出鋼口スリーブの選定方法及び出鋼口スリーブ
【課題】穿孔ビットの穿孔能力に応じた出鋼口スリーブの選定方法及び出鋼口スリーブを提供することによって、穿孔ビットの刃体の損耗を抑制しつつ、解体時間の短縮を図る。
【解決手段】溶融金属容器に取り付けられた出鋼口スリーブの解体に使用される穿孔機に装着される穿孔ビット先端部の直径をＤ（ｍｍ）、出鋼口スリーブの周方向に作用する穿孔ビットの最大トルクをＴ（Ｎ・ｍ）とすると、出鋼口スリーブは、Ｃ≦（Ｔ／Ｄ×１０００＋２０００）／３００及び１０≦Ｃ≦１２０を満たす圧縮強さＣ（ＭＰａ）を有している。また、穿孔ビットの刃体と出鋼口スリーブとの接触面積をＳ（ｃｍ２）、出鋼口スリーブの軸方向に作用する穿孔ビットの最大打撃エネルギーをＩＥ（Ｊ）とすると、出鋼口スリーブは、Ｍ≦（ＩＥ／Ｓ×１００００−２０００）／３０００及び２≦Ｍ≦１８を満たす曲げ強さＭ（ＭＰａ）を有している。
【解決手段】溶融金属容器に取り付けられた出鋼口スリーブの解体に使用される穿孔機に装着される穿孔ビット先端部の直径をＤ（ｍｍ）、出鋼口スリーブの周方向に作用する穿孔ビットの最大トルクをＴ（Ｎ・ｍ）とすると、出鋼口スリーブは、Ｃ≦（Ｔ／Ｄ×１０００＋２０００）／３００及び１０≦Ｃ≦１２０を満たす圧縮強さＣ（ＭＰａ）を有している。また、穿孔ビットの刃体と出鋼口スリーブとの接触面積をＳ（ｃｍ２）、出鋼口スリーブの軸方向に作用する穿孔ビットの最大打撃エネルギーをＩＥ（Ｊ）とすると、出鋼口スリーブは、Ｍ≦（ＩＥ／Ｓ×１００００−２０００）／３０００及び２≦Ｍ≦１８を満たす曲げ強さＭ（ＭＰａ）を有している。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、転炉や電気炉などの溶融金属容器の出鋼口スリーブの選定方法及び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融金属容器の出口には、円筒形状をした耐火物からなる出鋼口スリーブが挿着されている。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。
出鋼口スリーブは、炉内は出鋼口ブロック、炉外は内挿スリーブ（又は外挿スリーブ）と呼ばれる耐火物にモルタル等を介して固定されている。解体時には、出鋼口スリーブの周りの耐火物を傷つけないように、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、経年変化した出鋼口スリーブを削り取っている。
【０００３】
例えば特許文献１には、転炉に接近離間可能に配設した機台上に、傾動可能且つ回転しつつ前後動する中空回転軸を設け、中空回転軸の先端に取り付けた穿孔ビットが、反転させた転炉の出鋼口内に穿入するようにした出鋼口開穿機（穿孔機）が開示されている。
【０００４】
また、特許文献２には、超硬チップ（超硬合金よりなる刃体）を酸化させたり脱落させたりすることなく、高温域の出湯孔スリーブ（出鋼口スリーブ）を能率的に穿孔できる熱間穿孔用ビットの発明が開示されている。具体的には、シャンクの先端に形成されたビット本体の穿孔面に、多数の超硬チップを溶接した熱間穿孔用ビットにおいて、水、不活性ガス、液体窒素から選択される冷却流体を超硬チップに供給する冷却孔を、対応する超硬チップの回転方向前方側の近傍位置に形成するものである。
【０００５】
他方、特許文献３には、転炉の出鋼口用スリーブ耐火物の熱間強度及び耐蝕性を向上させて出鋼口用スリーブの耐用性を向上させると共に、出鋼口用スリーブの解体性をも向上させて出鋼口用スリーブの交換に要する時間を短縮することを目的として、粒子径１ｍｍ以上のマグネシアクリンカーが５０重量％以上よりなる耐火物で外周部を構成すると共に、外周部を除く内孔材質を、結晶径３ｍｍ以上の電融マグネシアと、カーボン及び金属に硼化マグネシウムを０．１〜１重量％添加した耐火物で構成する転炉の出鋼口用スリーブ耐火物の発明が開示されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００６】
【特許文献１】実開昭５０−５０８０３号公報
【特許文献２】特開２００７−４６０７８号公報
【特許文献３】特開平６−１４５７５５号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００７】
特許文献２には、従来技術による解体時間が１５〜３０分、実施例の解体時間が７分であったことが記されている。また、特許文献３にも出鋼口用スリーブの解体時間が示され、比較例の解体時間を１００とすると、実施例の解体時間は６５〜８９であったことが記されている。
