KR101290639B1

KR101290639B1 - 엘디 제강을 위한 개량된 랜스

Info

Publication number: KR101290639B1
Application number: KR1020087012642A
Authority: KR
Inventors: 라자마니 삼바시밤; 수르야 나라얀 렌카; 프란츠 더스트; 산제이 찬드라; 사티쉬 쿠마르 아자마니
Original assignee: 타타 스틸 리미티드
Priority date: 2005-11-10
Filing date: 2006-05-04
Publication date: 2013-07-30
Also published as: BRPI0618348A2; EP1963541A1; RU2008123506A; PL1963541T3; KR20080077359A; BRPI0618348B1; RU2414512C2; EP1963541B1; WO2007054957A1; ATE546553T1; JP2009516070A; JP5047185B2

Abstract

LD 제강을 위한 개량된 랜스는 하나의 고압 가스 공급 라인 주입구와 중앙 노즐를 구비하고 있는 다수의 주변 초음속 노즐들을 포함한다. 상기 중앙 노즐은 주변 노즐들을 위한 고압가스공급라인과 독립한 별개의 저압공급라인을 구비하는 아음속 노즐이다. 상기 중앙 아음속 노즐을 통한 유속은 공정 요건에 따라 분사하는 동안 액상 금속 액적의 생성을 다양하게 하기 위하여 제어할 수 있다.

LD 제강, 랜스, 액상 금속 액적, 아음속 노즐, 초음속 노즐, 슬래그

Description

엘디 제강을 위한 개량된 랜스 {AN IMPROVED LANCE FOR LD STEELMAKING}

본 발명은 일반적으로 LD 제강을 위한 개량된 랜스에 관한 것이다. 특히 본 발명은 공정 요구사항에 따라 액상 금속 액적(liquid metal droplets)의 생성을 다양하게 하기 위한 중앙 분리 제어 가능한(central separately-controllable) 아음속 노즐을 구비하는 다공 랜스(multi-hole lance) 구조(design)에 관한 것이다.

철강은 순산소 전로(basic oxygen furnace), 전기로(electric arc furnace), Kaldo 공정 등과 같은 많은 공정들을 통해 생산된다. 이들 가운데, 순산소 전로(basic oxygen furnace)나 LD 제강 공법은 공정의 효율성과 생산된 철강의 품질로 인하여 현재 전 세계적으로 널리 사용되고 있다. LD 제강 공법은 매우 높은 비율의 철과 함께 탄소, 인, 마그네슘, 망간, 알루미늄 등을 주요 불순물로써 포함하는 액상 선철(liquid pig iron)의 정련 공정이다. 상기 불순물들은 산화제로서 기상 산소(gaseous oxygen)를 사용한 산화 반응에 의해 제거된다. 상기 산소 가스는 다중 초음속 제트에 의해 구리 헤드(copper head)를 구비하는 수랭식 랜스를 통해 LD 용기에 주입된다. 또한, 아르곤 가스는 액상 금속을 완전하게 자극하기(stir) 위해 용기 바닥에 있는 파이프들(tuyres : pipes to carry air)을 통해 주입된다. 상기 랜스를 통해 용기 윗부분으로부터 산소 가스를 분사하고 용기 바닥을 통해 아 르곤 가스를 주입하는 공정을 결합된 블로잉(blowing) 공정이라 한다. LD 용기 내에서의 정련 공정은 다음과 같은 방법으로 요약될 수 있다. 액상 선철은 금속 스크랩(scraps)과 함께 용기 내로 주입된다. LD 용기 내에서 일어나는 대부분의 반응들은 발열 반응이고 전체적인 LD 제강 공법은 자가생성공정(auto-generation process; 즉, 외부로부터 열 공급을 요하지 않음)이기 때문에 상기 금속 스크랩들은 쉽게 용해될 수 있다. 또한 플럭스(flux)로서 일산화 칼슘(CaO)이 일산화 칼슘 대 이산화 규소(SiO₂)의 중량비로서 정의된 필요한 염기 비율에 따라 첨가되고 액상 금속 위에 산소 가스의 분사(blowing)가 시작된다. 상기 불순물들이 산화되고, 탄소 산화물 이외의 산화물들은 액상 금속 위에 부동하는 액상 슬래그(slag)를 형성한다. 탄소는 액상 슬래그를 통과하는 일산화 탄소(CO)로 산화된다. 이 때문에 상기 슬래그 층(layer)은 체적이 증가하고, 일반적으로 "슬래그 폼(slag foam)"이라 불리는 것을 형성한다. 상기 슬래그 폼은 액상 슬래그와 액상 금속으로부터 방출된 가스 및 액상 금속 표면에 산소 제트를 충돌함으로써 용기 내로 분출된 액상 금속 액적을 포함한다. 이처럼 형성된 상기 폼(foam)은 랜스 헤드를 완전히 덮고 있고 랜스 자체를 부분적으로 덮고 있어 용기의 큰 부피를 차지한다. 상기 폼은 액상 금속과 슬래그 사이에 큰 계면 영역을 만들고 이에 의해 탈인(dephosphorization)과 같은 계면 반응들을 촉진시킨다.

상기 LD 제강 공법은 매우 동적이고 상기 용기 내의 상태들이 산소분사기간 동안 지속적으로 변하기 때문에 상기 산소 랜스의 제어는 필수적이다. 따라서 상기 산소 랜스는 초음속 제트의 충돌 강도를 제어하기 위하여 랜스의 높이(heights)를 달리하여 운용된다. 상기 랜스의 높이는 분사 시작 전에 평평한 액상 금속 표면에 대한 랜스 팁(tip)의 거리로서 정의된다. 분사 시작 시점에, 제강업자의 주요 관심은 액상 슬래그를 빨리 형성하고 용기에 가득 찬(charged) 일산화 칼슘(CaO)을 완전히 용해하는 것이다. 이 단계에서 탄소의 산화는 바람직하지 않기 때문에 강한 분사나 낮은 랜스 높이는 불리할 것이라는 것을 알 수 있다. 따라서, 상기 랜스는 더 높은 높이 예를 들면 초기 랜스 높이는 2.2m에서 운용된다.

