溶銑を受銑して保持するための鍋型製鉄用容器の耐火物ライニング構造であって、前記容器の外側から順に、鉄皮、断熱材、永久耐火物層およびワーク耐火物層を有し、前記ワーク耐火物層が、受銑して保持する溶銑上に不可避的に存在するスラグ表面位置よりも前記容器の上面開口部側の領域である上部領域と、前記スラグ表面位置を含む前記容器の底部側の領域である下部領域とに区分され、前記上部領域を構成するワーク耐火物として、Al2O3およびSiO2を含有し、かつ、炭素含有量が3質量未満である定形煉瓦を用い、前記下部領域を構成するワーク耐火物として、Al2O3、SiCおよびMgOからなる群から選ばれる少なくとも1種と、6~12質量の炭素とを含有し、かつ、下記式Iの値が1.5以上を満たす定形煉瓦を用いる、鍋型製鉄用容器の耐火物ライニング構造。上記式I中、Eは動的弾性率単位:GPaを示し、Sは圧縮破壊強度単位:MPaを示し、νはポアソン比を示す。前記断熱材の熱伝導率が、0.1W/mK超、1.0W/mK以下である、請求項1に記載の鍋型製鉄用容器の耐火物ライニング構造。前記断熱材の厚さが、5mm超、10mm以下である、請求項1または2に記載の鍋型製鉄用容器の耐火物ライニング構造。近年、所望する効果を維持しつつも、コスト削減等の観点から、施工できる断熱材の選択肢をより広範なものにしたいという要求が高まっている。本発明は、このような点を鑑みてなされたものであり、従来よりも条件が緩和された断熱材を施工できる、鍋型製鉄用容器の耐火物ライニング構造を提供することを目的とする。本発明者らは、上記目的を達成するため鋭意研究を行なった結果、ワーク耐火物として特定の定形煉瓦を用いることで、より長期間にわたって断熱効果を維持でき、施工する断熱材の条件を緩和できることを見出し、本発明を完成させた。すなわち、本発明は、以下の1~3を提供する。1溶銑を受銑して保持するための鍋型製鉄用容器の耐火物ライニング構造であって、上記容器の外側から順に、鉄皮、断熱材、永久耐火物層およびワーク耐火物層を有し、上記ワーク耐火物層が、受銑して保持する溶銑上に不可避的に存在するスラグ表面位置よりも上記容器の上面開口部側の領域である上部領域と、上記スラグ表面位置を含む上記容器の底部側の領域である下部領域とに区分され、上記上部領域を構成するワーク耐火物として、Al2O3およびSiO2を含有し、かつ、炭素含有量が3質量未満である定形煉瓦を用い、上記下部領域を構成するワーク耐火物として、Al2O3、SiCおよびMgOからなる群から選ばれる少なくとも1種と、6~12質量の炭素とを含有し、かつ、下記式Iの値が1.5以上を満たす定形煉瓦を用いる、鍋型製鉄用容器の耐火物ライニング構造。上記式I中、Eは動的弾性率単位:GPaを示し、Sは圧縮破壊強度単位:MPaを示し、νはポアソン比を示す。2上記断熱材の熱伝導率が、0.1W/mK超、1.0W/mK以下である、上記1に記載の鍋型製鉄用容器の耐火物ライニング構造。3上記断熱材の厚さが、5mm超、10mm以下である、上記1または2に記載の鍋型製鉄用容器の耐火物ライニング構造。本発明によれば、従来よりも条件が緩和された断熱材を施工できる、鍋型製鉄用容器の耐火物ライニング構造を提供することができる。図5は、本発明に係る鍋型製鉄用容器を溶銑鍋1に適用した例を示す模式図である。なお、図5では、溶銑鍋1の一部を切り欠いて示している。図5に示す溶銑鍋1は、高炉図示せずから出湯されて受銑した溶銑11を保持している状態を示している。溶銑鍋1が保持する溶銑11の湯面上には、不可避的に存在する厚さ約10mm程度のスラグ12が浮いている。溶銑鍋1の耐火物ライニング構造は、外側から順に、鉄皮2、永久耐火物層3およびワーク耐火物層4を有する構造であり、鉄皮2と永久耐火物層3との間には、断熱材5が施工されている。