JP5047185B2 - Ｌｄ製鋼用の改良型ランス - Google Patents

Description

本発明は、広い意味で言うと、ＬＤ製鋼用の改良されたランスに関するものである。特に、本発明は、工程の要求に従って液体金属の溶滴の生成を変えるための、中央の別個に制御可能な亜音速ノズルを有する多孔ランス設計に関するものである。

鋼は、塩基性酸素炉（ＢＯＦ）工程、電気アーク炉（ＥＡＦ）工程、カルド法等の多くの工程によって生産される。これらのうちで、塩基性酸素炉（ＢＯＦ）又はＬＤ製鋼の工程が、製法が効果的であり及び生産される鋼の品質がよいために、現在世界中で広く用いられている。ＬＤ製鋼工程は、非常に高い割合の鉄と共に、炭素、リン、マグネシウム、マンガン、アルミニウム等を主要な不純物として含む液体銑鉄の精錬工程である。これらの不純物は、酸素ガスを酸化剤として使用する酸化反応によって除去される。酸素ガスは、銅のヘッドを使用する水冷ランスを介して複数の超音速噴流によってＬＤ容器に導入される。さらに、液体金属を完全に攪拌するために、アルゴンガスが容器の底部の羽口から導入される。ランスを介して頂部から酸素ガスを吹き込み、アルゴンを底部から注入するこの工程は、上底吹き工程と呼ばれている。

ＬＤ容器内での精錬工程は以下のようにまとめることができる。液体銑鉄は、金属スクラップと共に容器に投入される。ＬＤ容器で起こる反応のほとんどが発熱反応であり、全体のＬＤ製鋼工程が自動発生工程、即ち外部からの熱供給がまったく必要ないので、これらの金属スクラップは容易に溶解できる。ケイ酸に対する石灰の重量比率（ＣａＯ／ＳｉＯ_２）として定義される塩基度の必要とされる値に従って、フラックスとしての石灰（ＣａＯ）も加えられ、酸素ガスの液体金属への吹込みが開始される。不純物は酸化され、炭素の酸化物以外の酸化物は液体金属の頂部に浮く溶融スラグを形成する。炭素は溶融スラグを通過する一酸化炭素（ＣＯ）ガスとして酸化される。このため、スラグ層の体積が増し、一般に「スラグ・フォーム（スラグ発泡体、ｓｌａｇ ｆｏａｍ）」と呼ばれるものを形成する。スラグ・フォームは、溶融スラグ、液体金属から発生するガス、及び酸素噴流が液体金属表面に衝突することによる容器に投入される液体金属の液滴を含む。こうしてスラグ・フォームが形成され、ランス・ヘッド及び部分的にはランス自体を完全に覆って、容器の大きな体積を占める。スラグ・フォームは液体金属とスラグの間の大きな界面領域を形成し、それによって脱リンなどの界面反応が促進される。

ＬＤ製鋼工程は極めて動的であり、酸素吹込み期間中に容器内の状態が連続的に変化するので、酸素ランスの制御が必須である。したがって、酸素ランスは超音速噴流の衝突の強度を制御するために、異なるランス高さで動作される。ランス高さは、吹込みの開始前の平らな液体金属表面に対する、任意時刻でのランス先端部の距離として定義される。吹込みの開始時には、製鋼業者の主な興味は溶融スラグを即時に形成し、投入された石灰を完全に溶解することである。この段階では炭素の酸化が好ましくないので、ハード・ブロー又はランス高さをより低くすることは、不利になることが分かる。したがって、ランスはより高い所で動作され、例えば最初のランス高さは２．２ｍである。

初期の間は、スラグは、必要な化学的及び物理的特性を有して形成し始める。次に、炭素を酸化することによってより多くのＣＯガスを生成することにより、泡状のスラグを生成することが必要である。なぜなら、泡状のスラグだけが、スラグと金属の間の界面領域を増加させ、それによって脱リンの重要な反応を促進できるからである。したがって、ランスの高さは、ハード・ブローを与えるために低くされる。低くされた高さは、およそ１．５ｍであることができる。この段階では、脱リン反応に関する限り、金属の液滴の生成もまた非常に重要である。ほとんどの場合、ランスは炭素の酸化を促進するために大部分の吹込みに関してこのより低い高さで動作される。