しかし、解体時間は、各製鉄所で使用されている穿孔機（穿孔ビット）の能力によって大きく左右されるうえ、穿孔機（穿孔ビット）の能力を高めて解体時間の短縮を図った場合、超硬チップの損耗が大きくなるという問題がある。加えて、特許文献３に記載の出鋼口用スリーブの場合、二重スリーブとしているため、製造に手間が掛かるという問題もある。
【０００８】
本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、穿孔ビットの穿孔能力に応じた出鋼口スリーブの選定方法及び出鋼口スリーブを提供することによって、穿孔ビットの刃体の損耗を抑制しつつ、解体時間の短縮を図ることを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
本発明者等は、出鋼口スリーブの解体性向上に寄与するファクターとして出鋼口スリーブの強度に着目し、出鋼口スリーブの強度と出鋼口スリーブの解体性との相関性について検討した。その結果、出鋼口スリーブを回転式の穿孔ビットで解体する場合（出鋼口スリーブ周方向の解体性）については、出鋼口スリーブの圧縮強さと相関があること、出鋼口スリーブを打撃式の穿孔ビットで解体する場合（出鋼口スリーブ軸方向の解体性）については、出鋼口スリーブの曲げ強さと相関があることを見出し、出鋼口スリーブの選定方法の発明を創出するに到ったものである。
【００１０】
即ち、本発明に係る出鋼口スリーブの選定方法は、溶融金属容器に取り付けられた出鋼口スリーブの解体に使用される穿孔機に装着される穿孔ビットの先端部の直径をＤ（ｍｍ）、前記出鋼口スリーブの周方向に作用する前記穿孔ビットの最大トルクをＴ（Ｎ・ｍ）とすると、前記出鋼口スリーブは、下記（１）式及び（２）式を満たす圧縮強さＣ（ＭＰａ）を有することを特徴としている。
Ｃ≦（Ｐ＋２０００）／３００ （１）
１０≦Ｃ≦１２０ （２）
但し、Ｐ（Ｎ）は出鋼口スリーブの周方向に作用する偶力であり、Ｐ（Ｎ）＝Ｔ（Ｎ・ｍ）／Ｄ（ｍｍ）×１０００である。
【００１１】
ここで、圧縮強さＣが１０（ＭＰａ）未満では、出鋼口スリーブの強度が低すぎて供用中の耐用性低下が著しく、１２０（ＭＰａ）を超えると、出鋼口スリーブの耐スポール性が大きく低下し、供用中の割れによってやはり耐用性の低下が著しくなる。
【００１２】
また、本発明に係る出鋼口スリーブの選定方法は、溶融金属容器に取り付けられた出鋼口スリーブの解体に使用される穿孔機に装着される穿孔ビットの刃体と前記出鋼口スリーブとの接触面積をＳ（ｃｍ２）、前記出鋼口スリーブの軸方向に作用する前記穿孔ビットの最大打撃エネルギーをＩＥ（Ｊ）とすると、前記出鋼口スリーブは、下記（３）式及び（４）式を満たす曲げ強さＭ（ＭＰａ）を有することを特徴としている。
Ｍ≦（Ｑ−２０００）／３０００ （３）
２≦Ｍ≦１８ （４）
但し、Ｑ（Ｊ／ｍ２）は出鋼口スリーブの軸方向に作用する単位面積当りの打撃エネルギーであり、Ｑ（Ｊ／ｍ２）＝ＩＥ（Ｊ）／Ｓ（ｃｍ２）×１００００である。
【００１３】
ここで、曲げ強さＭが２（ＭＰａ）未満では、出鋼口スリーブの強度が低すぎて供用中の耐用性低下が著しく、１８（ＭＰａ）を超えると、出鋼口スリーブの耐スポール性が大きく低下し、供用中の割れによってやはり耐用性の低下が著しくなる。
【００１４】
また、本発明に係る出鋼口スリーブは、上記出鋼口スリーブの選定方法によって選定された出鋼口スリーブであることを特徴としている。
【発明の効果】
【００１５】
本発明に係る出鋼口スリーブの選定方法によれば、穿孔ビットの穿孔能力に応じた圧縮強さ又は曲げ強さを有する出鋼口スリーブとすることにより、解体時間の短縮を図ることができるので、出鋼口スリーブの交換時間が短くなり、操業効率が向上する。また、穿孔ビットの刃体の損耗も抑制されるので、メンテナンス費を縮減することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１６】
【図１】出鋼口スリーブの圧縮強さＣと出鋼口スリーブに作用する偶力Ｐとの相関性を示したグラフである。
【図２】出鋼口スリーブの曲げ強さＭと出鋼口スリーブに作用する単位面積当りの打撃エネルギーＱとの相関性を示したグラフである。
【図３】出鋼口スリーブ周方向の解体性と出鋼口スリーブの曲げ強さＭとの相関性を示したグラフである。
【図４】出鋼口スリーブ軸方向の解体性と出鋼口スリーブの圧縮強さＣとの相関性を示したグラフである。
【図５】出鋼口スリーブの強度と解体性との相関性を評価するために実施した試験方法を説明するための模式図である。
【発明を実施するための形態】
【００１７】