ここで、鉄皮とは、鍋型製鉄用容器の最外層として、耐火物を支持する鋼鉄製の構造物である。また、永久耐火物層とは、後述するワーク耐火物層の一部がすべて損傷、抜け落ちたときでも、溶銑が漏洩しないよう、安全を確保するために施工される煉瓦層であり、セーフティライニングとも呼ばれる。永久耐火物層は、成形煉瓦定形耐火物または不定形耐火物で構成され、成形煉瓦で構成されるときには、永久煉瓦層とも呼ばれる。永久耐火物層を構成する耐火物は、永久耐火物または永久煉瓦と呼ばれ、例えば、ろう石煉瓦が用いられる。図5に示す永久耐火物層3は、2層の永久耐火物3aで構成されている。ワーク耐火物層とは、高温の溶銑に直接接する耐火物層であり、溶銑およびスラグとの接触面稼働面を形成する層である。ワーク耐火物層も、成形煉瓦定形耐火物または不定形耐火物で構成され、成形煉瓦で構成されるときには、ワーク煉瓦層とも呼ばれる。なお、ワーク耐火物層を構成する耐火物は、ワーク耐火物またはワーク煉瓦とも呼ばれる。図5に示すワーク耐火物層4は、ワーク耐火物4aで構成され、目地材としてモルタル6が用いられている。ここで、ワーク耐火物層4は、受銑され保持されている溶銑11上に存在するスラグ12の表面位置よりも溶銑鍋1の上面開口部1a側の領域以下、上部領域というと、このスラグ12の表面位置を含む容器1の底部1b側の領域以下、下部領域というとに区分される。つまり、図5に示すワーク耐火物層4については、図5中に示す破線Lよりも上側を構成するのが上部領域であり、破線L以下を構成するのが下部領域である。溶銑鍋1の全高を3分割すると、上部領域は、上側約1/3の領域であり、下部領域は下側約2/3の領域である。なお、溶銑を転炉等に払い出すとき等に溶銑鍋が傾斜してスラグ表面位置が相対的に傾く場合もあり得るが、本発明において、スラグ表面位置とは、高炉から出湯された溶銑の受銑が終了して保持している状態保持している溶銑を搬送する状態や、保持している溶銑に精錬処理等の各種処理を実施する際の状態も含むにおけるスラグ表面位置を意味する概念であり、上記傾斜状態を含まない概念である。また、スラグ表面位置は、操業条件等によって変動する場合もあり得るが、本発明においては、通常の操業条件でスラグ表面が到達する位置を意味するものとする。本発明において、ワーク耐火物層の上部領域を構成するワーク耐火物としては、Al2O3およびSiO2を含有し、かつ、炭素含有量が3質量未満である定形煉瓦以下、便宜的にAl2O3-SiO2煉瓦ともいうを用いる。Al2O3-SiO2煉瓦においては、酸化防止の観点から、炭素含有量は少ないほど好ましく、3.0質量未満がより好ましく、実質的に含有してない態様がさらに好ましい。一方、本発明において、ワーク耐火物層の下部領域を構成するワーク耐火物としては、Al2O3、SiCおよびMgOからなる群から選ばれる少なくとも1種と、炭素とを含有する定形煉瓦以下、単に定形煉瓦ともいうが用いられる。このような定形煉瓦としては、例えば、Al2O3-SiC-C煉瓦、MgO-C煉瓦、Al2O3-C煉瓦などが挙げられ、含有する炭素は、例えば、黒鉛であり、具体的には鱗状黒鉛である。なお、以下では、特に断りがない限り、単にワーク耐火物層という場合はワーク耐火物層の下部領域を意味するものとし、また、単にワーク耐火物という場合はワーク耐火物層の下部領域を構成するワーク耐火物を意味するものとする。鉄皮と永久耐火物層との間に施工される断熱材は、断熱機能を発揮する材料である。断熱材の材質としては、例えば、SiO2、Al2O3などが挙げられる。