(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
溶鋼流入側を流入部とし、この流入部より溶鋼流出側を本体部としたときに、流入部の１４００℃還元焼成後の圧縮強さが３０ＭＰａ以上６０ＭＰａ以下、本体部の１４００℃還元焼成後の圧縮強さが１５ＭＰａ以上３０ＭＰａ未満である出鋼口スリーブ。
【請求項２】
流入部の長さが１００ｍｍ以上５００ｍｍ以下である請求項１に記載の出鋼口スリーブ。
【請求項３】
スラグダーツによりスラグカットする転炉に使用される請求項１又は請求項２に記載の出鋼口スリーブ。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
転炉や電気炉などの溶鋼容器の出口（出鋼口）に使用される出鋼口スリーブに関する。
【背景技術】
【０００２】
転炉や電気炉などの溶鋼容器の出口（出鋼口）には、円筒形状をした耐火物からなる出鋼口スリーブが使用されている。この出鋼口スリーブは、出鋼流による摩耗や溶損により口径が漸次拡大するため、適正な出鋼が行えなくなる前に解体され、新品と交換される。
【０００３】
出鋼口スリーブの解体時には、出鋼口スリーブの周囲の耐火物を傷付けないように、出鋼口スリーブのみを取り除かなければならない。そのため、通常、回転式の穿孔ビットを備えた穿孔機を用いて出鋼口スリーブは解体される。
【０００４】
また、出鋼口スリーブの耐用延長は、転炉などの生産性における重要な課題であり、出鋼口スリーブ自体の溶損速度を小さくするために、通常は熱間強度や耐食性に優れた材料が使用される。しかしながら、熱間強度や耐食性に優れた材料は、解体性が悪く、スリーブ交換に長時間を要していた。そこで、耐用性と解体性の両方に優れる出鋼口スリーブの開発も行われている。
【０００５】
例えば特許文献１には、「転炉出鋼口に内装されるＭｇＯ−Ｃれんがよりなるスリーブれんがにおいて、該スリーブれんがの内周側に高強度高耐食性のＭｇＯ−Ｃれんがを配設し、外周側に低強度のＭｇＯ−Ｃれんがを配設し、かつ両れんがをボカシ一体成形したことを特徴とする転炉出鋼口用スリーブれんが」が開示されている。外周側が低強度ＭｇＯ−Ｃれんがにて構成されており、ブロックれんがからスリーブれんがを除去する際にブロックれんがに損傷を与えず、容易にスリーブれんがを交換できるとされている。
【０００６】
しかし、特許文献１の構造では、内周側全体が高強度材質となっているため、穿孔機で削り取る際にまだ時間を要する問題がある。
【０００７】
一方、特許文献２には、粒径５ｍｍ未満のマグネシア原料を８５〜９５質量％、炭素質材料を５〜１５質量％、及び金属を外掛けで０．２〜６．５質量％含有する耐火原料配合物にバインダーとして有機結合剤を添加して混練し、ＣＩＰ成形した後、熱処理して製造された出鋼口スリーブの選定方法であって、解体機の穿孔ビットのトルクに応じた強度の出鋼口スリーブの選定方法が開示されている。
【０００８】
ところが、本発明者がこの特許文献２による出鋼口スリーブを実際に使用したところ、特にスラグダーツによりスラグカットする転炉においては、出鋼口スリーブの溶鋼流入側（炉内側）である流入部に不意の欠損が生じやすいことが分かった。そしてこれにより、スラグカットが適正に行えず、計画外のスリーブ交換が必要となって生産障害となる問題が生じた。
【０００９】
なお、スラグダーツによるスラグカットとは例えば特許文献３に開示されているように、出鋼中に耐火物製のスラグダーツを転炉内へ投入し、溶鋼の排出終了時に溶鋼に浮いたスラグダーツが出鋼口の栓となることで、排出される溶鋼へのスラグの混入を防止するスラグカット法のことである。
【先行技術文献】
【特許文献】
【００１０】
【特許文献１】実開平５−５１９４２号公報
【特許文献２】特許第５５５５４５８号公報
【特許文献３】特開２００４−２７７８３１号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００１１】
本発明が解決しようとする課題は、溶鋼流入側の流入部の欠損抑制と易解体性を両立しうる出鋼口スリーブを提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００１２】