続いて、添付した図面を参照しつつ、本発明を具体化した実施の形態につき説明し、本発明の理解に供する。
【００１８】
出鋼口スリーブは、マグネシア原料、炭素質材料、及び金属を主原料とする耐火原料配合物をＣＩＰ（冷間静水圧）成形法により円筒状に成形して形成する。具体的には、これら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得られた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１００〜１５０（ＭＰａ）の圧力で加圧成形する。次いで、得られた成形体を２５０℃で１０時間乾燥させた後、コークスブリーズ（粉コークス）中など炭素の酸化を防止できる条件にて１０００〜１４００℃で１０時間熱処理して、出鋼口スリーブを製造する。
【００１９】
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。
【００２０】
金属原料としては、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。
【００２１】
本発明は、穿孔ビットの能力に合わせた強度を有する出鋼口スリーブを適宜選択するものであるが、出鋼口スリーブの強度を調整する方法としては、アルミニウムなどの金属の添加量を調整する方法の他に、マグネシアの粒度、黒鉛の量、黒鉛以外の炭素原料の併用などを組み合わせることによって出鋼口スリーブの強度を調整することができる。
【００２２】
次に、出鋼口スリーブの強度と解体性との相関性を評価するために実施した試験について説明する。
配合比の異なる２４種類の試験体を作製した。表１及び表２にその一覧を示す。
１２種類の試験体ａ〜ｌは、鱗状黒鉛を１０質量％、粒径５ｍｍ未満〜０．１ｍｍ以上の電融マグネシアを７３質量％、粒径０．１ｍｍ未満の電融マグネシアを１７質量％とすると共に、アルミニウムの添加量で強度を調節することとし、０．２〜５．５質量％の範囲でアルミニウムを添加した。また、炭化硼素を０．２質量％添加し、バインダーに用いたフェノール樹脂は３質量％とした。
５種類の試験体ｍ〜ｑは、鱗状黒鉛を５質量％、粒径５ｍｍ未満〜０．１ｍｍ以上の電融マグネシアを７７質量％、粒径０．１ｍｍ未満の電融マグネシアを１３質量％、アルミニウムを０．５〜４．０質量％、炭化硼素を０．１質量％、フェノール樹脂を３質量％とした。
７種類の試験体ｒ〜ｙは、鱗状黒鉛を１５質量％、粒径５ｍｍ未満〜０．１ｍｍ以上の電融マグネシアを６５質量％、粒径０．１ｍｍ未満の電融マグネシアを２０質量％、アルミニウムを１．５〜６．５質量％、炭化硼素を０．５質量％、フェノール樹脂を３質量％とした。
【００２３】
また、試験体は以下の方法により作製した。
表１及び表２に示す配合割合とされた耐火原料配合物をミキサーにて混練し、得られた杯土を円筒状のゴムモールドに充填してＣＩＰ槽内にセットし、１５００（ｋｇｆ／ｃｍ２）の圧力でＣＩＰ成形した。次いで、得られた成形体を２５０℃で１０時間乾燥させた後、コークスブリーズ中で１４００℃で１０時間熱処理して耐火物を作製した。そして、外径３００ｍｍ、内径１５０ｍｍ、長さ６００ｍｍの円筒状に加工して試験体とした。
【００２４】
各試験体の圧縮強さ及び曲げ強さについては、作製された耐火物の一部から強度試験用サンプルを切り出し、ＪＩＳ−Ｒ２２０６「耐火れんがの圧縮強さの試験方法」及びＪＩＳ−Ｒ２２１３「耐火れんがの曲げ強さの試験方法」に準拠して強度試験を実施した。
【００２５】
【表１】
【００２６】
【表２】
【００２７】
図５は、出鋼口スリーブの強度と解体性との相関性を評価するために実施した試験方法を示した模式図である。出鋼口スリーブを模擬した円筒状の試験体１０を、直方体状の羽口煉瓦１４に形成された貫通孔内にモルタルを介して固定し、周方向Ｒに回転する穿孔ビット１１の最大トルクＴ（Ｎ・ｍ）を変化させて試験体１０を穿孔ビット１１で穿孔する試験、及び軸方向Ａに前後動する穿孔ビット１１の最大打撃エネルギーＩＥ（Ｊ）を変化させて試験体１０を穿孔ビット１１で穿孔する試験を実施した。その際、穿孔ビット１１の先端部１２の直径Ｄは試験体１０の外径と同じ３００ｍｍ、穿孔ビット１１の刃体１３と試験体１０との接触面積Ｓは１６０ｃｍ２とした。
【００２８】
なお、解体時間は、穿孔ビット１１によって長さ６００ｍｍの試験体１０の穿孔を開始してから完了するまでの時間である。実際に使用されている代表的な穿孔ビットの穿孔速度を基に今回の試験条件における解体時間を算出したところ、約４分との結果が得られたので、本試験では、３分未満を良好（○）、３分以上を不良（×）とした。