断熱材としては、圧縮強度が静鉄圧よりも高いものを使用することが好ましく、例えば、炭化珪素SiCや酸化チタンなどが添加された断熱材を用いてもよく、ファイバー繊維などを混入させて強度を確保した断熱材を用いてもよい。図5に示す溶銑鍋1においては、まず、高炉で溶銑11を受銑し、脱珪処理、脱硫処理、脱りん処理などの溶銑予備処理が実施された後、転炉等に溶銑11を払い出し、空鍋になった状態で再び高炉に戻るという工程が繰り返し実施される。このときの溶銑鍋1内の温度変化を概説すると、溶銑の受銑から払い出しまでにかけて温度は上昇し、空鍋時には温度は低下する。このような繰り返しの熱負荷を続けると、施工された耐火物特にワーク耐火物に発生する熱応力も、それに応じて変動する。この熱応力によってワーク耐火物内に亀裂が発生し、ワーク耐火物の溶損助長や疲労破壊が発生する。すなわち、耐用回数が低減する。なお、ワーク耐火物として施工された定形煉瓦は、通常、圧縮応力によって破壊される。仮に、引張応力が働く条件になっても定形煉瓦間にはモルタル等の目地材が存在するため、個々の定形煉瓦には破壊に至るような引張応力は負荷されない。ここで、溶銑鍋などで一般的に用いられるワーク耐火物としては、Al2O3-SiC-C煉瓦以下ASC煉瓦ともいうが用いられる。ASC煉瓦に代表される炭素を含有するワーク耐火物では、炭素含有量を減少させると熱スポーリングに対する耐性が低下する傾向にあるため、炭素含有量が低いワーク耐火物での熱衝撃向上特性が要求される。本発明者らが、鍋型製鉄用容器におけるワーク耐火物の損傷要因を調査したところ、溶解などによる損傷は確認されず、ワーク耐火物の表面稼働面近傍に、稼働面に対してほぼ平行な方向に亀裂が入っている状況を確認した。本発明者らは、この亀裂が、繰り返し行われる熱変化に伴う動的な熱疲労破壊であると考えた。そこで、本発明者らは、機械的特性値を各種変更させたワーク耐火物を用いて、損傷寿命との関連性を調査した。なお、溶銑の受銑および払い出しは比較的短時間で行なわれるため、ワーク耐火物の表面付近の温度変化は等温的というよりも、断熱的変化に近いと考えられる。このとき、ワーク耐火物の機械的物性としては、これらを考慮した物性値で評価すべきである。断熱的変化に伴う機械的特性値としては、動的弾性率がある。よって、動的弾性率を用いた評価を実施した。その結果、以下に説明するように、ワーク耐火物として、下記式Iの値が1.5以上を満たす定形煉瓦を用いることが望ましいことが見出された。上記式I中、Eは動的弾性率単位:GPaを示し、Sは圧縮破壊強度単位:MPaを示し、νはポアソン比を示す。ここで、動的弾性率Eは、材料中に音波を照射し、その応答時間より算出する方法により測定される。圧縮破壊強度Sは、材料試験片直方体、立方体、もしくは円筒体に圧縮荷重を負荷し、試験片が破壊したときの荷重を荷重負荷面積で除することにより導出される。ポアソン比νは、材料試験片直方体、立方体、もしくは円筒体に圧縮荷重を負荷したときに、荷重負荷方向とそれに直角な方向のひずみ量をひずみゲージを用いて測定し、両者の比荷重負荷方向に直角な方向のひずみ量/荷重負荷方向のひずみ量をとることによって導出される。ここで、上記式Iの技術的意義について説明する。まず、例えば溶銑鍋は、受洗した溶銑からの受熱と空鍋時の放熱とを繰り返し行なうため、稼働面の温度変動が大きく、発生熱応力の差も大きくなる。溶銑鍋に代表される鍋型製鉄用容器におけるワーク耐火物の損傷要因の1つは、この発生熱応力の繰り返しによって亀裂が進展して破壊に至る、いわゆる熱応力損傷であると考えられる。この熱応力変動に対するワーク耐火物の抵抗力を示す指標の1つとして、下記式1で表される熱衝撃損傷抵抗係数Rがある。上記式1中のΓは、ワーク耐火物の破壊エネルギー単位:J/m2であり、破壊仕事量Uを用いて下記式2で表されるP:荷重、U:変位。