本発明者らは、前述のように十分なスラグカットが行えなくなる現象は、スラグダーツとの衝突による出鋼口スリーブの溶鋼流入側の流入部の欠損が主原因であると考えた。そして、出鋼口スリーブ全体の強度を向上するのではなく、長手方向に複層構造とすることでスラグダーツと接触する流入部のみの強度を高め、本体部は解体性に優れる材質とすることで、解体性を犠牲にすることなく出鋼口スリーブの欠損を抑制することができ出鋼口スリーブの寿命が向上することを知見した。
【００１３】
さらに本発明者らは、出鋼口スリーブの溶鋼流入側の流入部の欠損は１４００℃焼成後の圧縮強さと相関関係があることも新たに知見した。そして、本発明者らの試験によると、流入部の１４００℃焼成後の圧縮強さが３０ＭＰａ以上６０ＭＰａ以下であれば流入部の欠損は操業に大きな影響を与えないことがわかった。すなわち、流入部の１４００℃焼成後の圧縮強さが３０ＭＰａ未満では特にスラグダーツとの衝突によって欠損が発生しやすくなり、６０ＭＰａを超えると欠損抑制効果に大きな改善効果が見られなくなり解体性が悪化する。
【００１４】
また、本発明者らの試験によると、出鋼口スリーブの流入部より溶鋼流出側の本体部は、その１４００℃還元焼成後の圧縮強さを１５ＭＰａ以上３０ＭＰａ未満とすることで、出鋼口スリーブの耐用性と解体性のバランスに優れることがわかった。すなわち、本体部の１４００℃焼成後の圧縮強さが１５ＭＰａ未満ではれんが結合強度不足により内孔の損耗が大きくなり、出鋼口スリーブの寿命に影響を与え、３０ＭＰａ以上では特に解体性が悪化する。
【００１５】
本発明は以上の知見に基づき想到されたもので、その要旨は次のとおりである。
「溶鋼流入側を流入部とし、この流入部より溶鋼流出側を本体部としたときに、流入部の１４００℃還元焼成後の圧縮強さが３０ＭＰａ以上６０ＭＰａ以下、本体部の１４００℃還元焼成後の圧縮強さが１５ＭＰａ以上３０ＭＰａ未満である出鋼口スリーブ。」
【００１６】
なお、本発明の出鋼口スリーブの材料構成（材質）は、前記圧縮強さの要件を満たすことができれば特に限定されないが、典型的には、粒径５ｍｍ未満のマグネシアを８５〜９５質量％、炭素質材料を５〜１５質量％、及び金属を（マグネシアと炭素質材料の合量１００質量％に対して）外掛けで０．２〜６．５質量％含有するものとすることができる。この材料構成自体は前述の特許文献２に開示されているように公知であるが、出鋼口スリーブとして十分な耐用性を有するものであることから、本発明でもこの材料構成を採用することができる。そのうえで本発明は、前述のとおり、出鋼口スリーブの構造を、その長手方向において、溶鋼流入側の流入部と、この流入部より溶融金属流出側の本体部とを含む複層構造とし、かつ流入部の強度を本体部の強度よりも高くすることで、流入部の欠損抑制と易解体性を両立できるようにしたことを特徴とする。
【００１７】
また、出鋼口スリーブの流入部の長さは、溶鋼容器の大きさや出鋼口スリーブの全長に応じて適宜設定すればよいが、流入部の選択的な高強度化による欠損抑制効果を十分に得る点からは１００ｍｍ以上であることが好ましく、これに易解体性を考慮すると１００ｍｍ以上５００ｍｍ以下であることが好ましい。
【発明の効果】
【００１８】
本発明の出鋼口スリーブれんがによれば、出鋼口スリーブれんがの溶鋼流入側の流入部の欠損抑制と易解体性を両立することができる。したがって、本発明の出鋼口スリーブれんがをスラグダーツによりスラグカットする転炉に使用すると、安定したスラグカットを継続できるとともに突発的な出鋼口スリーブの交換を低減でき、しかも解体時間の増加を最小に抑制することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１９】
【図１】本発明の出鋼口スリーブの一例を示す概念図である。
【図２】１４００℃還元焼成後の圧縮強さと流入部の欠損評価との関係を示すグラフである。
【図３】１４００℃還元焼成後の圧縮強さと損耗指数との関係を示すグラフである。