【００２９】
最大トルクＴを４段階とし、圧縮強さＣ（ＭＰａ）の異なる試験体を穿孔した試験結果を表３〜表５に、それをグラフ化したものを図１に示す。図１において斜線で示した領域が（１）式及び（２）式を満たす領域である。
これらの結果から、（１）式及び（２）式を満たす範囲の圧縮強さＣを有する出鋼口スリーブを選択することによって解体時間が短縮されることがわかる。
【００３０】
【表３】
【００３１】
【表４】
【００３２】
【表５】
【００３３】
また、最大打撃エネルギーＩＥを４段階とし、曲げ強さＭ（ＭＰａ）の異なる試験体を穿孔した試験結果を表６及び表７に、それをグラフ化したものを図２に示す。図２において斜線で示した領域が（３）式及び（４）式を満たす領域である。
これらの結果から、（３）式及び（４）式を満たす範囲の曲げ強さＭを有する出鋼口スリーブを選択することによって解体時間が短縮されることがわかる。
【００３４】
【表６】
【００３５】
【表７】
【００３６】
なお、出鋼口スリーブ周方向の解体性と出鋼口スリーブの曲げ強さＭとの相関性、及び出鋼口スリーブ軸方向の解体性と出鋼口スリーブの圧縮強さＣとの相関性についても併せて検証した。その結果を図３及び図４にグラフ化して示す。これらの図より、出鋼口スリーブ周方向の解体性と出鋼口スリーブの曲げ強さＭとの間、及び出鋼口スリーブ軸方向の解体性と出鋼口スリーブの圧縮強さＣとの間には、それぞれ相関性が認められないことがわかる。
【００３７】
次に、本発明の一実施の形態に係る出鋼口スリーブの選定方法について説明する。
溶融金属容器に取り付けられた出鋼口スリーブの解体に使用される穿孔ビットが回転式である場合は以下のようになる。
（ＳＴＥＰ−１）穿孔機に搭載され、先端部に穿孔ビットを備えるドリフターの仕様（能力）が記載された仕様書などに基づいて、出鋼孔スリーブの解体に使用する穿孔ビットの最大トルクＴを把握する。
（ＳＴＥＰ−２）穿孔ビットの最大トルクＴから出鋼口スリーブの周方向に作用する偶力Ｐ（＝Ｔ／Ｄ×１０００）を算出する。
（ＳＴＥＰ−３）（１）式と（２）式の条件を満たす圧縮強さＣを有する出鋼口スリーブを選択する。
【００３８】
また、出鋼口スリーブの解体に使用される穿孔ビットが打撃式である場合は以下のようになる。
（ＳＴＥＰ−１）穿孔機に搭載され、先端部に穿孔ビットを備えるドリフターの仕様（能力）が記載された仕様書などに基づいて、出鋼孔スリーブの解体に使用する穿孔ビットの最大打撃エネルギーＩＥを把握する。
（ＳＴＥＰ−２）穿孔ビットの最大打撃エネルギーＩＥから出鋼口スリーブの軸方向に作用する単位面積当りの打撃エネルギーＱ（＝ＩＥ／Ｓ×１００００）を算出する。
（ＳＴＥＰ−３）（３）式と（４）式の条件を満たす曲げ強さＭを有する出鋼口スリーブを選択する。
【００３９】
なお、穿孔ビットが回転と打撃の両方の機能を有し、穿孔ビットの能力に対して、出鋼口スリーブの圧縮強さが（１）式及び（２）式を満足し、且つ曲げ強さが（３）式及び（４）式を満足する場合には、穿孔ビットの回転及び打撃を適宜併用しながら穿孔することが可能である。
【００４０】
以上、本発明の実施の形態について説明してきたが、本発明は何ら上記した実施の形態に記載の構成に限定されるものではなく、特許請求の範囲に記載されている事項の範囲内で考えられるその他の実施の形態や変形例も含むものである。例えば、上記実施の形態では、出鋼口スリーブの材質としてマグネシアと炭素を主原料としているが、これらにさらにアルミナやカルシアを加えて主原料としても良い。
【符号の説明】
【００４１】
１０：試験体、１１：穿孔ビット、１２：先端部、１３：刃体、１４：羽口煉瓦、Ｒ：周方向、Ａ：軸方向
【技術分野】
【０００１】
本発明は、転炉や電気炉などの溶融金属容器の出鋼口スリーブの選定方法及び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融金属容器の出口には、円筒形状をした耐火物からなる出鋼口スリーブが挿着されている。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。
出鋼口スリーブは、炉内は出鋼口ブロック、炉外は内挿スリーブ（又は外挿スリーブ）と呼ばれる耐火物にモルタル等を介して固定されている。解体時には、出鋼口スリーブの周りの耐火物を傷つけないように、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、経年変化した出鋼口スリーブを削り取っている。
【０００３】