초기 기간 동안, 상기 슬래그는 필요한 화학적,물리적 특징들을 가지고 포밍(forming)을 시작한다. 현재, 거품 형태의 슬래그만이 상기 슬래그와 금속 사이의 계면 영역을 증가시킴으로써 중요한 탈인(dephosphorization) 반응을 촉진시키기 때문에 탄소를 산화하여 더 많은 일산화 탄소(CO) 가스를 생성함으로써 거품형태의 슬래그를 만드는 것이 필요하다. 따라서, 상기 랜스 높이는 강한 분사를 제공하기 위해서 감소 된다. 상기 감소된 높이는 약 1.5m 이다. 이 단계에서 탈인 반응이 관여하는 한, 금속 액적의 생성 역시 매우 중요하다. 주로, 대부분의 분사가 탄소의 산화를 촉진시킬수 있도록 상기 랜스는 이와 같이 짧은 높이에서 운용된다.

최종 분사 단계 동안, 철강 내 탄소 함유율이 매우 낮고 일산화 탄소(CO) 가스의 발생이 많이 감소 된다. 상기 슬래그는 일산화 탄소 가스가 발생하지 않기 때문에 더 이상 거품 형태가 아니고 두꺼운 액상 슬래그 층이 금속 표면 상부에 형성되는 것으로 이해할 수 있다. 이 단계에서 강한 분사와 액상 금속 액적의 생성은 분사 이전 단계에서 언급한 이유와 동일한 이유로 인해 바람직하지 않다. 따라서, 상기 랜스의 높이는 좀 더 약한 분사를 제공하기 위해서 초기 랜스의 높이로 다시 증가 된다.

상기 설명을 통하여, LD 용기 내로 분사가 이루어지는 동안 상기 랜스의 물리적인 요구사항들이 완전히 변한다는 점은 분명하다. 분사의 몇몇 단계에서, 액적의 생성은 매우 중요하지만, 몇몇 다른 단계에서는 상기 액상 금속 액적의 생성은 상기 LD 용기의 운용을 불리하게 하거나 해롭게 할 수 있다. 상기 랜스가 용기 내로 산소 가스를 단순히 제공하는 것 이상의 훨씬 큰 역할을 한다는 점은 분명하다. 상기 랜스의 적절한 구조(design) 및 분사가 이루어지는 동안의 제어는 제강 공정의 효율성을 크게 향상시킬 수 있고 그에 따라 생산된 철강의 품질을 강화할 수 있다.

상기 랜스는 구리로 만들어지고 노즐들이 고정되어 있는 분리 가능한 헤드(head)를 구비하고 있다. 노즐들을 통해 용기 내로 마하 2.0-2.4 범위의 초음속으로 산소가 분사된다. 상기 랜스 내의 초음속 노즐들의 수는 용기의 크기, 투입량, 다른 운용 조건들을 기초로 결정된다. 전형적인 랜스는 제트 응집을 최소화하기 위하여 종축으로부터 17.5^o경사진 6개의 초음속 노즐을 구비할 수 있다. 상기 노즐들은 마하 2.2의 방출 속도를 가진 초음속 제트를 생성할 수 있도록 설계된다. 모든 노즐들은 압력이 13.5 바(bar)인 하나의 산소 공급기를 구비한다. 상기 사용된 랜스는 LD 용기 내의 고온으로부터 손상되는 것을 방지하기 위해 수랭식이다.

상기 LD 용기 내에서 탈인 반응을 향상시킬 필요성이 존재한다. 이미 언급한 바와 같이 분사(blow)하는 동안 상기 랜스 구조와 제어는 제강 공정과 생산된 철강의 품질 향상에 상당한 영향을 가질 것이다.

본 발명의 일 목적은 LD 용기 내에서 탈인 반응을 향상시키기 위한 슬래그-금속 계면 영역을 증가시킬 수 있도록 액상 금속 액적 생성을 향상시키는 것이다. 탈인은 본질적으로 상기 슬래그와 금속 사이의 계면 반응이기 때문에, 상기 금속 액적의 증가는 탈인의 효율성을 강화시킨다. 따라서, 본 발명에서는 LD 용기 내에서 상기 액적 생성을 향상시키기 위한 노력이 이루어졌다. 상기 금속 액적 형성은 본질적으로 상기 랜스의 기능이다. 이처럼, 상기 금속 액적의 생성을 향상시키기 위하여 산소 제트의 기능은 제강 조건들 또는 그와 매우 유사한 조건들 하에서 매우 주의 깊게 고려되어야 한다. 산소 랜스 내에 중앙 홀(hole)의 제공은 많은 금속 액적을 생성하고 스피팅(spitting)을 야기하는 것으로 알려져 있다. 스피팅(spitting)은 용기 입구의 봉쇄를 야기하고 더욱이 상기 랜스와 용기 라이닝(lining)의 수명을 단축할 수 있기 때문에 불리하다. 따라서, 비록 상기 중앙 홀이 많은 액적을 생산할 수 있지만 또한 단점들을 가진다.

상기 액적 생성을 향상시키는 것은 별도로 하고, 상기 중앙 홀은 철강 산업에서 지금까지 알려지지 않은 장점을 추가로 더 가지고 있다. 상기 LD 용기 내에 서 초음속 제트 특징들에 대한 고밀도 슬래그 폼의 영향이 고려되었다. 상기 슬래그 폼은 상기 산소 제트에 의해 제공된 모든 모멘텀(momemtum)을 흡수하고, 상기 제트는 상기 슬래그에 완전하게 모멘텀을 잃는 것으로 알려져 있다. 이처럼 상기 LD 용기 내에서 초음속 산소 제트 특징들에 대한 기존의 지식이 잘못된 것이라 생각될 수 있다. 비록 LD 용기의 유체 역학적 모형들(Hydrodynamic Models)을 사용하여 행하여진 상기 액적 생성 연구들이 상기 LD 용기 내에서의 진실한 액적 생산 메커니즘을 드러내지 않을지라도 상기 액적 형성에 대한 이해를 높일 수 있는 기초를 제공한다. 주변의 제트(peripheral jets)가 상기 슬래그 폼에 노출되기 때문에 상기 주변 제트는 제트-슬래그 폼 경계면을 통해 상기 슬래그 층으로 모든 모멘텀을 잃을것으로 예상된다. 상기 가스 제트는 용융 금속 표면에 도달할 때 충분한 모멘텀을 가지지 않기 때문에 필요한 만큼의 금속 액적을 생성할 수 없다.