上記式2において、右辺の積分項は荷重-変位曲線の面積に相当する。ワーク耐火物を脆性材料と仮定し、荷重-変位曲線を応力-歪み曲線に書き換えたとき、右辺の積分項は近似的に下記式3で表される。上記式3の結果を上記式1に当てはめると、上記式1で表される熱衝撃損傷抵抗係数Rは、下記式4に書き換えることができる。以上のことから、上記式Iの値は熱衝撃損傷抵抗係数Rを意味するものであり、その技術的意義は明らかである。本発明においては、特に断りのない限り、上記式Iから導かれる値を熱衝撃損傷抵抗係数と呼び、単に係数ともいう。次に、本発明者らは、溶銑鍋のワーク耐火物としてASC煉瓦を用いて、上記式Iで表される熱衝撃損傷抵抗係数を変動させて、高炉で1500°Cの溶銑を受銑し、その後、溶銑を転炉に払い出した後に高炉に戻るというサイクルを、ワーク耐火物に割れ、剥離以下まとめて剥離ともいうが発生するまで行ない、剥離発生までのサイクル数単位:回を調査した。図1は、熱衝撃損傷抵抗係数と、剥離発生までのサイクル数との関係を示すグラフである。図1に示すグラフを見ると、上記式Iで表される係数が1.5未満の場合は、剥離発生までのサイクル数が少なく、亀裂が容易に発生して剥離が短期間で起こりやすいことが分かった。これに対して、係数が1.5以上の場合は、剥離発生までのサイクル数が大きく増加しており、剥離が起こりにくいことが分かった。これにより、ワーク耐火物として、熱衝撃損傷抵抗係数が1.5以上を満たす定形煉瓦を用いることによって、鍋型製鉄用容器の耐用回数がより安定的に向上することが見出された。上記式Iで表される係数の値は、本発明の効果がより優れるという理由から、1.5~3.0であるのが好ましく、1.9~3.0であるのがより好ましい。また、上記式Iで表される係数が1.5以上を満たす定形煉瓦の炭素含有量は、6~12質量である。7.0~12.0質量であるのがより好ましい。炭素含有量が12質量を超えると、熱伝導率が大きく上昇する。熱伝導率が上昇すると、溶銑や溶鋼を鍋型製鉄用容器に収容したときにワーク耐火物を通じて外部へと放出される熱量が増大するため、適切とはいえない。一方、炭素含有量が6質量未満になると、熱衝撃損傷抵抗係数が低下する。これは、炭素含有による靱性向上の効果が薄れるためと考えられる。ワーク耐火物内への亀裂の発生量や進展量が多くなるために、割れや剥離に対して弱くなる。これに対して、黒鉛含有量が上記範囲であれば、外部へと放出される熱量も低減され、熱衝撃損傷抵抗係数も適切となる。ワーク耐火物として、上記式Iで表される係数が1.5以上であって、かつ、炭素含有量が6~12質量を満たす定形煉瓦以下、本発明の定形煉瓦ともいうを用いることで、例えば、脱硫などの溶銑予備処理を行なう条件であっても、ワーク耐火物の損傷速度を大きく低減させることができる。そのため、耐火物ライニング構造として施工する断熱材の条件を、従来よりも緩和することが可能となる。すなわち、従来は、熱伝導率が0.1W/mK以下の断熱材が用いられているが例えば、特許文献1の段落[0057]を参照、本発明の定形煉瓦をワーク耐火物として用いれば、損傷速度が低減し、長期にわたって断熱効果を維持できるから、施工する断熱材の熱伝導率を0.1W/mK超、1.0W/mK以下にすることができる。より低位の熱伝導を有する材質を用いるのが断熱性に優れるという理由から、断熱材の熱伝導率は、0.1W/mK超、0.3W/mK以下であるのが好ましい。また、従来、断熱材を一定以上の厚さとした場合に、その内側温度が1000°Cを超え、断熱材の厚さに対する温度の変化割合が低下する危険性を有していたが例えば、特許文献1の段落[0055]を参照、本発明の定形煉瓦をワーク耐火物として用いれば、断熱材において、内側温度が1000°Cを超える限界厚さを5mm超、10mm以下まで広げることができる。