吹込みの最終段階においては、鋼の炭素割合は非常に低く、ＣＯガスの発生は大幅に低下する。ＣＯガスが生成されないため、スラグはもはや泡状ではなく、厚い液体スラグ層が金属表面の上部に形成されることを理解されたい。この段階でのハード・ブロー及び液体金属の液滴の形成は、吹込みのより早い段階で示されたのと同様な理由により好ましくない。したがって、ランス高さはよりソフトな吹込みを与えるために、最初のランス高さに再び高められる。

上記の議論から、ランスへの物理的な要求は、ＬＤ容器への吹込みの間に完全に変わることが明らかである。吹込みのある段階では、液滴の形成が第１に重要であり、その他のある段階では、液体金属の液滴の形成が不利になり、ＬＤ容器の動作に有害になるおそれがある。ランスは、単純な酸素ガスを容器へ供給する装置というとりもはるかに重要な役割を果たすことが明らかである。ランスの設計及び吹込み中の制御を適切に行うことによって、製鋼工程の効果が大幅に改善し、それにより生産される鋼の質が向上できる。

ランスは銅からなり、ノズルが固定される脱着式のヘッドを有する。酸素は、ノズルを介してマッハ数２．０〜２．４の範囲の超音速で容器に吹き込まれる。ランスの超音速ノズルの個数は、容器の寸法、投入の質量、及びその他の動作条件に基づいて決定される。典型的なランスは、噴流の合体を最小限に抑えるため、鉛直軸線から１７．５°の傾斜角を有する６個の超音速ノズルを有することができる。ノズルは２．２の出口マッハ数を有する超音速噴流を生成するように設計されている。すべてのノズルは、単独で１３．７７ｋｇｆ／ｃｍ^２（１３．５バール）の圧力で酸素を供給される。使用されるランスは、ＬＤ容器の高温から保護するために水冷式になっている。

ＬＤ容器内の脱リンを改善することが求められる。すでに述べられたように、ランス設計及び吹込み中の制御は、製鋼工程及び生産される鋼の質に大きく影響を与える。

本発明の１つの目的は、ＬＤ容器内で脱リンを促進するスラグと金属の界面領域を増加させるために、液体金属の液滴の生成を向上させることである。脱リンは本質的にスラグと金属の間の界面反応なので、金属の液滴が増加すると脱リン効率が向上する。したがって、本発明では、ＬＤ容器での液滴の生成が促進するための取り組みがなされる。金属の液滴の形成は本質的にはランスの機能である。したがって金属の液滴の生成を促進するために、酸素噴流の機能は、製鋼条件又はそれに非常に近い条件の下で慎重に考慮される必要がある。

酸素ランスに中央穴を設けると多くの金属の液滴が形成され、スピッティング（飛散）が生じることが分かっている。スピッティングは、容器の口の遮断を生じ、さらにランス及び容器のライニングの耐用年数を縮める可能性があるので不利である。したがって、中央穴は多くの液滴を生成することができるが欠点も有する。

液滴の生成を促進する以外に、中央穴は製鋼業でこれまでに知られていない別の利点を有する。ＬＤ容器の超音速噴流の特性に基づく高密度のスラグ・フォームの効果が検討された。スラグ・フォームは、酸素噴流によって供給されたすべての運動量を吸収し、噴流はスラグに対して運動量を完全に失うことが分かっている。したがって、ＬＤ容器内の超音速酸素噴流の特性に関する現行の知識は、間違っていると考えられる。ＬＤ容器の流体力学的なモデルを使用して行われる液滴の生成の研究はＬＤ容器内の液滴の生成の真の機構を明らかにしないが、それらは液滴の形成の理解を促すための基礎を提供する。周囲噴流はスラグ・フォームに曝されるので、噴流とスラグ・フォームの界面を介して、スラグ層に対して運動量のすべてを失うことが予測される。ガス噴流は溶融した金属表面に達するときに十分な運動量を有しないので、必要に応じた金属の液滴を生成することができない。

しかし、本論証が示唆するように、中央噴流は周縁噴流と比較してスラグ・フォームによってほんのわずかしか覆われず、又はまったく覆われない。周縁噴流は中央噴流を覆い、高密度のスラグ・フォームから中央噴流に対して保護的な覆いを作るのがこの理由である。さらに、中央噴流の存在による正の圧力があり、これが同様にスラグ・フォームの小さな飛沫同伴を周縁噴流の間の空間に押しやる。これは、中央噴流はスラグ層に対して運動量を失わず、集中した運動量、即ち金属表面を裂く高い速度を伴って金属表面に達し、多く求められる、脱リンを促進する金属の液滴を生成する。