그러나, 현재 이론이 제시하고 있는 것처럼, 상기 중앙 제트는 상기 주변 제트와 비교하면 거의 또는 전혀 슬래그 폼에 의해 감싸지지 않을 것이다. 그 이유는 상기 주변 제트가 상기 중앙 제트를 보호하고 고밀도 슬래그 폼으로부터 상기 중앙 제트에 보호 덮개 역할을 할 것이 때문이다. 더구나, 상기 중앙 제트의 존재로 인한 양압 (positive pressure)이 존재하고 또한 이 양압이 슬래그 폼의 약간의 비말 동반(entrainments)을 상기 주변 제트 사이의 공간으로 밀어낼 것이다. 이것은 상기 중앙 제트가 슬래그 층으로 그 자신의 모멘텀을 잃지 않을 것이고 집중된 모멘텀을 가지고 금속 표면에 도달할 것이라는 것을 의미한다. 즉, 상기 탈인을 증진시키기 위해 필요한 많은 금속 액적을 생산하기 위하여 매우 높은 속도를 가진 집중된 모멘텀이 상기 금속 표면을 파괴할 것이다.

그러므로, 중앙 제트를 구비하는 것이 탈인율(rate of dephosphorization) 을 향상시킬 수 있는 금속 액적 생산을 증가시키는데 이로울 것이라는 점은 분명하다.

전술한 바와 같이, 상기 거품 형태의 슬래그가 분사 초기 단계와 마지막 단계 동안 존재하지 않는 경우, 상기 중앙 제트는 엄청난 스피팅(spitting) 즉, 용기 입구를 통한 액상 금속의 방출을 야기할 것이다. 따라서, 상기 LD 제강 공법의 모든 과정 동안 상기 중앙 홀을 통해 매우 강한 분사를 가지는 것은 바람직하지 않다. 상기 슬래그 폼으로부터 보호물이 없기 때문에 분사의 초기 단계와 마지막 단계 동안 스피팅(spitting)이나 강한 금속 액적의 생성은 상기 랜스를 손상시킬 것이다. 상기 슬래그 폼의 존재는 상기 금속 액적 생성을 늦추고 상기 금속 액적의 충돌로부터 상기 랜스와 용기 내화물을 보호한다. 상기 중앙 홀을 통해 강한 분사를 가지는 것이 상기 두 단계의 분사 동안 불리하게 작용한다는 점은 상기 논의로부터 분명해진다.

만약 상기 초음속 노즐이 설계 압력 비율 보다 더 낮은 압력 비율로 운용된다면, 바꾸어 말하면 상기 노즐이 상기 초기 단계 동안 스피팅(spitting)을 피하기 위해 유량(flow rate)이 감소하도록 적게 분사된다면, 압력, 속도, 온도 그리고 가스의 밀도에 있어서 충격들 또는 강한 불연속들이 상기 노즐 자체의 분기하는 부분 내에서 일어날 수 있다. 상기 분기하는 부분에서 형성된 그런 충격들은 상기 초음속 노즐의 성능에 심각한 영향을 미치고 상기 노즐의 수명을 상당히 감소시킬 것이다. 더구나, 제강 조건들 하에서 상기 노즐의 분기 부분 내에서 형성된 그러한 충격은 상기 노즐 내로 고온의 슬래그 폼과 금속 액적을 흡수할 수 있고 상기 랜스의 심각한 부식과 고장을 유발할 수 있다. 상기 초음속 노즐을 통해 상기 LD 제강공법의 서로 다른 단계들에서 요구하는 상당한 정도의 유량 제어가 가능하지 않다는 점은 분명하다.

위에서 언급한 고려할 문제들로 인해, 본 발명에서는 아음속 노즐 즉, 수렴하는(converging) 부분을 가진 노즐을 구비하는 것이 도출될 수 있으며, 이를 통해 유량을 제어하기 쉽게 하고, 공급 압력을 변화시킴으로써 넓은 범위의 유량 또한 획득할 수 있다. 더구나, 상기 충격 형성(shock formation)의 문제가 아음속을 제공하는 노즐에는 존재하지 않는다. 상기 설명은 또한 만약 모든 노즐이 동일한 가스공급라인을 가진다면 상기 중앙 홀만을 통해 유량을 제어하는 것이 가능하지 않다는 점을 분명하게 한다. 전술한 바와 같이, 상기 액적의 생성은 단지 분사의 중간 지속 기간 동안만 증가 될 필요가 있고, 분사의 초기 단계와 마지막 단계 동안 많은 액적의 생성은 바람직하지 않다. 그러한 랜스의 운용을 위하여, 상기 중앙 홀을 통한 유량 제어가 요구되고 상기에서 언급한 것처럼, 상기 중앙 홀을 통한 유량의 제어는 모든 노즐에 대해 동일한 산소 가스 공급으로는 가능하지 않다. 따라서, 본 발명에서는 독립되고 제어 가능한 가스 공급이 상기 중앙 홀을 위하여 제공된다. 다른 6개의 주변 초음속 노즐들 모두 고압 가스 공급을 공유할 수 있다.

이처럼 본 발명은 단일 주입구의 고압가스공급라인을 가진 다수의 주변 초음속 노즐들 및 하나의 중앙 노즐을 포함하며, 상기 중앙 노즐은 분리된 저압가스공급라인을 구비하는 아음속 노즐이며, 상기 중앙 아음속 노즐을 통과하는 유동도(flow rate)는 분사 동안 공정요구사항에 따라 금속 액적 생성을 변화시키기 위해 제어 가능한 것을 특징으로 하는 LD 제강을 위한 개량된 랜스를 제공한다.