【発明を実施するための形態】
【００２０】
本発明の出鋼口スリーブれんがを製造するには、マグネシア原料、炭素質材料及び金属粉末を主原料とする耐火原料配合物をＣＩＰ（冷間静水圧）成形により円筒状に成形する。具体的には、流入部用と本体部用とで異なる耐火原料配合物を準備し、それぞれの耐火原料配合物にバインダーとして有機結合剤を適量添加し、ミキサーにて混練して複数の坏土を作製する。これらの坏土を円筒状のゴムモールドに充填して密封し、このゴムモールドをＣＩＰ槽内にセットして加圧成形する。得られた成形体を２００℃〜５００℃で熱処理を行うことで、出鋼口スリーブれんがを製造する。
【００２１】
マグネシア原料としては、耐火物用原料として市販されている電融マグネシアクリンカー、焼結マグネシアクリンカーなどがあり、これらの原料を粗粒から微粉まで組み合わせて使用する。また、マグネシア原料の純度は９８％以上が好ましい。炭素質材料としては、鱗状黒鉛を主に使用し、純度は９８％以上が好ましい。このほか、カーボンブラック、コークス、ピッチ、キッシュグラファイト、メソカーボンなどの併用も可能である。金属粉末としては、アルミニウム、マグネシウム、ケイ素、硼素及びこれらの合金などが使用可能である。有機結合剤としては、フェノール樹脂やフラン樹脂などが使用できる。
【００２２】
図１は本発明の出鋼口スリーブれんがの一例を示す概念図である。同図に示す出鋼口スリーブは、流入部と本体部との２層一体型となっており、全長１５００ｍ、外径３００ｍｍ、内孔径１８０ｍｍで、本体部の長さは１３００ｍｍ、流入部の長さは２００ｍｍである。
【００２３】
出鋼口スリーブの全長は、例えば転炉に使用する場合、その転炉の側壁の侵食厚みに応じて調整する。この場合、本体部の長さを変えることで必要な出鋼口スリーブの全長に調整する。また、異なる材料の膨張差により２層境界に亀裂が生じる場合には流入部と本体部の間に境界部を配置することも可能である。境界部を設ける際には流入部と本体部との中間的な耐火原料配合物を使用する。
【００２４】
このように本発明の出鋼口スリーブは、複数の耐火原料配合物を使用することで、長手方向に少なくとも流入部と本体部を含む複層構造とするが、出鋼口スリーブ自体の材料構成は、前述のとおり粒径５ｍｍ未満のマグネシアを８５〜９５質量％、炭素質材料を５〜１５質量％、及び金属を（マグネシアと炭素質材料の合量１００質量％に対して）外掛けで０．２〜６．５質量％含有するものとできる。すなわち、この材料構成の範囲内で、アルミニウムなどの金属の含有量を調整したり、マグネシアの粒度や炭素質材料の含有量を調整したりすることで、流入部の強度が本体部の強度よりも高くなるようにすることができる。
【実施例】
【００２５】
表１は、単一材料系の出鋼口スリーブれんがにおいて、１４００℃還元焼成後の圧縮強さと実炉での使用結果との関係を調査した結果であり、図２と図３は、その結果をグラフに表示したものである。
【００２６】
【表１】
0006633965.tif 000002
【００２７】
出鋼口スリーブは、表１に示した原料からなる耐火原料配合物に液状フェノール樹脂を適量添加し混練、静水圧成形を行い、２５０℃で１０時間熱処理することにより製造した。出鋼口スリーブの形状は、全長１５００ｍ、外径３００ｍｍ、内孔径１８０ｍｍの円筒形である。また、マグネシア原料としては純度９８質量％の電融マグネシア、炭素質原料としては純度９８質量％の天然鱗状黒鉛を使用した。なお、表１では耐火原料配合物の組成を示したが、これらの耐火原料配合物から製造された出鋼口スリーブの組成は、その耐火原料配合物の組成と実質的に同一である。
【００２８】
１４００℃還元焼成後の圧縮強さはＪＩＳ−Ｒ２２０６に従い測定した。また、この出鋼口スリーブを転炉で使用し、内孔の耐損耗性、流入部の欠損抑制性、及び解体性について評価を行った。解体には回転式穿孔ビットを有する一般的な解体機を使用した。
【００２９】
内孔の耐損耗性は損耗指数により評価した。損耗指数とは、［スリーブ内孔直径の使用前後の差（ｍｍ）／２／スリーブ使用回数（回）］の計算式においてＤの結果を１００として指数で表示したものである。この損耗指数が小さいほど内孔の損耗が小さいということである。
