果、Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の損耗量は、従来品である粘土質煉瓦（シャモット煉瓦）の損耗量と比較して６〜４０％程度であることが確認された。
【００４８】
即ち、本発明においては、少なくとも、竪型乾留炉１の冷却室３の冷却ガス吹き込み羽口９を構成する羽口煉瓦２５、羽口煉瓦２６、羽口煉瓦２７、または、これらに隣り合う内張り煉瓦として、上記組成範囲の、還元焼成されたＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦を施工する。このＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦が施工された以外の部分は、特許文献３と同様に粘土質煉瓦（シャモット煉瓦）で構成してもよいし、ハイアルミナ質煉瓦など他の焼成煉瓦で構成してもよい。また、適当な断熱材を使用して放熱ロスを抑制する対策を行えば、冷却ガス吹き込み羽口９の周囲と同様にＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質の煉瓦を施工してもよい。
【００４９】
以上説明したように、本発明によれば、上部に乾留室２、下部に冷却室３を有する竪型乾留炉１において、少なくとも冷却室３の冷却ガス吹き込み羽口９及び／またはその周囲の内張りには、耐磨耗性及び耐スポール性に優れる、還元焼成されたＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦が施工されているので、高熱流束のために発生応力の大きい冷却ガス吹き込み羽口９の周囲であっても施工された煉瓦に割れや欠損が発生せず、長期間に亘って安定した乾留操業を行うことが実現される。
【００５０】
尚、竪型乾留炉１の構成は上記に限るものではなく、冷却ガス吹き込み羽口９から冷却ガスが吹き込まれ、この冷却ガスで乾留物を冷却する型式の竪型乾留炉である限り、例えば、特許文献３或いは特許文献４に開示される竪型乾留炉であっても、本発明を適用することができる。
【実施例】
【００５１】
本発明者らは、フェロコークスを製造する竪型乾留炉において、冷却ガス吹き込み羽口を構成する煉瓦及びその周囲の内張り煉瓦（ワーク煉瓦）として施工された場合に、補修することなく長期間の使用を可能とする煉瓦材質を見出すことを目的として試験・研究を行った。竪型乾留炉における冷却ガス吹き込み羽口周囲を構成する煉瓦及びその内張り煉瓦は、前述したように、高耐スポール性、高耐摩耗性が必要である。
【００５２】
先ず、ハイアルミナ質煉瓦、粘土質煉瓦、炭化珪素質煉瓦、珪石質煉瓦、Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦を用い、煉瓦種類別の耐スポール性を評価した。表１に、試験した各煉瓦の化学組成を示す。合計して１００質量％に満たない残部はその他の不純物成分からなる。尚、表１には、耐スポール性の試験結果、圧縮強度、損耗速度なども併せて記載している。
【００５３】
【表１】
2014185267.tif 000003
【００５４】
耐スポール性の評価方法は、以下に示すとおりである。
【００５５】
先ず、スポーリング試験を行う前に、各煉瓦の長手方向の動弾性率Ｅ0を測定した。次に、スポーリング試験条件を設定した。フェロコークスを製造する竪型乾留炉内での最高温度域は約１０００℃であることから、スポーリング試験温度を１０００℃に設定し、加熱時間を１０分間／回、冷却時間を水冷５分／回と大気冷却１０分／回との合計１５分／回とし、加熱と冷却とを交互に繰り返した。加熱と冷却との繰り返し回数は、１回、３回、５回とした。１回、３回、５回の加熱と冷却との繰り返しを終えた後、各煉瓦の長手方向の動弾性率Ｅi（ｉ＝１、３、５：加熱と冷却との繰り返し回数、「スポーリング回数」という）を測定し、試験前後での動弾性率の変化率Ｅi／Ｅ0を算出した。Ｅi／Ｅ0が高いほど耐スポール性に優れることを示す。動弾性率の測定方法はJIS  R  1605に示された超音波パルス法に準じた。
【００５６】
耐スポール性の測定結果を表１及び図４に示す。スポーリング回数毎のＥi／Ｅ0の結果から、試験５のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の耐スポール性が最も高いことがわかった。つまり、耐スポール性の観点からは、Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦が最適であることがわかった。
【００５７】
次に、表１に示すハイアルミナ質煉瓦、粘土質煉瓦、炭化珪素質煉瓦、珪石質煉瓦、Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の耐磨耗性を評価した。耐摩耗性の評価方法は以下に示すとおりである。
【００５８】
前述したように、フェロコークス製造用竪型乾留炉内での最高温度域は約１０００℃であり、煉瓦の耐摩耗性は圧縮強度と相関が高いことから、１０００℃での圧縮強度を測定した。２０ｍｍ×２０ｍｍ×２０ｍｍサイズの試験片を各煉瓦から切り出して試験装置に設置し、その後、昇温速度５℃／ｍｉｎで１０００℃になるまで昇温し、１０００℃に到達した後１０分間の保持時間を設け、その後、圧縮強度を測定した。荷重降下速度は０．５ｍｍ／ｍｉｎとした。