도 1은 6-홀(hole) 랜스 구조(design)의 배열을 개략적으로 나타내는 도면,

도 2는 초음속 노즐의 전형적인 기하학적 배열을 나타내는 도면,

도 3은 LD 용기의 개략도를 나타내는 도면,

도 4는 유체역학적 모형 실험들에서 사용되는 분리된 공기공급라인을 구비하는 7-홀 랜스를 개략적으로 나타내는 도면,

도 5(a)는 기존의 6-노즐 랜스의 경우 액적의 생성 정도를 나타내는 도면,

도 5(b)는 본 발명인 7-홀 랜스의 경우 액적의 생성 정도를 나타내는 도면,

도 6은 액적 생성 메커니즘의 도식적인 표현을 나타내는 도면,

도 7은 유속이 다른 7-홀 랜스의 액적 생성률을 나타내는 도면,

도 8은 수학적 시뮬레이션에 사용되는 계산 모델과 메시(mesh)를 나타내는 도면,

도 9는 노즐들에 대한 근거리 외형을 나타내는 도면,

도 10은 용기 벽(vessel walls)들과 금속 표면이 존재하는 경우 17.5^o경사각을 가진 7-홀 랜스에 대한 속도 윤곽(velocity contours)을 나타내는 도면,

도 11은 17.5^o각도를 가진 노즐들에서 충돌로 인한 온도 윤곽을 나타내는 도면,

도 12는 금속 표면 위 충돌 위치를 보여주는 속도 윤곽을 나타내는 도면,

도 13은 서로 다른 축 위치들 (a) X=0.5m, (b) X=1.0m, (c) X=-1.5m, (d) X=2.0m에서의 속도 윤곽을 나타내는 도면,

도 14는 고 밀도 환경 시뮬레이션에 사용된 경계 조건들을 가진 도메인의 개략적인 다이어그램을 나타내는 도면,

도 15는 임의의 시간에서 노즐 출구 근처의 혼합 밀도 윤곽을 나타내는 도면,

도 16은 서로 다른 축 위치들 (a) 노즐 출구, (b) X=0.5m, (c) X=1.5m, (d) X=2.5m 에서의 모멘텀 유속 윤곽을 나타내는 도면,

도 17은 7-홀 랜스 구조의 개략적인 표현을 나타내는 도면.

중앙 홀이 액적의 생성을 증가시킬 것이라는 것을 알 수 있기 때문에, 상기 액적 생성 메커니즘은 도 3의 개략도에서 도시된 바와 같은 상기 중앙 홀을 가진 1:6 규모의 축소 모형에 대한 유체 역학적 모형(hydrodynamic model) 실험들을 통해 연구되었다. 플렉시 유리로 만들어진 1:6 규모로 축소된 LD 용기 모형이 사용되었다. 기존의 축소 모형과 제안된 랜스 구조들은 액적 생성을 증가시키는데 있어서 중앙 홀의 장점을 연구하기 위하여 만들어졌다.

용기의 윗부분은 스테인리스 스틸로 만들어지고, 원통 부분과 용기 바닥 부분은 실험들을 눈으로 볼 수 있도록 플렉시 유리로 만들어진다. 상기 랜스는 연구를 위하여 랜스 팁을 다르게 설계를 할 수 있는 유연함을 가진 구리로 만들어진다.

도 4에 도시된 바와 같이 축소된 랜스는 6개의 주변 노즐들과 하나의 중앙 노즐을 가지도록 설계된다. 두 개의 분리된 에어 라인이 있는데, 라인 1은 상기 6 개의 외부 주변 노즐들에 모두 연결되어 있는 반면에, 라인 2는 상기 중앙 노즐에 연결되어 있다. 상기 중앙 노즐을 통한 유량은 직렬로 연결된 일련의 압력 조절기와 에어 플로우 로타미터(air flow rotameter) 세트에 의해 개별적으로 제어된다. 반면에 상기 6개의 주변 노즐들을 통한 유량은 또 다른 압력 조절기와 에어 플로우 로타미터(air flow rotameter)를 통해서 조절된다. 두 개의 서로 다른 랜스 팁(3)들을 사용함으로써, 중심축에 대한 주변 노즐들의 경사는 17.5°(실제로 존재하는 것처럼)와 또한 22°로 조사되었다.

상기 액적 생성 메커니즘들은 7개의 모든 홀들이 운용중일 때 조사되었고 6개의 주변 노즐들만으로 운용된 경우와 비교하였다. 도 5(a)와 도 5(b)를 참조하면, 주변 노즐들만을 통해 분사하는 경우와 7개의 모든 홀을 통해 분사하는 경우 각각에 대하여 액적 생성의 세기를 나타내고 있다. 주변 노즐들만으로 운용하는 것보다 주변 노즐들과 함께 상기 중앙 홀을 운용하는 것이 액적 생성 정도를 훨씬 더 높여준다는 것을 시각적으로 확인할 수 있다.

액적 생성의 착수가 시작된 후 임계 유량이 존재한다는 것을 실험하는 동안 관찰할 수 있었다. 중앙 제트의 존재로 인한 가속화된 액적 생성률에 대한 메커니즘은 도 6에 도식적으로 설명되어 있다. 상기 중앙 제트는 상기 액상 금속을 수직으로 충돌하고 상기 액체 표면의 중앙에 강한 함몰을 생성한다. 이처럼 생성된 함몰은 사실상 물결 모양이고 도 6에 도식적으로 나타낸 바와 같이 "중앙의 워터 패들(water paddle) 외측으로 립스(lips)"를 제공한다. 상기 패들 주위에 형성된 이와 같은 워터 립스(water lips)는 사이드 제트에 의하여 분열되고 향상된 액적 생 산을 가져온다. 또한 상기 사이드 제트들은 실제 용기 내에서 주변 제트들 사이의 중간 공간으로 상기 슬래그 폼이 들어가는 것을 방지하고, 따라서 높은 모멘텀을 가진 중앙 제트가 금속 배스(bath) 표면에 도달하고 도 6에서 개략적으로 도시한 것과 유사한 액적 생성을 가능하게 한다.

상기 액적 생성률을 최대화하기 위한 중앙 노즐을 통해 제공되는 최적의 유동도를 이해하기 위하여 액적 생성의 정량화가 연구되었다. 상기 액적 생성률은 400*100*50mm³ 부피를 가지는 콜렉팅 팬(collecting pan)을 둠으로써 측정될 수 있고 상기 측정들은 기존의 6개의 노즐 랜스와 하나의 중앙 노즐을 가지는 새로운 7홀 랜스에 대하여 실행되었다. 상기 팬(pan)의 치수는 6개의 주변 노즐들로 하나의 노즐을 에워싸는 효율적인 액적 생성을 측정할 수 있도록 정해진다. 상기 액적 생성률은 상기 팬(pan)에 수집된 액적의 질량 비율(g/sec)로서 표현된다.