例えば特許文献１には、転炉に接近離間可能に配設した機台上に、傾動可能且つ回転しつつ前後動する中空回転軸を設け、中空回転軸の先端に取り付けた穿孔ビットが、反転させた転炉の出鋼口内に穿入するようにした出鋼口開穿機（穿孔機）が開示されている。
【０００４】
また、特許文献２には、超硬チップ（超硬合金よりなる刃体）を酸化させたり脱落させたりすることなく、高温域の出湯孔スリーブ（出鋼口スリーブ）を能率的に穿孔できる熱間穿孔用ビットの発明が開示されている。具体的には、シャンクの先端に形成されたビット本体の穿孔面に、多数の超硬チップを溶接した熱間穿孔用ビットにおいて、水、不活性ガス、液体窒素から選択される冷却流体を超硬チップに供給する冷却孔を、対応する超硬チップの回転方向前方側の近傍位置に形成するものである。
【０００５】
他方、特許文献３には、転炉の出鋼口用スリーブ耐火物の熱間強度及び耐蝕性を向上させて出鋼口用スリーブの耐用性を向上させると共に、出鋼口用スリーブの解体性をも向上させて出鋼口用スリーブの交換に要する時間を短縮することを目的として、粒子径１ｍｍ以上のマグネシアクリンカーが５０重量％以上よりなる耐火物で外周部を構成すると共に、外周部を除く内孔材質を、結晶径３ｍｍ以上の電融マグネシアと、カーボン及び金属に硼化マグネシウムを０．１〜１重量％添加した耐火物で構成する転炉の出鋼口用スリーブ耐火物の発明が開示されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００６】
【特許文献１】実開昭５０−５０８０３号公報
【特許文献２】特開２００７−４６０７８号公報
【特許文献３】特開平６−１４５７５５号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００７】
特許文献２には、従来技術による解体時間が１５〜３０分、実施例の解体時間が７分であったことが記されている。また、特許文献３にも出鋼口用スリーブの解体時間が示され、比較例の解体時間を１００とすると、実施例の解体時間は６５〜８９であったことが記されている。
しかし、解体時間は、各製鉄所で使用されている穿孔機（穿孔ビット）の能力によって大きく左右されるうえ、穿孔機（穿孔ビット）の能力を高めて解体時間の短縮を図った場合、超硬チップの損耗が大きくなるという問題がある。加えて、特許文献３に記載の出鋼口用スリーブの場合、二重スリーブとしているため、製造に手間が掛かるという問題もある。
【０００８】
本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、穿孔ビットの穿孔能力に応じた出鋼口スリーブの選定方法及び出鋼口スリーブを提供することによって、穿孔ビットの刃体の損耗を抑制しつつ、解体時間の短縮を図ることを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
本発明者等は、出鋼口スリーブの解体性向上に寄与するファクターとして出鋼口スリーブの強度に着目し、出鋼口スリーブの強度と出鋼口スリーブの解体性との相関性について検討した。その結果、出鋼口スリーブを回転式の穿孔ビットで解体する場合（出鋼口スリーブ周方向の解体性）については、出鋼口スリーブの圧縮強さと相関があること、出鋼口スリーブを打撃式の穿孔ビットで解体する場合（出鋼口スリーブ軸方向の解体性）については、出鋼口スリーブの曲げ強さと相関があることを見出し、出鋼口スリーブの選定方法の発明を創出するに到ったものである。
【００１０】
即ち、本発明に係る出鋼口スリーブの選定方法は、溶融金属容器に取り付けられた出鋼口スリーブの解体に使用される穿孔機に装着される穿孔ビットの先端部の直径をＤ（ｍｍ）、前記出鋼口スリーブの周方向に作用する前記穿孔ビットの最大トルクをＴ（Ｎ・ｍ）とすると、前記出鋼口スリーブは、下記（１）式及び（２）式を満たす圧縮強さＣ（ＭＰａ）を有することを特徴としている。
Ｃ≦（Ｐ＋２０００）／３００ （１）
１０≦Ｃ≦１２０ （２）
但し、Ｐ（Ｎ）は出鋼口スリーブの周方向に作用する偶力であり、Ｐ（Ｎ）＝Ｔ（Ｎ・ｍ）／Ｄ（ｍｍ）×１０００である。
【００１１】
ここで、圧縮強さＣが１０（ＭＰａ）未満では、出鋼口スリーブの強度が低すぎて供用中の耐用性低下が著しく、１２０（ＭＰａ）を超えると、出鋼口スリーブの耐スポール性が大きく低下し、供用中の割れによってやはり耐用性の低下が著しくなる。
【００１２】
また、本発明に係る出鋼口スリーブの選定方法は、溶融金属容器に取り付けられた出鋼口スリーブの解体に使用される穿孔機に装着される穿孔ビットの刃体と前記出鋼口スリーブとの接触面積をＳ（ｃｍ２）、前記出鋼口スリーブの軸方向に作用する前記穿孔ビットの最大打撃エネルギーをＩＥ（Ｊ）とすると、前記出鋼口スリーブは、下記（３）式及び（４）式を満たす曲げ強さＭ（ＭＰａ）を有することを特徴としている。