【００３０】
流入部の欠損抑制性は、出鋼口スリーブを５０回使用時点での流入部の欠損程度を目視で観察して５段階で数値化して評価した。この数値が大きいほど欠損の程度が小さく良好であるということである。すなわち、５：欠損無し、４：小さい欠損が１箇所、３：小さい欠損が２箇所以上、２：中程度の欠損有り、１：大きい欠損有り、である。
【００３１】
解体性は解体時間指数により評価した。解体時間指数とは、（（スリーブ解体時間（分）／使用スリーブ全長（ｍｍ））の計算式においてＤの結果を１００として指数で表示したものである。この解体時間指数が小さいほど解体時間が短く解体性に優れているということである。
【００３２】
図２に示したとおり、流入部の欠損は、１４００℃還元焼成後の圧縮強さが大きいほど抑制される結果となり、１４００℃還元焼成後の圧縮強さと相関関係があることがわかる。また、図３に示したとおり、出鋼口スリーブの損耗指数（内孔の損耗）も１４００℃還元焼成後の圧縮強さと相関関係があることがわかる。
【００３３】
表２は、表１で評価した材料を使用して図１の２層構造とした出鋼口スリーブにおいて、本体部用材料として表１のＢ材料を選択し、流入部用材料としてＣ〜Ｉ材料を選択したときの評価結果である。これら２層構造の出鋼口スリーブの製造は、Ｂ及びＣ〜Ｉのそれぞれの耐火原料配合物からなる坏土を作製し、ゴムモールドの中に２層に充填する以外は表１と同じ条件で行った。また、評価も表１と同じ３つの評価を行い、さらに総合評価として、前記の３つの評価結果から総合的に５段階で数値化した。この数値が大きいほど、内孔の耐損耗性、流入部の欠損抑制性、及び解体性のバランスに優れるということである。すなわち、表１の各材料と比較し２層構造とする効果が、５：非常に大きい、４：大きい、３：同程度、２：いずれかの評価で劣る、１：いずれかの評価で著しく劣る、である。なお、Ａ材料はＢ材料より解体性に優れるが、損耗指数が著しく大きいため除外した。
【００３４】
【表２】
0006633965.tif 000003
【００３５】
表２中、Ｎｏ．１〜５は、実際の転炉で使用した結果、内孔の損耗性、流入部の欠損抑制性、及び解体性のバランスに優れる結果となった。一方、Ｎｏ．０は、流入部の材料（Ｃ材料）の圧縮強さが低いため、流入部の欠損を抑制できず総合評価が２となった。また、Ｎｏ．６は、流入部の材料（Ｉ材料）の圧縮強さが高いため流入部の欠損抑制性についてはＮｏ．３及びＮｏ．４と同程度であったが、解体時間が長く総合評価が３となった。
【００３６】
表３は流入部の長さを変更したときの評価結果である。本体部／流入部の組み合わせがＢ／Ｄの場合、流入部の長さが１００ｍｍ以上５００ｍｍ以下において流入部の欠損評価と解体時間において良好な結果が得られた。Ｎｏ．７は、流入部の長さが短く流入部の欠損が増加した結果、総合評価は２となった。Ｎｏ．１１は流入部の長さが長く、表１のＤに対し解体性でほとんど変わらなくなった結果、総合評価は３となった。また、本体部／流入部の組み合わせがＢ／ＦのＮｏ．１４の場合、流入部の圧縮強さが高く、解体時間が長くなった結果、総合評価は３となった。
【００３７】
【表３】
0006633965.tif 000004
【００３８】
この表３の結果より、流入部の長さは１００ｍｍ以上５００ｍｍ以下であることが好ましいと言える。ただし、本発明の技術的思想は、出鋼口スリーブを流入部と本体部を含む複層構造とし、かつ流入部の強度を本体部の強度よりも高くすることで、流入部の欠損抑制と易解体性を両立することができるようにするという課題を解決することにあり、流入部の長さは前述の好ましい範囲外であっても、溶鋼容器の大きさや操業条件等の使用条件によっては前記課題を解決できるので、本発明において流入部の長さは必ずしも前述の好ましい範囲に限定されるものではない。
【図１】
0006633965.tif 000005
【図２】
0006633965.tif 000006
【図３】
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