したがって、中央噴流を有することが、脱リン速度を改善できる金属の液滴の生成を増加させるのに有利であることが明らかである。

前記で説明したように、吹込みの最初及び最後の段階中に泡状のスラグがない場合、中央噴流が大量のスピッティングを生じ、即ち容器の口を介して液体金属を吐出させる。したがって、ＬＤ製鋼工程のすべての段階中に中央穴を通って非常に強い吹込みがあることは得策でない。吹込みの最初及び最後の段階中のスピッティング又は金属の液滴の生成が大きいことは、スラグ・フォームからの保護がまったくないのでランスを損傷する。スラグ・フォームが存在することで、金属の液滴の速度が低下し、ランス及び容器の耐火物が金属の液滴の衝突から保護されることが期待される。中央穴を通って強い吹込みがあることが、吹込みのこれらの２つの段階中に不利であることが上記の議論から明らかである。

最初の段階でのスピッティングを回避するために流量を低下させるために、超音速ノズルが設計圧力比よりも低い圧力比で動作される場合、言い換えればノズルの吹込みが少なくされると、ノズル自体の発散領域にガスの圧力、速度、温度、及び濃度の衝撃又は強い断絶が起こる可能性がある。発散領域でのそのような衝撃により、超音速ノズルの性能に大きく影響を与えるおそれがあり、ノズルの耐用年数が大幅に低下する。さらに、製鋼条件の下で、ノズルの発散領域の内側に形成されたそのような衝撃により、高温のスラグ・フォーム及び金属の液滴がノズルに吸い込まれ、かなりの腐食及びランスの故障が起こるおそれがある。超音速ノズルを介してＬＤ製鋼工程の異なる段階で必要に応じて流量の制御を大幅に行うことは不可能であることが明らかである。

上記に示した考察により、本発明においては、亜音速ノズル即ち収束する領域のみを伴うノズルを備えることが見出された。それを使用すると流量を制御することが容易であり、供給圧を変更することによって広い範囲の流量も達成できる。さらに、亜音速をもたらすノズルには衝撃形成の問題は存在しない。この説明により、すべてのノズルが同じガス供給ラインを有する場合に、中央穴を通る流量だけを制御することができないことも明らかである。前に説明したように、液滴の形成は吹込みの中間の期間にのみ増加させる必要があり、吹込みの最初及び最後の段階に多くの液滴が生成されることは好ましくない。そのようなランス動作に関しては、中央穴を介する流量の制御が必要であり、上述のように同じ酸素ガスの供給をすべてのノズルに行う場合には不可能である。したがって、本発明では、中央穴に対して別個の制御可能なガス供給が行われる。その他のすべての６個の周縁の超音速ノズルは、共有の高圧のガス供給を有することができる。

したがって、本発明は、単一の吸入の高圧ガス供給ラインを有する複数の周縁の超音速ノズル及び中央のノズルを備えるＬＤ製鋼に関する改良型ランスを提供し、中央のノズルは別個の低圧のガス供給ラインを有する亜音速ノズルであり、中央の亜音速ノズルを通る流量は、工程の要求に従い吹込み中の液体金属の液滴を多様に生成するように制御可能である。

次に図面を参照して本発明を説明する。

中央穴は液滴の生成を増加させることが分かったので、液滴の生成のメカニズムが、図３の概略図に示されるように中央穴を有する１：６の縮小モデルに基づく流体力学モデル実験を通して研究された。プレキシグラスによって作製されたＬＤ容器の１：６の縮尺モデルが使用された。既存の及び提案されたランス設計の縮尺モデルが、液滴の生成を増加させるという中央穴の利点を研究するために作製された。

容器の頂部はステンレス鋼で作製され、円筒部及び容器底部は、実験を可視化するために透明であることが必要なので、プレキシグラスにより作製されている。ランスは、調査のために設計の異なるランス端部を設ける設備を有して、銅により作製される。

縮小されたランスは、図４に示される中央ノズルを備える６個の周縁ノズルを有して設計された。２つ別個の空気ラインがあり、ライン１はすべての６個の外側の周縁ノズルに連結され、それに対してライン２は中央のノズルに連結されている。中央穴を通る流量は直列に連結された１組の圧力調節器及び空気流ローターメータによって個別に制御され、それに対して６個の周囲のノズルを通る流量は別の組の圧力調節器及び空気流ローターメータによって制御される。中心軸線に対する周囲ノズルの傾斜は、２つの異なるランス先端部３を使用することによって（実際に存在するように）１７．５°及び２２°で調査された。