상기 액적 생성을 최대화할 수 있도록 상기 중앙 노즐을 통한 최적의 유량을 선택하기 위해 상기 중앙 노즐을 통한 다양한 유량에 대하여 상기 액적 생성 비율이 연구되었다. 유량 비율, X는 상기 중앙 홀을 통한 유량 대 상기 주변 노즐들 중 하나의 유량의 비로써 정의된다.

도 7을 참조하면, 유량 비율에 대한 액적 생성 비율을 도시하고 있다. 상기 중앙 노즐을 통한 유량은 낮게는 25%의 유량 비율에서부터 높게는 125%의 유량비율 까지 변화된다. 용기 입구 외측에서의 배스 스필링(bath spilling)에 기인한 스플래싱(splashing) 및 스피팅(spitting)의 제어와 향상된 액적 생성 사이의 균형을 유지함으로써 상기 중앙 노즐을 통한 최적의 유량을 얻을 수 있다. 상기 중앙 홀을 통한 유량이 점진적으로 증가함으로써 상기 액적 생성 비율이 증대되는 것은 매우 명백하다. 상기 중앙 노즐을 통해 주어진 유량 비율 X가 100인 경우, 상기 액적 생성은 거의 두 배가 되고 최대치에 도달함을 도 7에서 도시하고 있다. 이 유량을 넘는 경우, LD 용기 수 모델(water model)의 입구 외측에서 격렬한 스플래싱(splashing)과 스피팅(spitting)이 존재하고 이는 상기 LD 용기의 운용에 불리 하다. 이처럼, 상기 유체 역학 모형 실험들로부터 최적의 유량 비율(상기 중앙 홀을 통한 X)은 용기 외부에서 스플래싱(splashing)과 스피팅(spitting)없이 상기 액적 생성 비율을 극대화하도록 결정된다.

수치 해석들(numerical simulations)이 전술한 6개의 주변 홀들과 1개의 중앙 홀을 구비하는 7홀 랜스로부터 나오는 제트의 특성을 연구하기 위하여 상업용 유체 역학 계산 소프트웨어인 "FLUENT"를 사용하여 행해졌다. 상기 주변 제트의 경사각은 초기값으로 17.5°로 선택되고 이것은 기존의 6홀 랜스 구조의 경사각과 동일하다. 전술한 이유들 때문에 상기 제트 유동 예측을 위하여 중앙의 아음속 노즐이 부가되었다.

새로운 랜스 구조에 대한 수치 해석의 계산 시간을 줄이기 위해 용기의 수직한 중간 평면을 사용하는 전체 도메인을 분리시킴으로써 전체 유동(flow) 도메인의 절반만이 시뮬레이션 되었다. 따라서 두 개의 완전한 초음속 제트들과 두 개의 반 초음속 제트들이 수치적으로 시뮬레이션 되었다. 상기 중앙 아음속 제트 또한 절반의 제트로서 시뮬레이션 되었다. 도 2의 초음속 노즐들의 치수는 이전의 치수들,(즉 주입구 직경 32.7mm, 통로 직경 25.7mm 그리고 출구 직경 37.3mm)로 유지된다.

유체 역학 모형 실험으로부터 얻은 최적의 유량은 1(unity)이므로, 상기 아음속 노즐은 주변 초음속 노즐의 출구 직경(37.3mm)보다 더 큰 출구 직경(54mm)을 갖도록 설계된다. 이것은 상기 초음속 노즐 가운데 하나와 상기 중앙 아음속 노즐을 통해 동일한 질량의 유량을 밀어내기 위해 요구된다.

더 커진 중앙 노즐을 수용하기 위해, 상기 랜스 파이프 직경은 종래의 랜스 치수와 비교하여 100mm까지 증가 되어야 한다. 상기 중앙 아음속 노즐을 통한 부피 유량은 주변 초음속 제트 가운데 하나의 부피 유량과 거의 동일하게 유지된다. 이것은 주변에 있는 초음속 노즐 가운데 하나를 통한 질량 유량이 상기 중앙 아음속 노즐과 비교하면 다르다는 것을 의미한다. 이것은 바깥쪽 노즐들에서의 초음속 유동으로 인해 상기 노즐 출구 온도가 150K로 떨어진다는 사실에 기인한다. 이 때문에 용기 내 모든 곳에서 압력이 거의 동일하다면 상기 초음속 노즐의 출구에서의 가스 밀도는 훨씬 높아지게 된다. 아음속 중앙 제트의 경우 노즐 출구에서 그와 같은 낮은 온도에는 도달하지 않는다.

분사 동안 상기 중앙 아음속 노즐을 통한 유동을 변화시키고자 하기 때문에 하나의 초음속 노즐을 통한 유량과 아음속 노즐을 통한 유량의 비가 변수로써 유지된다. 수치 결과를 작게 유지하기 위해서 단지 두 개의 부피 유량 비에 대하여 상 기 제트에 의해 야기된 유동을 연구하도록 결정되었다. 두 개의 부피 유량 비는 1.0과 0.5로 선택되었다. 부피 유량 비율 1.0에 대한 시뮬레이션 결과는 하기와 같다.

도 8과 도 9를 참조하면, 상기에서 제안한 7홀 랜스 구조의 수치 해석(numerical simulation)에 사용된 계산 모델과 메시(mesh)를 도시하고 있다. 제트 유동에 대한 시뮬레이션에서 130만 이상의 그리드 노드들(grid nodes)이 사용되었다. 상기 시뮬레이션은 k-ε표준 모델로 실행되었다. 1 테라 플롭(flops) 리눅스 클러스터를 가진 12 개의 프로세서들이 시뮬레이션에 사용되었고 하나의 유동 시뮬레이션을 완성하는데 약 72-80번 걸린다. k-ε터뷸런스(turbulence) 모델이 실제 유동으로부터 약간의 편차를 가지는 다중 제트들의 유동 특성들을 예측하지만 상기 편차들이 크지 않다는 것은 잘 알려진 사실이다. 그러나 짧은 계산 시간을 가지는 k-ε 모델로 합리적인 솔루션을 신속하게 얻는 것은 용이하다. 상기와 같은 이유로 k-ε 모델이 사용된다.