もっとも、ワーク耐火物の施工性の観点からは、5mm以下の厚さで施工するのが好ましい。このように、本発明によれば、施工される断熱材の条件を緩和できるから、比較的安価な断熱材を選択することができ、コスト低減に寄与できる。なお、ワーク耐火物としては、断熱性の観点から、なるべく熱伝導率が低いものを使用すべきであり、30W/mK以下とすることが好ましい。熱伝導率が30W/mKを超えると、後述する断熱材の内面=稼働面側の面の温度が1000°Cを超えてしまい、断熱材の性能が劣化する場合がある。また、ワーク耐火物層ワーク耐火物の厚さは、120mm以上が好ましい。通常、溶銑鍋は長時間使用され、ワーク耐火物はスポーリング、スラグとの反応により徐々に損傷するが、コスト削減の観点からワーク耐火物の張替えは半年に1回の頻度にとどめたい。長時間使用の損傷によってワーク耐火物層ワーク耐火物の厚さが稼働開始から半年後に1/4まで低減した場合でも、最低30mmの厚さを確保するためには、当初より120mm以上の厚さを確保すべきである。なお、ワーク耐火物層の厚さとワーク耐火物の厚さとを同義として扱う。なお、上記では、ワーク耐火物として、代表的にAl2O3-SiC-C煉瓦を検討対象としたが、例えば、MgO-C煉瓦、Al2O3-C煉瓦などの定形煉瓦を使用することができる。さらに、本発明者らは、断熱材についても検討を行なった。ここでは、断熱材を鉄皮と永久耐火物層との間に施工した場合において、ワーク耐火物の熱伝導率を、炭素含有量を変化させることで、15W/mKから10W/mKに低減させた際の各層の温度分布を調査した。結果を図2に示す。図2は、断熱材を鉄皮と永久耐火物層との間に施工した場合において、可動面からの距離と温度との関係を示すグラフである。図2に示すように、ワーク耐火物の熱伝導率が10W/mKと低い場合には、断熱材の内側の面高温側の面の温度が70°Cも低下することが分かった。図3は、一般的な断熱材の熱伝導率の温度依存性を示すグラフである。図3に示すように、一般的なボード状またはシート状の断熱材は、温度の上昇とともに熱伝導率が増大する傾向を持つ。したがって、熱伝導率が低いワーク耐火物を用いることで、断熱材による断熱効果をより増大することが可能となる。次に、ASC煉瓦を使用して熱伝導率を10W/mKに低下させ、稼働面とワーク耐火物層の背面=永久耐火物層側の面との温度差単位:温度について、鉄皮と永久耐火物層との間に断熱材を施工した場合と、断熱材を施工しなかった場合とを比較した。結果を図4に示す。図4は、稼働面とワーク耐火物層の背面との温度差を示すグラフである。図4に示すように、断熱材を施工しなかった場合と比べて、断熱材を施工した場合は、温度差=稼働面温度-ワーク耐火物層の背面温度が253°Cから217°Cに低下している。ワーク耐火物層内の温度勾配が急激になると、熱分布に応じた熱応力の大きさの分布もより急激になる。その結果、稼働面付近でより大きな応力が発生して、剥離が生じやすくなる。図4に示すように、鉄皮と永久耐火物層との間に断熱材を施工した場合、稼働面とワーク耐火物層の背面との温度差が小さくなるため、それに応じて、発生する熱応力の勾配も緩和される。そのため、割れや剥離の可能性もより低減される。<発明例1~5、比較例1~2>図5に示すような溶銑鍋開口部の面積:17m2、ヒートサイズ:300tにおいて、永久耐火物層およびワーク耐火物層を施工した。各例に共通して、永久耐火物層を構成する永久耐火物として、ろう石煉瓦を使用し、ワーク耐火物層の上部領域を構成するワーク耐火物として、Al2O3-SiO2煉瓦炭素含有量:0.1質量を使用した。