液滴の生成のメカニズムは、すべての７つの穴が実際に動作する場合に調査され、６個のみの周縁ノズルが実際に動作する場合と比較が行われた。図５（ａ）及び５（ｂ）には、液滴の生成の強度が、それぞれ周縁ノズルのみを介して吹き込む場合、及びすべての７つの穴を介して吹き込む場合に関して示される。液滴の生成の範囲は、周縁ノズルを伴う中央穴が動作する場合に、周縁ノズルのみの場合の液滴の生成の範囲よりもはるかに大きいことが視覚的に理解できる。

実験中に、液滴の生成が開始する臨界流量があることが観察された。中央噴流の存在による、液滴生成速度が加速されるメカニズムが図６に概略的に説明される。中央噴流は、垂直に液体金属に衝突し、液体表面の中央に大きなへこみを形成する。そうして形成されたへこみは波状の性質を有し、図６に概略的に示されるように「中央の水溜りの外側の波の先端」を形成する。そうして水溜りの周囲に形成された水の波の先端は、次いで側方噴流によって引裂かれ液滴の生成を促進する。これらの側方噴流は、スラグ・フォームが実際の容器内の周縁噴流の間の中央の空間に入ることを防止するとも考えられ、したがってその高い運動量を有する中央噴流が金属浴表面に達することを確実にし、図６に概略的に示されるものと同様の液滴の生産を可能にさせる。

液滴の生成速度を最大にするための中央ノズル流量の最適値を理解するために、液滴の生成を定量化することが研究された。液滴の生成速度は、４００×１００×５０ｍｍ^３の寸法を有する収集皿を置くことによって測定され、測定は、現行の６ノズル・ランス及び中央のノズルを有する新しい７個穴のランスに関して実施された。収集皿の寸法は６個の周縁ノズルのうちの１個のノズルを囲み、液滴生成の効果を測定するために決定された。液滴の生成速度は、収集皿に収集された液滴の質量速度（ｇ／秒）で表現される。

液滴生成を最大にする中央ノズルを通る最適流量を選択するため、液滴の生成速度が、中央ノズルを通る流量を変化させて研究された。流量比Ｘを、周縁ノズルのうちの１つの流量の比率に対する中央穴を通る流量の比率として定義する。

流量比に対してプロットされた液滴生成速度が図７に示される。中央のノズルを通る流量は、２５％の低い流量比から１２５％の高い流量比まで変えられた。

中央ノズルを通る最適の流量は、液滴生成の改善と、容器の口から流出する浴による飛散及び飛び出し（スピッティング）の制御との均衡を維持することによって得られる。中央の穴を通る流量が増加すると、液滴生成速度が向上することは非常に明確であった。図７は、中央ノズルを通して与えられる流量比Ｘが１（１００％）の場合に液滴生成はほぼ２倍になり、最大値に達することを示す。この流量を超えると、ＬＤ容器の水モデルの口から、勢いよく飛散、飛び出しがあり、それはＬＤ容器の動作に有害である。したがって、流体力学的なモデルの実験から、中央穴を通る最適の流量比Ｘが決定された。その最適の流量比Ｘは、容器からの飛び出し、飛散なしに、液滴生成速度を最大にする。

６個の周囲の穴及び１個の中央穴を備える、前記に説明した７個の穴のランスから出る噴流の特性を研究するために、市販の流体力学の計算ソフトＦＬＵＥＮＴを使用して、数値的なシミュレーションが行われた。周縁噴流の傾斜角は、初期値として１７．５°になるように選択された。これは、現行の６個の穴のランス設計と同じである。前に論じた理由により噴流流れ予測を実行するために中央の亜音速ノズルが加えられた。

新しいランス設計に関して数値的シミュレーションの計算時間を低減させるために、容器を鉛直な中間平面を使用して全領域を分割することにより、全体の流れ領域の半分のみがシミュレーションされた。したがって、２つの完全な超音速噴流及び２つの半分の超音速噴流が数値的にシミュレーションされた。中央の亜音速噴流も半分の噴流としてシミュレーションされた。図（２）の超音速ノズルの寸法は、従来寸法、即ち入口径３２．７ｍｍ、スロート径２５．７ｍｍ、及び出口径３７．３ｍｍに保たれた。