【００５９】
測定結果を表１に示す。１０００℃での圧縮強度は、試験５のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦が最も低かった。
【００６０】
更に、フェロコークス製造用竪型乾留炉において、煉瓦張り分け試験（同一の領域に試験煉瓦を施工し、各々の煉瓦の損耗量を比較調査する試験）を行い、竪型乾留炉の操業期間中における煉瓦の損耗量を測定した。煉瓦張り分け試験は、図２に示した冷却ガス吹き込み羽口を構成する羽口煉瓦２５の直上位置にそれぞれの煉瓦を設置し、操業雰囲気にそれぞれの煉瓦を曝して行った。１００日間の竪型乾留炉での操業を終えた後にそれぞれの煉瓦を回収し、煉瓦の厚さを測定した。操業前後での煉瓦厚さの差を損耗量とし、損耗量と操業期間とから、１日あたりの損耗量（以下「損耗速度」という）を算出した。
【００６１】
調査結果を表１及び図５に示す。損耗速度は、試験５のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦が最も大きかった。尚、図５に示すように、１０００℃での圧縮強度が高いほど、損耗速度が低下することが確認できたことから、これを耐摩耗性の指標として使用できることがわかった。
【００６２】
これらの試験結果から、試験５のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦は、耐スポール性に最も優れるが、耐摩耗性に最も劣っていることが明らかとなった。
【００６３】
但し、Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦は、その他の煉瓦に比較して突出して耐スポール性に優れている。従って、Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦において、圧縮強度を例えばハイアルミナ質煉瓦のレベルまで高め、これによって耐摩耗性を高めることができれば、フェロコークス製造用竪型乾留炉の冷却ガス吹き込み羽口自体及びその周囲の内張りに施工する耐火物として最適な耐火物となり得る。
【００６４】
また、Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦は炭素を含有することで、煉瓦自体の硬度が低下し、これが耐摩耗性劣化の原因の１つとなっており、炭素含有量を制限することが、耐摩耗性を高めるための有効な手段の一つである。
【００６５】
そこで、竪型乾留炉での煉瓦の損耗量を少なくすることを目的として、Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の耐スポール性を維持しつつ、耐摩耗性を高めることを試みた。
【００６６】
Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の耐摩耗性は炭素含有量に大きく影響される。そこで、７種類の炭素含有量の異なるＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦を試作し（試験６〜１２）、炭素含有量と耐摩耗性の指標となる圧縮強度との関係を調査した。表２に炭素含有量と圧縮強度との関係を調査した７種類のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の原料配合を示す。
【００６７】
【表２】
2014185267.tif 000004
【００６８】
表２に示すＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の製造方法を以下に示す。
【００６９】
表１に示す試験５のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦には、結合剤と金属Ｓｉ粉末とを除いて９種類の原料が使用されている。この試験５での原料配合を基本とし、炭素含有量の異なるＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の配合を検討した。炭素原料となる鱗状黒鉛の含有量は１質量％、３質量％、５質量％、６質量％、１２質量％、１５質量％、１８質量％の７種類とした。
【００７０】
また、Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の圧縮強度に及ぼす炭素含有量の影響を調査することから、機能材においては鱗状黒鉛含有量だけを変更し、ＳｉＣ粉末量は一定とし、金属Ｓｉ粉末添加量は、配合原料（骨材原料及び機能材原料）の合計量１００質量部に対して１質量部の一定とした。金属Ｓｉ粉末は、後述するように、還元焼成後の強度を増大して、耐摩耗性を向上する効果があることから、一定量を添加した条件で比較を行った。骨材においては粒径１ｍｍ以下のブラウンアルミナだけを変更し、他の骨材原料は一定とした。即ち、鱗状黒鉛の増減量を粒径１ｍｍ以下のブラウンアルミナの増減量と置換した。尚、骨材原料にろう石を配合した理由は、原料コストを低減するためである。
【００７１】
表２に示すように配合を決めた後、図３に示す製造工程に沿って、還元焼成されたＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦を製造し、１０００℃の不活性ガス雰囲気において圧縮強度を測定した。