Ｍ≦（Ｑ−２０００）／３０００ （３）
２≦Ｍ≦１８ （４）
但し、Ｑ（Ｊ／ｍ２）は出鋼口スリーブの軸方向に作用する単位面積当りの打撃エネルギーであり、Ｑ（Ｊ／ｍ２）＝ＩＥ（Ｊ）／Ｓ（ｃｍ２）×１００００である。
【００１３】
ここで、曲げ強さＭが２（ＭＰａ）未満では、出鋼口スリーブの強度が低すぎて供用中の耐用性低下が著しく、１８（ＭＰａ）を超えると、出鋼口スリーブの耐スポール性が大きく低下し、供用中の割れによってやはり耐用性の低下が著しくなる。
【００１４】
また、本発明に係る出鋼口スリーブは、上記出鋼口スリーブの選定方法によって選定された出鋼口スリーブであることを特徴としている。
【発明の効果】
【００１５】
本発明に係る出鋼口スリーブの選定方法によれば、穿孔ビットの穿孔能力に応じた圧縮強さ又は曲げ強さを有する出鋼口スリーブとすることにより、解体時間の短縮を図ることができるので、出鋼口スリーブの交換時間が短くなり、操業効率が向上する。また、穿孔ビットの刃体の損耗も抑制されるので、メンテナンス費を縮減することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１６】
【図１】出鋼口スリーブの圧縮強さＣと出鋼口スリーブに作用する偶力Ｐとの相関性を示したグラフである。
【図２】出鋼口スリーブの曲げ強さＭと出鋼口スリーブに作用する単位面積当りの打撃エネルギーＱとの相関性を示したグラフである。
【図３】出鋼口スリーブ周方向の解体性と出鋼口スリーブの曲げ強さＭとの相関性を示したグラフである。
【図４】出鋼口スリーブ軸方向の解体性と出鋼口スリーブの圧縮強さＣとの相関性を示したグラフである。
【図５】出鋼口スリーブの強度と解体性との相関性を評価するために実施した試験方法を説明するための模式図である。
【発明を実施するための形態】
【００１７】
続いて、添付した図面を参照しつつ、本発明を具体化した実施の形態につき説明し、本発明の理解に供する。
【００１８】
出鋼口スリーブは、マグネシア原料、炭素質材料、及び金属を主原料とする耐火原料配合物をＣＩＰ（冷間静水圧）成形法により円筒状に成形して形成する。具体的には、これら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得られた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１００〜１５０（ＭＰａ）の圧力で加圧成形する。次いで、得られた成形体を２５０℃で１０時間乾燥させた後、コークスブリーズ（粉コークス）中など炭素の酸化を防止できる条件にて１０００〜１４００℃で１０時間熱処理して、出鋼口スリーブを製造する。
【００１９】
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。
【００２０】
金属原料としては、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。
【００２１】
本発明は、穿孔ビットの能力に合わせた強度を有する出鋼口スリーブを適宜選択するものであるが、出鋼口スリーブの強度を調整する方法としては、アルミニウムなどの金属の添加量を調整する方法の他に、マグネシアの粒度、黒鉛の量、黒鉛以外の炭素原料の併用などを組み合わせることによって出鋼口スリーブの強度を調整することができる。
【００２２】
次に、出鋼口スリーブの強度と解体性との相関性を評価するために実施した試験について説明する。
配合比の異なる２４種類の試験体を作製した。表１及び表２にその一覧を示す。
１２種類の試験体ａ〜ｌは、鱗状黒鉛を１０質量％、粒径５ｍｍ未満〜０．１ｍｍ以上の電融マグネシアを７３質量％、粒径０．１ｍｍ未満の電融マグネシアを１７質量％とすると共に、アルミニウムの添加量で強度を調節することとし、０．２〜５．５質量％の範囲でアルミニウムを添加した。また、炭化硼素を０．２質量％添加し、バインダーに用いたフェノール樹脂は３質量％とした。
５種類の試験体ｍ〜ｑは、鱗状黒鉛を５質量％、粒径５ｍｍ未満〜０．１ｍｍ以上の電融マグネシアを７７質量％、粒径０．１ｍｍ未満の電融マグネシアを１３質量％、アルミニウムを０．５〜４．０質量％、炭化硼素を０．１質量％、フェノール樹脂を３質量％とした。
７種類の試験体ｒ〜ｙは、鱗状黒鉛を１５質量％、粒径５ｍｍ未満〜０．１ｍｍ以上の電融マグネシアを６５質量％、粒径０．１ｍｍ未満の電融マグネシアを２０質量％、アルミニウムを１．５〜６．５質量％、炭化硼素を０．５質量％、フェノール樹脂を３質量％とした。