流体力学モデルの実験から得られた最適の流れ比率は１であるので、亜音速ノズルは周縁の超音速ノズル（の直径３７．３ｍｍ）と比べてより大きい出口直径（５４ｍｍ）で設計された。これは中央の亜音速ノズル、及び超音速ノズルのうちの１つを通して同じ質量流量を押し出すために必要である。

より大きな中央ノズルを収容するために、ランス・パイプ径は、既存のランス寸法と比較して１００ｍｍだけ増加させる必要があった。中央の亜音速ノズルを通る体積流量は、周縁の超音速噴流のうちの１つとほぼ同じに保たれた。このことは、周縁の超音速ノズルのうちの１つを通る質量流量は、中央の亜音速ノズルと比較すると異なることを意味する。これは、外側ノズルでの超音速の流れのためノズル出口温度が１５０Ｋに低下することによるものである。これにより、圧力が容器内のどこでもほぼ均一であるとすると、超音速ノズルの出口でのガスの密度がはるかに高くなる。亜音速の中央噴流に関しては、ノズル出口でそのような低い温度には達しない。

吹込み中に中央の亜音速ノズルを通る流れを変えることが意図されているので、１つの超音速ノズルを通る流量に対する亜音速ノズルを通る流量の比率は、可変に保たれる。計算上の労力を小さく保つため、噴流によって誘発される流れを２つの体積流量比に関してのみ研究することが決定された。これらは１．０及び０．５になるように選択された。シミュレーションの結果は、１．０の体積流量比に関して下記に示される。

図８及び図９には、上記に示唆された７個穴のランス設計の数値シミュレーションに使用される計算モデル及びメッシュが示される。１３０万以上のグリッド・ノードが噴流流れのシミュレーションに使用された。シミュレーションは標準的なｋ−εモデルを使用して行われた。シミュレーションには、１テラフロップスのリナックスのクラスタを有する１２個のプロセッサが使用され、１つの流れのシミュレーションを完了するためにおよそ７２〜８０が使用された。ｋ−ε乱れモデルは、実際の流れからある程度のずれを有する複数の噴流の流れ特性を予測することが知られているが、そのずれは大きくない。しかし、短い計算時間でｋ−εモデルを使用して即時に適度な解決を得ることが容易である。この理由から、このモデルが使用された。

図１０では、容器壁及び金属表面の存在のもとで７個穴のランスの対称平面における速度形状が、周縁ノズルの１７．５°の傾斜角に対して示される。数値的なシミュレーションでは、金属表面は応力のない水平層であると仮定された。噴流はその幾何学的な経路に従い、それらの間の干渉は小さいことが図１０から理解される。噴流は中間の高さでのみ干渉することが図１０から理解できる。金属表面により近い噴流の干渉はほんのわずかである。これは、金属表面での中央のよどみ領域によるものである。この領域のより高いよどみ点圧力が噴流を押して離れさせ、合体を低下させる。

図１１には、７個穴のランス設計のノズル先端に形成された衝撃が温度等高線によって示される。亜音速ノズルの出口にも、より小さな衝撃があることが理解できる。これは、周囲とノズル出口の間に温度差があり、圧力差がより小さいことによる。これは、ノズルの収束部の角度を増加させることによって低減できる。本シミュレーションに関しては、角度は１０°に保たれる。

図１２では、金属表面の噴流の衝突位置を示すために、速度等高線が対称な平面にプロットされた。噴流の幾何学的な突出も黒色の円によって液体金属表面に示された。噴流は幾何学的な経路にほぼ追随し、合体は中央噴流及び底部のよどみ領域の存在により最小限であることが分かる。図１２では、速度形状は１５０ｍ／ｓ以下の速度の大きさに関してのみ示される。超音速噴流及び中央の亜音速噴流は、液体金属の浴にほぼ同じ速度で達するが、それぞれのノズルでの出口速度は異なることが観測できる。

亜音速ノズルの出口径（５４ｍｍ）は、超音速ノズルの出口径（３７．３ｍｍ）よりも広いので、金属浴の近くでの速度は一致する。

図１３では、７個穴のランスに関して、速度等高線が、ノズル先端から異なる軸線方向距離でプロットされる。図１３から、１ｍの軸線方向距離まで、噴流間の相互作用が最小であることが理解できる。１．５ｍの距離では、噴流間に大きな相互作用がある。しかし底部のよどみ領域は、噴流を離し、合体は２ｍで低下される。図１３（ｄ）に示される縞は、中央噴流の存在によるものである。