도 10을 참조하면, 7홀 랜스의 경우, 주변 노즐들의 경사각 17.5°에 대하여 용기 벽과 금속 표면이 존재하는 상황에서 대칭 평면에서의 속도 윤곽 곡선이 도시되고 있다. 수치적 시뮬레이션에서 상기 금속 표면은 압력이 없는 수평한 레이어(layer)로 가정한다. 상기 제트들이 그들의 기하학적인 경로를 충실히 따르고 그들 사이의 상호 작용이 작다는 것을 도 10으로부터 알 수 있다. 상기 제트들은 중간 고도에서만 상호 작용한다는 것을 도 10으로부터 알 수 있다. 상기 금속 표면 가까이에서 상기 제트들의 상호작용은 거의 존재하지 않는다. 이는 상기 금속 표면 의 중앙 스태그네이션 존(stagnation zone) 때문이다. 이 영역에서 더 높은 스태그네이션 압력은 상기 제트들을 멀리 밀어내고 응집을 감소시킨다.

도 11을 참조하면, 7홀 랜스 구조의 노즐 끝에서 형성된 충격들은 온도 윤곽 곡선으로 도시된다. 또한 아음속 노즐의 출구에 더 작은 충격들이 존재하는 것을 볼 수 있다. 이것은 주변 대기와 노즐 출구 사이의 온도 차이와 약간의 압력 차이 때문이다. 이것은 상기 노즐의 수렴 부분의 각도를 증가시킴으로써 감소 될 수 있다. 본 시뮬레이션에서, 상기 각은 10°로 유지된다.

도 12를 참조하면, 금속 표면에 상기 제트들의 충돌 위치를 나타내기 위하여 상기 속도 윤곽 곡선이 대칭 평면에 도시되어 있다. 상기 제트들의 기하학적인 방사 또한 진한 원들(dark circles)에 의해 액상 금속 표면에 도시된다. 상기 제트들은 거의 기하학적인 경로를 따르고, 상기 응집은 중앙 제트와 바닥의 스태그네이션 영역의 존재로 인하여 최소가 된다는 것을 알 수 있다. 도 12에서 상기 속도 윤곽 곡선은 150m/s 미만의 속도에 대해서만 도시하고 있다. 비록 각 노즐들의 출구 속도가 다를지라도 상기 초음속 제트들과 중앙 아음속 제트가 거의 동일한 속도로 액상 금속 배스(bath)에 도달함을 관찰할 수 있다. 아음속 노즐 출구 직경(54mm)이 초음속 노즐 출구 직경(37.3mm)보다 더 크기 때문에 상기 금속 배스(bath) 가까이에서의 속도들이 대등해진다.

그림 13을 참조하면, 7홀 랜스에 대한 노즐 끝에서부터 서로 다른 축 거리들에서의 속도 윤곽 곡선이 도시되어 있다. 1m의 축 거리까지 상기 제트들 사이의 상호 작용들이 극소로 존재함을 도 13을 통해서 알 수 있다. 1.5m 거리에서는 상기 제트들 사이에 상당한 상호 작용이 존재한다. 그러나 바닥 스태그네이션 지역은 상기 제트들을 멀리 밀어내고 응집이 2m에서 감소 된다. 도 13(d)에 도시된 줄무늬 (streaks)는 상기 중앙 제트의 존재 때문이다.

중앙 제트 내의 가스는 금속 표면을 통과할 수 없기 때문에 주위의 초음속 제트들을 통과해야 한다(시뮬레이션에서). 시뮬레이션에서 상기 금속 표면은 압력이 없는 평평한 벽으로 가정하였기 때문에 이러한 종류의 유동 특성은 실제 용기에는 일어나지 않을지도 모른다. LD 용기 내에서 상기 중앙 제트의 충돌은 함몰을 생성할 것이고, 이것은 유동 특성들을 완전히 바꿀 것이다.

상기 제트 특성들에 대한 슬래그 폼의 영향을 설명하기 위하여 하나의 제트 결과들이 여기서 논의된다. LD 용기 내에서 가능한 주변 밀도 값(폼(foam)/에멀젼(emulsion))의 적당한 범위는 분사 동안 균일한 탈탄 비율를 가정함으로써 계산될 수 있다. 용기 내에서 상기 폼 내에 존재하는 평균 슬래그 부피 비율은 12-15%범위가 될 것이다. 이것은 평균 360-450Kg/m³ 주변 밀도를 초래한다.

사용된 수치 도메인과 경계 조건들이 도 14에 도시되어 있다. 단일한 선대칭 노즐을 위해 요구되는 용기의 직경은 원래 용기 횡단면의 1/6을 사용함으로써 계산된다(6개의 노즐들 가운데 단지 하나의 노즐이 시뮬레이션 되기 때문이다). 더구나 상기 액상 금속 표면은 전단 응력이 없는 평평한 벽으로 가정한다. 긴 축 거리에 대한 제트의 작용을 조사하기 위하여 상기 랜스의 높이(액상 금속 표면과 노즐 팁과의 거리)는 3.5m가 되도록 선택한다. 용기 내 실질적인 랜스의 높이는 1.5 내지 2.2m까지 변한다.

상기 시뮬레이션은 각 상(phases)들 사이의 경계를 추적하기 위하여 유체 부피(volume of fluid) 다상 모델을 가진 2차원 선대칭 가변 RANS를 사용하여 수행된다. 산소와 일산화 탄소 사이에는 어떠한 차이점도 존재하지 않는다. 따라서 하나의 가스 상(gas phase)만이 고려된다. 실제적인 k-ε 터뷸런스 모델은 방정식 시스템을 종료하기 위하여 사용된다. PISO 알고리즘은 압력-속도의 커플링을 위하여 사용된다. 세컨드 오더 업와인드 이산화 체계(Second order upwind discretization scheme)는 파워 로우 스킴(power law scheme)이 사용되는 온도를 제외한 모든 다른 유동 변수들에 대해 사용된다. 안정된 탈탄 비율로부터 계산된 평균 슬래그 부피 비율(15%)은 초기 추측으로서 용기 도메인에 패치(patch)된다. 상기 계산 동안 상기 슬래그는 이전의 시뮬레이션과 달리 국부 유동 조건들에 따라 도메인 전체를 자유롭게 이동한다. 또한 상기 가스 제트가 정지한 대기로 들어올 때, 표면 장력이 상기 시뮬레이션에 포함되지 않고, 고속의 가스 제트가 대기(ambient)에 유동을 초래한다.