【００２３】
また、試験体は以下の方法により作製した。
表１及び表２に示す配合割合とされた耐火原料配合物をミキサーにて混練し、得られた杯土を円筒状のゴムモールドに充填してＣＩＰ槽内にセットし、１５００（ｋｇｆ／ｃｍ２）の圧力でＣＩＰ成形した。次いで、得られた成形体を２５０℃で１０時間乾燥させた後、コークスブリーズ中で１４００℃で１０時間熱処理して耐火物を作製した。そして、外径３００ｍｍ、内径１５０ｍｍ、長さ６００ｍｍの円筒状に加工して試験体とした。
【００２４】
各試験体の圧縮強さ及び曲げ強さについては、作製された耐火物の一部から強度試験用サンプルを切り出し、ＪＩＳ−Ｒ２２０６「耐火れんがの圧縮強さの試験方法」及びＪＩＳ−Ｒ２２１３「耐火れんがの曲げ強さの試験方法」に準拠して強度試験を実施した。
【００２５】
【表１】
【００２６】
【表２】
【００２７】
図５は、出鋼口スリーブの強度と解体性との相関性を評価するために実施した試験方法を示した模式図である。出鋼口スリーブを模擬した円筒状の試験体１０を、直方体状の羽口煉瓦１４に形成された貫通孔内にモルタルを介して固定し、周方向Ｒに回転する穿孔ビット１１の最大トルクＴ（Ｎ・ｍ）を変化させて試験体１０を穿孔ビット１１で穿孔する試験、及び軸方向Ａに前後動する穿孔ビット１１の最大打撃エネルギーＩＥ（Ｊ）を変化させて試験体１０を穿孔ビット１１で穿孔する試験を実施した。その際、穿孔ビット１１の先端部１２の直径Ｄは試験体１０の外径と同じ３００ｍｍ、穿孔ビット１１の刃体１３と試験体１０との接触面積Ｓは１６０ｃｍ２とした。
【００２８】
なお、解体時間は、穿孔ビット１１によって長さ６００ｍｍの試験体１０の穿孔を開始してから完了するまでの時間である。実際に使用されている代表的な穿孔ビットの穿孔速度を基に今回の試験条件における解体時間を算出したところ、約４分との結果が得られたので、本試験では、３分未満を良好（○）、３分以上を不良（×）とした。
【００２９】
最大トルクＴを４段階とし、圧縮強さＣ（ＭＰａ）の異なる試験体を穿孔した試験結果を表３〜表５に、それをグラフ化したものを図１に示す。図１において斜線で示した領域が（１）式及び（２）式を満たす領域である。
これらの結果から、（１）式及び（２）式を満たす範囲の圧縮強さＣを有する出鋼口スリーブを選択することによって解体時間が短縮されることがわかる。
【００３０】
【表３】
【００３１】
【表４】
【００３２】
【表５】
【００３３】
また、最大打撃エネルギーＩＥを４段階とし、曲げ強さＭ（ＭＰａ）の異なる試験体を穿孔した試験結果を表６及び表７に、それをグラフ化したものを図２に示す。図２において斜線で示した領域が（３）式及び（４）式を満たす領域である。
これらの結果から、（３）式及び（４）式を満たす範囲の曲げ強さＭを有する出鋼口スリーブを選択することによって解体時間が短縮されることがわかる。
【００３４】
【表６】
【００３５】
【表７】
【００３６】
なお、出鋼口スリーブ周方向の解体性と出鋼口スリーブの曲げ強さＭとの相関性、及び出鋼口スリーブ軸方向の解体性と出鋼口スリーブの圧縮強さＣとの相関性についても併せて検証した。その結果を図３及び図４にグラフ化して示す。これらの図より、出鋼口スリーブ周方向の解体性と出鋼口スリーブの曲げ強さＭとの間、及び出鋼口スリーブ軸方向の解体性と出鋼口スリーブの圧縮強さＣとの間には、それぞれ相関性が認められないことがわかる。
【００３７】
次に、本発明の一実施の形態に係る出鋼口スリーブの選定方法について説明する。
溶融金属容器に取り付けられた出鋼口スリーブの解体に使用される穿孔ビットが回転式である場合は以下のようになる。
（ＳＴＥＰ−１）穿孔機に搭載され、先端部に穿孔ビットを備えるドリフターの仕様（能力）が記載された仕様書などに基づいて、出鋼孔スリーブの解体に使用する穿孔ビットの最大トルクＴを把握する。
（ＳＴＥＰ−２）穿孔ビットの最大トルクＴから出鋼口スリーブの周方向に作用する偶力Ｐ（＝Ｔ／Ｄ×１０００）を算出する。
（ＳＴＥＰ−３）（１）式と（２）式の条件を満たす圧縮強さＣを有する出鋼口スリーブを選択する。
【００３８】
また、出鋼口スリーブの解体に使用される穿孔ビットが打撃式である場合は以下のようになる。
（ＳＴＥＰ−１）穿孔機に搭載され、先端部に穿孔ビットを備えるドリフターの仕様（能力）が記載された仕様書などに基づいて、出鋼孔スリーブの解体に使用する穿孔ビットの最大打撃エネルギーＩＥを把握する。
（ＳＴＥＰ−２）穿孔ビットの最大打撃エネルギーＩＥから出鋼口スリーブの軸方向に作用する単位面積当りの打撃エネルギーＱ（＝ＩＥ／Ｓ×１００００）を算出する。