中央噴流のガスは、（シミュレーションでの）金属表面を通過できないので、周囲の超音速噴流を通過する必要がある。シミュレーションでは金属表面が応力のない平らな壁であると仮定されるので、この種類の流れの特徴は実際の容器では生じない可能性がある。ＬＤ容器では、中央噴流の衝撃はへこみを形成し、それは流れの性質を完全に変える。

スラグ・フォームの噴流特性への影響を説明するために、単一の噴流の結果がここに論じられる。ＬＤ容器で周囲の密度（泡／エマルジョン）の可能な値の予測範囲が、吹込み全体を通じて均一の脱炭速度を仮定することによって計算された。容器の内側の泡の平均のスラグ体積分率が１２〜１５％の範囲になる。これは３６０〜４５０Ｋｇ／ｍ^３の平均周囲密度の範囲になる。

使用される数値的な領域及び境界条件は図１４に示される。単一の軸対称ノズルに必要な容器の直径は、（６個のノズルのうち１つのみがシミュレーションされるので）元の容器の断面積の１／６を使用して計算された。さらに、液体金属表面は、せん断のない平らな壁であると想定された。長い軸線方向距離にわたる噴流の挙動を研究するために、ランス高さ（ノズル先端から液体金属の表面の間の距離）が３．５ｍであるようにとられた。容器内の実際のランス高さは１．５〜２．２ｍで変化する。

シミュレーションは、流体の体積（ＶＯＦ）の多段階モデルを有する２Ｄの軸線対称の非定常のＲＡＮＳを使用して段階の界面の追跡が実行された。酸素と一酸化炭素ガスの区別は行われなかった。したがって、１つのみの気相が考慮された。実現可能なｋ−ε乱流モデルが、数式のシステムに近づけるために使用された。ＰＩＳＯアルゴリズムが圧力と速度を結び付けるのに使用された。べき乗の体系が使用される温度を除くすべての流れの変数に対して、２次の風上の離散化スキームが使用された。定常の脱炭速度から計算された平均のスラグ体積分率（１５％）が、最初の推量として容器の領域に充当された。計算の間、スラグは以前のシミュレーションとは異なり、局所的な流れ条件に応じて領域全体を通じて自由に移動できる。静止した環境に入る場合、表面張力もこのシミュレーションには含まれず、高速のガス噴流は周囲にも流れを引き起こす。

周囲に伝達される運動量のため、噴流境界に隣接する周囲の流体は噴流流体の圧倒的な流れ方向に移動し始める。したがって、噴流によって誘発されたこの流れのため、隣接する位置の周囲の流体は噴流に向かって移動する。スラグは周囲のガスを伴って、噴流によって誘発された流れによって噴流境界に向かって勢いよく流れる。ここで、スラグは集積し、体積分率／局所密度が増加する。噴流から伝達する運動量によりスラグは移動させられ、スラグは高速の噴流のコアを緩やかに覆う。スラグのノズル先端への集積及びその噴流に沿った移動を示すために、ノズルの先端付近のスラグ・フォームの密度形状が図１５にプロットされた。

その結果生じる異なる軸線方向位置での運動量フラックス・レート（ｐＶ）は、特定の時間のものが図１６に示される。最大の運動量流速比が噴流の軸線に起こらずに図１６に示されるようにそこから離れて径方向に起こることは何も意味がない。噴流の高速のコアにより、運動量が噴流せん断層に対流的にも拡散的にも連続的に動かされる。軸線での速度は、任意の軸位置でなお最大である。

したがって、軸線方向の運動量の径方向への拡散的な伝達は、噴流軸からせん断層に向かってのものになる。噴流は拡散しているので、径方向速度ｖは噴流内でせん断層に向かうものになり、したがって径方向への運動量の総対流伝達（ρｕｖ）は、せん断層にも向かうものになる。

せん断層の流体（スラグ＋ガス）の密度は噴流ガスと比較して非常に高いので、せん断層は、かなり大きな温度差なしに、より高い特定の熱／温度容量を有するリザーバに熱エネルギーを蓄積するのとちょうど同じく速度を大幅に増加することなくより高い運動量フラックスを蓄積できる。さらに、重力はスラグ層が運動量を得るのを助ける。即ち、スラグ層が重力加速度の方向に移動する。