대기로 전달된 모멘텀 때문에 상기 제트 경계에 인접한 주변 유체는 상기 제트 유체의 주된 유동 방향으로 움직이기 시작한다. 따라서 인접하는 위치들에 있는 주변 유체는 제트에 의해 야기되는 유동으로 인해 상기 제트 쪽으로 움직인다. 대기를 함유하는 슬래그는 상기 제트에 의해 야기된 유동으로 인해 제트 경계 쪽으로 돌진한다. 여기서, 슬래그는 축적되고 부피 분율(volume fraction)/국부 밀도가 증가한다. 상기 제트로부터 전달된 모멘텀은 상기 슬래그를 천천히 이동시키고, 상기 슬래그는 고속의 제트 코어(core)를 덮는다. 노즐 끝에서의 상기 슬래그 축적과 상기 제트를 따른 슬래그의 이동을 보여주기 위하여 노즐 끝 근처의 슬래그 폼 밀도 윤곽 곡선을 도 15에서 도시하고 있다.

임의의 특정한 시간에 서로 다른 축 위치에서 합성 모멘텀 유동률(resultant momemtum flux rate,ρV)을 도 16에 도시하고 있다. 도 16에 도시한 바와 같이 최대 모멘텀 유동률은 상기 제트 축에서 일어나지 않고 그것과 떨어진 방사 방향으로 일어나는 것을 주목할 가치가 있다.

상기 제트의 고속 코어(core)는 제트의 전단층에 전달적, 확산적으로 운동량을 연속적으로 밀어낸다. 상기 축에서의 속도는 어느 축 위치에 있건 여전히 최대이다.

따라서, 방사 방향에서 축 운동량의 확산적인 전달은 상기 제트 축에서 전 단층(shear layer)쪽으로 있을 것이다. 상기 제트가 발산하고 있기 때문에 방사 속도 v는 상기 제트 내의 전단층 쪽으로 있을 것이고, 따라서 방사 방향에서 운동량의 순 전달적인 이동(ρuv) 역시 전단층 쪽으로 있을 것이다.

전단층 유체(슬래그+가스)의 밀도가 상기 제트 가스에 비하여 매우 높기 때문에 상기 전단층은 상당한 온도 차이 없이 더 높고 특별한 열/온도 캐패시턴스(capacitance)를 구비하는 저장소 내에 열 에너지 저장과 같이 속도를 엄청나게 증가하지 않고 더 높은 운동량 플럭스들을 저장할 수 있다. 더구나, 중력은 운동량을 얻기 위해 상기 슬래그 층을 돕고 있다. 즉, 상기 슬래그 층은 중력 가속도 방향으로 움직인다.

고속의 제트 코어로부터 고밀도 전단층으로 전달된 운동량은 중력 가속도에 의하여 부여된 운동량에 더해질 것이다. 도 16에 도시된 상기 운동량 플럭스 비(flux rates) 도면으로부터, 고밀도 전단층에서의 운동량 플럭스 비가 고속 제트 코어보다 최소 2차수 크기가 높다는 것을 알 수 있다. 상기 논의를 통해 LD 용기 내에 존재하는 고밀도 슬래그-가스 폼이 초음속 가스 제트들의 몇몇 흥미 있는 유동 특성들을 부여하고 있다는 것을 알 수 있다. 분사 동안 생성된 함몰들에 대한 이해가 완전히 바뀔 수 있다.

LD 강철 용기 내의 다중 초음속 제트들 또한 고밀도 슬래그 폼의 존재로 인하여 상기에서 언급한 그러한 특성들에 구속될 것이다 라는 점을 주목하는 것이 중요하다. 상기 주변 초음속 제트들이 인접한 슬래그 층으로 그들의 운동량 모두를 잃게 될 것이라는 점은 상기 논의로 명백하다. 상기 슬래그 층들은 매우 높은 운동량을 가지고 액상 금속 풀(pool)로 이동할 것이고 복잡한 함몰 윤곽들을 생성할 것이다. 그러나 새로운 7홀 구조에서는 중앙 제트의 존재로 인하여 상기 초음속 제트들 사이의 공간 내 압력이 이 영역으로의 비말동반(entrainment)을 막을 것이다.

따라서, 상기 중앙 제트는 상기 슬래그 폼을 인지하지 않거나 최소한으로 인지할 것이고 상기 초음속 제트들과 달리, 상기 슬래그 폼에 자신의 운동량을 완전하게 잃지는 않을 것이다. 따라서 상기 중앙 제트는 상기 초음속 제트들과 비교하면 매우 높은 속도로 액상 금속 표면에 도달할 것이고 더 많은 액적을 생성할 것으로 기대된다. 이 같은 종류의 액적의 생산은 6개의 초음속 제트들 모두 상대적으로 천천히 움직이는 슬래그 층에 그들의 운동량을 완전하게 잃을 것이기 때문에 6홀 구조로는 가능하지 않다. 상기 7홀 구조가 종래 6홀 구조보다 더 효율적이라는 것 은 상기 논의로부터 명백하다.

7홀 구조를 가진 본 발명의 일 실시예는 도 17에서 개략적으로 개시하고 있다. 도 17은 하나의 중앙 제트와 6개의 주변 초음속 제트들을 보여주고 있다. 상기 중앙 제트는 하나의 분리된 가스공급라인으로 별개로 제어되는 것이고 반면에 상기 주변 노즐들은 하나의 주입 가스공급라인을 가지고 있다. 6개의 주변 초음속 제트들을 위한 가스공급라인과 중앙 아음속 제트를 위한 가스공급라인은 액추에이터를 가지는 두 개의 분리된 제어 밸브들을 구비하고 있다. 중앙 제트가 아음속 노즐을 가지고 있기 때문에 상기 중앙 제트는 분사의 다른 단계들 동안 운용될 수 있고, 유량 또한 공정 조건에 따라 변화될 수 있다.

상기 중앙 아음속 노즐을 통한 유량은 변수로서 유지된다. 수치적이고 실험적인 시뮬레이션들에서 중앙 아음속 노즐과 초음속 노즐들 가운데 하나의 체적 유량비가 변수로서 유지된다. 상기 비율의 최대값은 수치적 시뮬레이션에서 1로서 유지된다. 이를 기초로 중앙 노즐의 치수가 계산된다. 아음속 노즐의 출구 직경은 54mm이고 초음속 노즐의 출구 직경은 37.3mm(기존 값)이다.