（ＳＴＥＰ−３）（３）式と（４）式の条件を満たす曲げ強さＭを有する出鋼口スリーブを選択する。
【００３９】
なお、穿孔ビットが回転と打撃の両方の機能を有し、穿孔ビットの能力に対して、出鋼口スリーブの圧縮強さが（１）式及び（２）式を満足し、且つ曲げ強さが（３）式及び（４）式を満足する場合には、穿孔ビットの回転及び打撃を適宜併用しながら穿孔することが可能である。
【００４０】
以上、本発明の実施の形態について説明してきたが、本発明は何ら上記した実施の形態に記載の構成に限定されるものではなく、特許請求の範囲に記載されている事項の範囲内で考えられるその他の実施の形態や変形例も含むものである。例えば、上記実施の形態では、出鋼口スリーブの材質としてマグネシアと炭素を主原料としているが、これらにさらにアルミナやカルシアを加えて主原料としても良い。
【符号の説明】
【００４１】
１０：試験体、１１：穿孔ビット、１２：先端部、１３：刃体、１４：羽口煉瓦、Ｒ：周方向、Ａ：軸方向
【特許請求の範囲】
【請求項１】
溶融金属容器に取り付けられた出鋼口スリーブの解体に使用される穿孔機に装着される穿孔ビットの先端部の直径をＤ（ｍｍ）、前記出鋼口スリーブの周方向に作用する前記穿孔ビットの最大トルクをＴ（Ｎ・ｍ）とすると、前記出鋼口スリーブは、下記（１）式及び（２）式を満たす圧縮強さＣ（ＭＰａ）を有することを特徴とする出鋼口スリーブの選定方法。
Ｃ≦（Ｐ＋２０００）／３００ （１）
１０≦Ｃ≦１２０ （２）
但し、Ｐ（Ｎ）＝Ｔ（Ｎ・ｍ）／Ｄ（ｍｍ）×１０００
【請求項２】
溶融金属容器に取り付けられた出鋼口スリーブの解体に使用される穿孔機に装着される穿孔ビットの刃体と前記出鋼口スリーブとの接触面積をＳ（ｃｍ２）、前記出鋼口スリーブの軸方向に作用する前記穿孔ビットの最大打撃エネルギーをＩＥ（Ｊ）とすると、前記出鋼口スリーブは、下記（３）式及び（４）式を満たす曲げ強さＭ（ＭＰａ）を有することを特徴とする出鋼口スリーブの選定方法。
Ｍ≦（Ｑ−２０００）／３０００ （３）
２≦Ｍ≦１８ （４）
但し、Ｑ（Ｊ／ｍ２）＝ＩＥ（Ｊ）／Ｓ（ｃｍ２）×１００００
【請求項３】
請求項１又は２記載の出鋼口スリーブの選定方法によって選定された出鋼口スリーブ。
【請求項１】
溶融金属容器に取り付けられた出鋼口スリーブの解体に使用される穿孔機に装着される穿孔ビットの先端部の直径をＤ（ｍｍ）、前記出鋼口スリーブの周方向に作用する前記穿孔ビットの最大トルクをＴ（Ｎ・ｍ）とすると、前記出鋼口スリーブは、下記（１）式及び（２）式を満たす圧縮強さＣ（ＭＰａ）を有することを特徴とする出鋼口スリーブの選定方法。
Ｃ≦（Ｐ＋２０００）／３００ （１）
１０≦Ｃ≦１２０ （２）
但し、Ｐ（Ｎ）＝Ｔ（Ｎ・ｍ）／Ｄ（ｍｍ）×１０００
【請求項２】
溶融金属容器に取り付けられた出鋼口スリーブの解体に使用される穿孔機に装着される穿孔ビットの刃体と前記出鋼口スリーブとの接触面積をＳ（ｃｍ２）、前記出鋼口スリーブの軸方向に作用する前記穿孔ビットの最大打撃エネルギーをＩＥ（Ｊ）とすると、前記出鋼口スリーブは、下記（３）式及び（４）式を満たす曲げ強さＭ（ＭＰａ）を有することを特徴とする出鋼口スリーブの選定方法。
Ｍ≦（Ｑ−２０００）／３０００ （３）
２≦Ｍ≦１８ （４）
但し、Ｑ（Ｊ／ｍ２）＝ＩＥ（Ｊ）／Ｓ（ｃｍ２）×１００００
【請求項３】
請求項１又は２記載の出鋼口スリーブの選定方法によって選定された出鋼口スリーブ。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【公開番号】特開２０１１−４７００７（Ｐ２０１１−４７００７Ａ）
【公開日】平成２３年３月１０日（２０１１．３．１０）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２００９−１９７０６０（Ｐ２００９−１９７０６０）
【出願日】平成２１年８月２７日（２００９．８．２７）
【出願人】（０００１７０７１６）黒崎播磨株式会社 (314)
【出願人】（０００００６６５５）新日本製鐵株式会社 (6,474)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２３年３月１０日（２０１１．３．１０）
【国際特許分類】
【出願日】平成２１年８月２７日（２００９．８．２７）
【出願人】（０００１７０７１６）黒崎播磨株式会社 (314)
【出願人】（０００００６６５５）新日本製鐵株式会社 (6,474)
【Ｆターム（参考）】
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