高速の噴流のコアから高密度のせん断層へ伝達される運動量は、重力加速度によって与えられる運動量に加えたものになる。図１６に示される運動量フラックス・レートのプロットから、高密度のせん断層での運動量フラックス・レートは高速の噴流のコアよりも最小で２桁高いものである。上記の議論から、ＬＤ容器にある高密度のスラグ―ガスの泡が超音速のガス噴流のいくつかの興味深い流れの特徴を生じることが明らかである。吹込み中に形成されるへこみの理解が完全に変わる可能性がある。

ＬＤ鋼の容器の内側の複数の超音速噴流は、高密度のスラグ・フォームの存在により、上記に示されるような特性にも影響を受けることに留意することが重要である。上記の議論から、周縁の超音速噴流は、それらに隣接するスラグ層にそのすべての運動量を失うことが明らかである。スラグ層は非常に高い運動量を伴って液体金属のプールに向かって移動し、複雑なへこみ形状を形成する。新しい７個穴の設計での中央噴流の存在により、超音速噴流の間の空間内の圧力がこの領域の同伴を防止する。

したがって、中央噴流はスラグ・フォームに当らず又は最小限に当り、超音速噴流とは異なりその運動量を完全にスラグ・フォームに失わない。したがって、中央噴流は超音速噴流と比較して非常に高い速度で液体金属の表面に達し、より多くの液滴を生成することが期待される。すべての６個の超音速噴流が比較的緩やかに移動するスラグ層にその運動量を完全に失うので、この種の液滴の生成は６個穴の設計では不可能である。上記の議論から、７個穴の設計は６個穴の従来の設計よりも効果的であることが明らかである。

７個穴の設計を有する本発明の１つの実施例が図１７に概略的に示される。それは、中央噴流を有する６個の周縁の超音速噴流を示す。中央噴流は別個のガス供給ラインによって分離して制御され、それに対し周囲の超音速噴流は単一の入口ガス供給ラインを有する。６個の超音速噴流に対するガス供給ライン、及び中央の亜音速噴流に対するガス供給ラインが、アクチュエータ付きの２つの別個の制御バルブを備える。中央噴流は吹込みの異なる段階中に動作され、それは亜音速ノズルなので流量が工程の要求に従って変更できる。

中央の亜音速ノズルを通る流量は可変に保たれる。数値的及び実験的なシミュレーションでは、中央の亜音速ノズルを通る体積流量と超音速ノズルのうちの１つを通る体積流量の比率は可変に保たれる。この比率の最大値は、数値的なシミュレーションでは１に保たれる。中央ノズルの寸法はこれを認識しておくことによって計算できる。亜音速ノズルの出口径は５４ｍｍであり、超音速ノズルの出口径は３７．３ｍｍ（既存値）である。

周縁噴流の傾斜角は１７．５％（既存値）に保たれる。周縁噴流に関する修正角を有する７個穴のランスの性能を理解するために、側方噴流の傾斜に関して２２°の角度を有する噴流配列について研究が実施された。さらに、周縁の超音速ノズルの傾斜角は等しくし、又は交互に変わることができる。交互に変わる傾斜角は明確な利点を有することができる。前に示したように、噴流表面のスラグ・フォームを覆うことにより、ガス噴流がより低い速度になり、噴流を覆うスラグ層は高い運動量を伴って液体金属の表面に達する。液体金属の上へのスラグ層のこの衝撃により、多くのスラグ液滴が液体金属内に形成され、スラグと金属の反応に関する界面領域を形成する。交互に変わる傾斜角の保つことにより、スラグ層によって覆われた噴流の表面積が増加でき、より多くのスラグが高い運動量を伴って液体金属に達することができる。これは脱リンなどの界面反応を促進することが期待される。

数値的及び実験的なシミュレーションによって、また同時にＬＤ製鋼容器の内側の異なる力学を考慮することにより、以下の７個穴ランス設計が好ましい実施例を成し遂げた。この設計は現行の設計よりもはるかに優れ、よりよい製鋼状態で機能できる。

６個の周囲の超音速ノズルは、単一のガス供給ラインを有する。中央のより大きな亜音速ノズルは別個のガス供給を有する。中央ノズルは、必要に応じて吹込みの様々な段階中に動作させることができ、流量もまたノズルの耐用期間を損なうことなく容易に変更することができる。周縁噴流の傾斜角は１７．５°に保たれる。この角度はさらなる変更で増加できる。

本発明の有利な特徴により、別個のガス供給ラインにより吹込み中の中央ノズルのよりよいオン／オフ制御がもたらされる。これにより、容器から金属の液滴をスピッティングする強い制御が与えられる。