また、各例に共通して、ワーク耐火物層の下部領域を構成するワーク耐火物として、Al2O3-SiC-C煉瓦ASC煉瓦を使用し、厚さを180mmとしたが、その黒鉛含有量および上記式Iで表される係数の値については、下記第1表に示すように各例において異ならせた。さらに、一部の例では、鉄皮と永久耐火物層との間にシート状の断熱材を施工し、その熱伝導率および厚さを、各例において、異ならせた。以下、各例を詳細に説明する。まず、発明例1では、下部領域を構成するワーク耐火物として、黒鉛含有量が10質量であって上記式Iで表される係数が1.6であるASC煉瓦を使用した。さらに、熱伝導率が0.05W/mKであるシート状の断熱材を厚さ5mmで施工した。また、発明例2では、下部領域を構成するワーク耐火物として、黒鉛含有量が7質量であって上記式Iで表される係数が1.9であるASC煉瓦を使用した。さらに、熱伝導率が0.8W/mKであるシート状の断熱材を厚さ5mmで施工した。また、発明例3では、下部領域を構成するワーク耐火物として、黒鉛含有量が7質量であって上記式Iで表される係数が2.2であるASC煉瓦を使用した。さらに、熱伝導率が0.8W/mKであるシート状の断熱材を厚さ10mmで施工した。また、発明例4では、下部領域を構成するワーク耐火物として、黒鉛含有量が7.5質量であって上記式Iで表される係数が2.1であるASC煉瓦を使用した。さらに、熱伝導率が0.15W/mKであるシート状の断熱材を厚さ5mmで施工した。また、発明例5では、下部領域を構成するワーク耐火物として、黒鉛含有量が7.5質量であって上記式Iで表される係数が2.5であるASC煉瓦を使用した。さらに、熱伝導率が0.3W/mKであるシート状の断熱材を厚さ5mmで施工した。これに対して、比較例1では、下部領域を構成するワーク耐火物として、黒鉛含有量が15質量であって上記式Iで表される係数が1.0であるASC煉瓦を使用した。なお、断熱材は施工しなかった下記第1表では-で示す。また、比較例2では、下部領域を構成するワーク耐火物として、黒鉛含有量が10質量であって上記式Iで表されるが1.2であるASC煉瓦を使用した。さらに、熱伝導率が0.5W/mKであるシート状の断熱材を厚さ5mmで施工した。このような発明例1~5および比較例1~2ともに、高炉で1500°Cの溶銑を受銑し、その後、溶銑を転炉に払い出した後に高炉に戻るというサイクルを、ワーク耐火物に割れ、剥離が発生するまで行ない、1回目から炉寿命到達時サイクルまでの平均の受銑~溶銑払出し間の溶銑温度降下量単位:°C、および、剥離発生までのサイクル数単位:回を調査した。結果を下記第1表に示す。上記第1表に示す結果から明らかなように、黒鉛含有量が6~12質量であって係数が1.5以上を満たすASC煉瓦を用いた発明例1~5においては、これを用いない比較例1~2と比較して、溶銑温度降下量が減少する傾向が見られ、剥離発生までのサイクル数も増加して耐用回数がより向上した。発明例1~5を詳細に検討する。発明例1は、従来の断熱材熱伝導率:0.05W/mK以下、厚さ:5mm以下を用いているが、発明例2~5の断熱材は、熱伝導率が0.1W/mKを超えている。しかし、このような発明例2~5であっても、溶銑温度降下量や剥離発生までのサイクル数は、発明例1と同等以上の結果が得られることが分かった。したがって、ワーク耐火物層の上部領域を構成するワーク耐火物として、特定の定形煉瓦を用いることで、耐用回数が向上し、長期間にわたって断熱効果が維持でき、従来よりも条件が緩和された断熱材を使用しても、効果が得られることが分かった。そのため、コスト低減効果が期待できる。