【００７２】
炭素含有量と１０００℃での圧縮強度との関係の調査結果を図６に示す。炭素含有量が増大すると、次第に圧縮強度は低下した。しかし、炭素含有量が１５質量％以下では、他の酸化物系の焼成煉瓦と同程度の５０ＭＰａ以上の１０００℃での圧縮強度が得られており、更に、炭素含有量を１２質量％以下とすることにより、６０ＭＰａ以上の１０００℃での圧縮強度が得られた。
【００７３】
この結果から、炭素含有量を１５質量％以下、より望ましくは１２質量％以下とすることにより、フェロコークス用などの竪型乾留炉の内張り煉瓦に適用可能なレベルの耐摩耗性が期待できることがわかった。
【００７４】
次に、表２に示すＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦のなかで、炭素含有量が１２質量％以下である試験６〜１０のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の耐スポール性を調査した。耐スポール性の評価方法は上記と同一の方法とした。耐スポール性の測定結果を図７に示す。
【００７５】
図７に示すように、炭素含有量が１〜５質量％の煉瓦（試験６〜８）の耐スポール性は、試験９の炭素含有量が６質量％の煉瓦よりも大幅に低かった。炭素含有量が１２質量％の煉瓦（試験１０）の耐スポール性は、試験９の煉瓦よりも若干優れていたが、大きな差はなく、炭素含有量を６質量％以上とすることにより、良好な耐スポール性が得られると考えられた。
【００７６】
図６及び図７に示す結果から、Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦において、耐摩耗性と高耐スポール性とを両立できる炭素含有量は６〜１５質量％であることが明らかとなった。
【００７７】
以上の結果に基づき、炭素含有量を６質量％に固定し、金属Ｓｉ粉末を０〜６質量％に変更したＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦を、図３に示す製造工程に沿って試作し、金属Ｓｉ含有量の耐スポール性及び耐磨耗性に及ぼす影響を調査する試験（試験５、試験１３〜１８）を行った。同様に、炭素含有量を１５質量％に固定し、金属Ｓｉ粉末を０〜６質量％に変更したＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦を、図３に示す製造工程に沿って試作し、金属Ｓｉ含有量の耐スポール性及び耐磨耗性に及ぼす影響を調査する試験（試験１９〜２５）を行った。
【００７８】
表３に、炭素含有量を６質量％に固定して金属Ｓｉ含有量を変更したＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の原料配合を示し、表４に、炭素含有量を１５質量％に固定して金属Ｓｉ含有量を変更したＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の原料配合を示す。
【００７９】
【表３】
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【００８０】
【表４】
2014185267.tif 000006
【００８１】
炭素含有量を６質量％に固定したＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦での耐スポール性の測定結果を図８に示し、また、炭素含有量を１５質量％に固定したＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦での耐スポール性の測定結果を図９に示す。
【００８２】
図８及び図９に示すように、炭素含有量が６質量％及び１５質量％のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の耐スポール性は、金属Ｓｉ粉末の含有量が０〜５質量％の範囲ではほとんど同等であったが、金属Ｓｉ粉末の含有量が６質量％の煉瓦では大幅に低下した。つまり、耐スポール性を確保するためには金属Ｓｉ粉末の含有量を５質量％以下にする必要があることがわかった。
【００８３】
一方、炭素含有量を６質量％に固定したＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦での１０００℃における圧縮強度の測定結果を図１０に示し、また、炭素含有量を１５質量％に固定したＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦での１０００℃における圧縮強度の測定結果を図１１に示す。
【００８４】
図１０及び図１１に示すように、炭素含有量が６質量％及び１５質量％のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の圧縮強度は、金属Ｓｉ粉末の添加量を１質量％以上とすることにより、１０００℃での圧縮強度を効果的に増大することが可能であり、炭素含有量が６質量％のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質の還元焼成煉瓦の１０００℃での圧縮強度は６０ＭＰａ以上に増大し、炭素含有量が１５質量％のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質の還元焼成煉瓦の１０００℃での圧縮強度は５５ＭＰａ以上に増大した。つまり、１０００℃での圧縮強度を確保するためには、金属Ｓｉ粉末の含有量を１質量％以上にする必要があることがわかった。