ランス・ヘッドの中央にあるより大きな亜音速ノズルは、中央ノズルを通る酸素の流量を制御するのに有用である。これは、工程全体にわたるより柔軟性のある制御を意味する。

このシステムにより、金属の液滴の生成の向上がもたらされる。中央噴流は周縁噴流によりスラグ・フォームから保護されているので、これは高い速度で金属の浴に達し、液滴の生成の向上を促進する。

このシステムは脱リンでの効率の改善をもたらす。向上した金属の液滴の生成は、界面反応、特に脱リンを促進する。

本発明について、例示に過ぎず、限定的であることを意図しないいくつかの実施例を参照して説明してきた。当業者なら、詳細及び形態の変更を、本発明の範囲及び意図から逸脱せずに行うことができる。ＬＤ製鋼工程での脱リンを向上させる目的が、液体金属の液滴の生成を増加することによって達成されることが示されてきた。やはり液体の液滴の生成を増加させることによって達成することができるその他の目的がある可能性のある他の加工工業において、本発明のシステムが使用できる。

６個穴のランス設計の概略図。 超音速ノズルの一般的な幾何学的な配置の図。 ＬＤ容器の概略図。 流体力学的なモデルの実験で使用される別個の空気供給ラインを有する７穴ランスの概略図。 （ａ）は、現行の６ノズル・ランスの場合の液滴の生成の範囲を示す図。（ｂ）は、本発明の７穴ランスの場合の液滴の生成の範囲を示す図。 液滴の生成のメカニズムの概略図。 異なる流れ比率による７個穴のランスを使用した液滴の生成速度の図。 数値的なシミュレーションに使用される計算モデル及びメッシュの図。 ノズルの近影図。 容器壁及び金属表面の存在を伴う１７．５°の傾斜角を有する７穴ランスに関する速度形状の図。 １７．５°の角度を有するノズルにおける衝撃を伴う温度等高図。 金属表面への衝突位置を示す速度等高図。 異なる軸方向位置（ａ）Ｘ＝０．５ｍ、（ｂ）Ｘ＝１．０ｍ、（ｃ）Ｘ＝１．５ｍ、（ｄ）Ｘ＝２．０ｍでの速度等高図。 高密度の周囲のシミュレーションに関して使用される境界条件を有する領域の概略図。 ある瞬間のノズル出口付近の混合の密度等高図。 異なる軸線方向位置（ａ）ノズル出口、（ｂ）０．５ｍ、（ｃ）１．５ｍ、及び（ｄ）２．５ｍでの運動量フラックス・レートの図。 ７個穴のランス設計の概略図。

Claims (7)

1. ＬＤ製鋼用の改良型ランスにおいて、
   前記ランスの中心軸線を囲んで配置された複数の周縁の超音速ノズルであって、単一の入口の高圧ガス供給ラインを備える複数の周縁の超音速ノズルと、
   中央ノズルとを備え、
   前記中央ノズルが、別個の低圧ガス供給ラインを備える亜音速ノズルであり、
   前記中央の亜音速ノズルを通る流量が、工程の要求に応じて吹込み中の液体金属の液滴の生成速度を変化させるように制御可能である、改良型ランス。
2. 前記ランスが、前記周縁の超音速ノズルを６個、および前記中央の亜音速ノズルを１個備える、請求項１に記載された改良型ランス。
3. 前記中央の亜音速ノズルが、前記亜音速ノズルを通る流量を容易に制御するために、収束する領域のみを備える、請求項１又は請求項２に記載された改良型ランス。
4. 前記中央の亜音速ノズルが、前記周縁の超音速ノズルよりも大きな出口直径を有する、請求項１から請求項３までのいずれか１項に記載された改良型ランス。
5. 前記複数の周縁の超音速ノズル用のガス供給ライン、及び前記中央の亜音速ノズル用のガス供給ラインが、流量を制御するために、アクチュエータを有する２つの別個の制御バルブを備える、請求項１に記載された改良型ランス。
6. 前記中央の亜音速ノズルに設けられた前記制御バルブが、吹込みの最初の段階中のスピッティングを避けるために前記亜音速ノズルを通る流れを変えるためのものであり、金属の液滴の生成速度の大きさを変えることによって吹込み中の反応の力学を制御するためのものである、請求項５に記載された改良型ランス。
7. 前記周縁の超音速ノズルが、等しいか又は交互に変わる前記ランスの鉛直軸線からの傾斜角を有することができる、請求項１から請求項６までのいずれか１項に記載された改良型ランス。

Images