주변 제트들의 경사각은 기존 값인 17.5°로 유지된다. 주변 제트들에 대해 수정된 각을 가진 7홀 랜스의 성능을 확인하기 위하여 사이드 제트들의 경사로 22° 를 갖는 제트 배치에 대한 연구가 수행되었다. 더욱이 주변 초음속 노즐들의 경사각은 동등하거나 교대로 변화할 수 있다. 교대로 변화하는 경사각은 뚜렷한 장점을 가질 수 있다. 앞에서 언급한 것처럼 제트 표면 위를 슬래그 폼으로 감싸는 것은 가스 제트의 속도를 낮추고 상기 제트를 감싸고 있는 슬래그 층은 높은 운동량 을 가지고 액상 금속 표면에 도달한다. 액상 금속에 대한 슬래그 층의 충돌은 액상 금속에 많은 슬래그 액적을 생성할 것이고 슬래그-금속 반응을 위한 계면 영역을 생성할 것이다. 교대로 변화하는 경사각을 유지함으로써 슬래그 층으로 덮여있는 제트의 표면 영역은 증가 될 수 있고 더 많은 슬래그가 높은 운동량을 가지고 액상 금속에 도달할 수 있다. 이것은 탈인과 같은 계면 반응들을 향상시키도록 기대된다.

수치적이고 실험적인 시뮬레이션을 통해, 또한 LD 제강 용기 내 서로 다른 역학을 고려함으로써 다음의 7홀 랜스 구조가 바람직한 실시 예라는 결론에 도달하였다. 상기 구조는 기존의 구조보다 훨씬 우수하고 제강 조건들에서 더 잘 수행할 수 있다.

하나의 가스공급라인을 가지는 6개의 주변 초음속 노즐들.

별개의 가스 공급 라인을 가지는 더 큰 중앙 아음속 노즐.

상기 중앙 노즐은 분사의 필요 시 서로 다른 단계 동안 운용될 수 있고, 유량 또한 노즐 수명에 악영향을 끼치지 않고 쉽게 변화될 수 있다. 상기 주변 제트들의 경사각은 17.5°로 유지된다. 이 각은 추가적인 수정을 통해 증가 될 수 있다.

본 발명의 유리한 특징들은 별개의 가스공급라인으로 인해 분사 동안 더 나은 중앙 노즐의 개폐(on/off) 제어를 제공하는 것이다. 이것은 용기에서 떨어져 금속 액적의 스피팅(spitting)을 강하게 제어할 것이다.

랜스 헤드(head)의 중앙에 있는 더 큰 아음속 노즐은 중앙 노즐을 통한 산소 의 유량을 제어하는데 유용하다. 이것은 공정에 대한 보다 많은 융통성과 제어를 의미한다.

상기 방식은 증가 된 금속 액적 생성을 제공한다. 상기 중앙 제트는 주변 제트들에 의한 슬래그 폼으로부터 보호되기 때문에, 상기 중앙 제트는 높은 속도로 금속 배스(bath)에 도달하고 증가 된 액적 생성을 촉진한다.

상기 방식은 탈인에 있어서 효율성이 개선된다. 향상된 금속 액적 생성은 특히 탈인과 같은 계면 반응들을 촉진할 것이다.

본 발명은 이해에 도움이 되는 특정한 실시 예를 참조하여 설명하였지만 이 실시예에 한정되는 것은 아니다. 본 발명의 목적 및 범위를 벗어나지 않고 당해 기술분야에서 통상의 지식을 가지는 자에 의한 세부 구성 및 형태의 변경이 가능하다. LD 제강공법에서 탈인을 향상시키기 위한 목적은 금속 액적 생성을 증가시킴으로써 달성할 수 있음을 보여준다. 액상 액적 생성을 증가함으로써 또한 달성 가능한 다른 목적들이 존재할 수 있는 다른 공정 산업들에서, 본 발명의 방식이 사용될 수 있다.

Claims

랜스의 중심 축 주위에 배열되고, 단일 주입구의 고압 가스공급라인을 구비하는 다수의 주변 초음속 노즐들; 및 하나의 중앙 노즐을 포함하며;

상기 중앙 노즐은 별개의 저압 가스공급라인을 가진 아음속 노즐이며;

상기 중앙 아음속 노즐을 통과하는 유량은 제어가능하며, 상기 유량의 제어를 통해 분사 동안 공정 요구조건에 따라 액상 금속 액적 생성의 세기를 변화시키는 것을 특징으로 하는 LD 제강을 위한 개량된 랜스.
제 1항에 있어서, 상기 랜스는 6개의 주변 초음속 노즐들과 하나의 중앙 아음속 노즐을 포함하는 것을 특징으로 하는 개량된 랜스.
제 1항 또는 제 2항에 있어서, 상기 중앙 아음속 노즐이 수렴 부분을 통해서 유량을 쉽게 제어하기 위하여 수렴하는 부분만을 구비하는 것을 특징으로 하는 개량된 랜스.
제 1항에 있어서, 상기 중앙 아음속 노즐은 상기 주변 초음속 노즐의 출구 지름보다 더 큰 출구 지름을 가지는 것을 특징으로 하는 개량된 랜스.
제 1항에 있어서, 상기 다수의 주변 초음속 노즐들을 위한 가스공급라인과 상기 중앙 아음속 노즐을 위한 가스공급라인은 그것을 통한 유량을 제어하기 위하여 액추에이터를 가진 두 개의 분리된 제어 밸브를 구비하는 것을 특징으로 하는 개량된 랜스.
제 5항에 있어서, 상기 중앙 아음속 노즐을 위해 제공된 상기 제어 밸브는 분사 초기 단계 동안 스피팅(spitting)을 방지하기 위하여 그것을 통한 유동(flow)을 바꾸고, 금속 액적 생성률의 세기를 변경함으로써 분사 동안의 반응역학(the dynamics of reactions)을 제어하기 위한 것임을 특징으로 하는 개량된 랜스.
제 1항에 있어서, 상기 주변 초음속 노즐들은 상기 랜스의 종축으로부터 동등하게 혹은 교대로 변화하는 경사각을 가질 수 있는 것을 특징으로 하는 개량된 랜스.