【００８５】
即ち、図８〜図１１に示す結果から、Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の高耐スポール性と高耐磨耗性とを両立できる金属Ｓｉ粉末の含有量は１〜５質量％であることが明らかとなった。
【００８６】
これらの結果から、Ａｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦において、高耐スポーリング性、高耐摩耗性を両立するためには、炭素含有量を６〜１５質量％の範囲とし、且つ、金属Ｓｉ粉末の添加量を１〜５質量％の範囲に制御することが必要であることが明らかとなった。
【００８７】
そこで、炭素含有量が６〜１５質量％、且つ、金属Ｓｉ粉末の含有量が１〜５質量％である試験１３〜１７及び試験２０〜２４の、還元焼成されたＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦を用いて、フェロコークス製造用竪型乾留炉で煉瓦張り分け試験を５８０日間行い、竪型乾留炉の操業期間中における煉瓦の損耗量を測定した。試験煉瓦の施工位置、試験方法、損耗速度の算出方法は前述した煉瓦張り分け試験と同一とした。
【００８８】
更に、図２に示した冷却ガス吹き込み羽口を構成する羽口煉瓦２５そのものに、本発明例のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の原料配合のうち、定性的に最も耐スポール性に劣ると考えられる試験１７のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質の還元焼成煉瓦を使用して、同じ試験期間における耐用性を評価した。
【００８９】
表５に、試験１３〜１７及び試験２０〜２４のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の化学成分、耐スポール性、１０００℃での圧縮強度、並びに、煉瓦張り分け試験による損耗速度の調査結果を示す。
【００９０】
【表５】
2014185267.tif 000007
【００９１】
表５に示すとおり、試験１３〜１７及び試験２０〜２４のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦の損耗速度は、表１の各種煉瓦の損耗速度と比較して大幅に低下した。
【００９２】
即ち、竪型乾留炉試験を含めた今回の試験結果から、炭素含有量を６〜１５質量％とし、且つ、金属Ｓｉ粉末の添加量を１〜５質量％とする、還元焼成されたＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦をフェロコークス製造用竪型乾留炉の冷却ガス吹き込み羽口の周囲の内張り耐火物として施工した場合、損耗を最小限まで抑制できることが確認できた。また、試験１７のＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質の還元焼成煉瓦を羽口煉瓦２５として構成した冷却ガス吹き込み羽口では、５８０日間の運転後でも全く亀裂が認められなかった。
【００９３】
これらの結果から、炭素含有量を６〜１５質量％とし、且つ、金属Ｓｉ粉末の含有量を１〜５質量％とする、還元焼成されたＡｌ2Ｏ3−ＳｉＯ2−ＳｉＣ−Ｃ質煉瓦を用いて、羽口煉瓦２５、２６、２７及び／またはその周囲の内張り煉瓦の耐スポール性を改善することにより、冷却ガス吹き込み羽口部分の耐火物、ひいてはこれが設置される竪型乾留炉の耐用年数を大幅に延長可能であることが確認できた。
【符号の説明】
【００９４】
１  竪型乾留炉
２  乾留室
３  冷却室
４  被乾留物装入装置
５  乾留物排出装置
６  循環ガス抜き出しダクト
７  第１のガス吹き込み羽口
８  第２のガス吹き込み羽口
９  冷却ガス吹き込み羽口
１０  循環ガス冷却装置
１１  第１の乾留ガス加熱装置
１２  第２の乾留ガス加熱装置
２１  ワーク煉瓦
２２  永久煉瓦
２３  断熱キャスタブル
２４  羽口用円筒型キャスタブル
２５  羽口煉瓦
２６  羽口煉瓦
２７  羽口煉瓦
２８  羽口部バックアップ煉瓦
２９  キャスタブル
３０  羽口孔
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
2014185267.tif 000011
【図５】
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【図６】
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【図７】
2014185267.tif 000014
【図８】
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【図９】
2014185267.tif 000016
【図１０】
2014185267.tif 000017
【図１１】
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