KR20010031398A - 간이 레들 정련방법 - Google Patents

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KR20010031398A
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아사무라 타카싯
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Abstract

억제된 스플래시의 비산 및 침적과 내화물 용융 손실을 가진 단시간에 온도를 증가시킬 수 있는 단순화된 레들 정련 방법은 레들의 바닥을 관통하여 레들 내부로 불활성 가스를 취입하고, 용강을 교반하는 동안 레들 내부로 침지관을 삽입하고 및 랜스를 통하여 침지관내 용강의 표면위로 산화 가스를 취입하는 것을 구성하는 것으로, 여기에서 노즐 목부 직경(dt(mm))에 대한 노즐 출구 직경(d0(mm))의 비율(d0/dt)이 1.2α 내지 2.5α로 설정되고, α는 배압의 함수로써 한정된다.

Description

간이 레들 정련방법{SIMPLE LADLE REFINING METHOD}
상기는 제강 공정에 있어서, 전로 또는 전기로에 의해 일차 정련된 용강을, 연속 주조에 대표적인 주조 공정으로 공급할 때에 화학성분 및 온도 조절의 목적을 위한 단순화된 두 번째 정련 장치로 미리 처리되는 방법이 널리 알려져 있다.
일본 특개소 제 53-149826호에는 용강이 레들의 바닥에 있는 가스 취입 노즐을 통한 가스 취입에 의해 교반되는 동안 보호 벽을 제공하기 위해 용강내 침지관 (immersion snorkel)을 담그고, 산화 반응제가 공급 관을 통하여 보호벽에 의해 둘러싸여진 영역에 첨가되는 동안 산소 취입 파이프를 통하여 용강위로 산소 가스를 취입하는 것을 구성하여 용강을 가열하기 위한 공정을 나타내고 있다. 또한, 일본 특개소 제 61-235506호에는 레들 내부로 삽입된 침지관내 용강 표면 위의 랜스 (lance)를 통하여 산화 가스 취입을 구성하여 레들내 용강을 정련하기 위한 방법을 나타내는 것으로, 한편 상기 용강은 레들의 바닥을 통한 불활성 가스 취입에 의해 교반되고, 여기에서 상취(上吹) 랜스를 통하여 산화제 가스를 취입하기에 앞서, 산화 반응제는 침지관 내부에 첨가되고, 및 그 후 산화 가스 취입 및 산화 반응제 첨가는 연속적으로 최상부 랜스를 통하여 행해진다.
그러나, 상취 랜스의 구조 및 산소 취입을 위한 조건이 용강을 가열하기 위한 효과에 충분한 영향을 미치지만, 용강을 효과적으로 가열하기 위한 영향 및 조건들이 상기 특허 공보에는 나타나 있지 않았다. 일본 특개소 제 61-12964호에는 용강이 레들의 바닥을 통하여 불활성 가스를 취입하고, 및 랜스를 통하여 침지관내부 용강 표면위로 산화 가스를 취입하므로써 교반되는 동안 레들내부에 침지관 삽입을 구성하여 레들내 용강을 정련하기 위한 방법을 나타내고 있는 것으로, 여기에서 내부 파이프와 외부 파이프를 구성한 환상(環狀) 랜스는 상기 언급된 랜스로써 사용되고, 산소와 불활성 가스는 각각 내부 파이프와 외부 파이프로 공급되고, 한편 내부 파이프로부터 산화 가스의 취입 압력(P1)은 외부 파이프로부터 불활성 가스의 취입 압력(P2)보다 낮게 만들어지고(P1 〈 P2), 및 산화 반응제는 산소 취입을 위한 조건에 일치하여 침지관 내부에 첨가된다.
그러나, 상기 방법은 고가의 불황성 가스의 많은 양이 사용되어지기 때문에 높은 가스 비용의 문제를 일으킨다. 한편, 주우금속, 45-3권, 66페이지 및 그 이후 페이지(1993)는 산소 랜스로써 주조 가능한 환상 파이프를 사용한 실시예를 나타내고 있다. 그러나, 주조 가능한 구조를 가진 랜스는 내구성이 부족하기 때문에, 상기 랜스는 고가의 단점을 가지고 있다.
본 발명은 정련로에서 미리 정련된 용강을 정련하기 위한 간이(簡易) 방법, 및 특히 용강을 효율적으로 가열하기 위한 방법에 관한 것이다.
도 1은 본 발명의 방법을 실행하기 위한 장치의 기본 구축을 나타내는 개략도이고,
도 2는 do/dt와 열 효율(η)사이의 관계를 나타낸 그래프이고,
도 3은 L/a와 열 효율(η)사이의 관계를 나타낸 그래프이고,
도 4는 D/a와 열 효율(η)사이의 관계를 나타낸 그래프이다.
본 발명의 목적은 스플래시(splash)의 점착과 비산(飛散) 및 내화물의 침식을 억제하는 것과 동시에 짧은 기간에 용강을 효율적으로 가열하는 능력을 가진 단순화된 정련 방법을 제공하기 위한 것이다.
상기 언급된 목적을 성취하기 위해서, 본 발명은 아래에 기술된 방법들을 제공하였다.
(1) 레들 내부로 침지관을 삽입하고 및 용강이 레들의 바닥을 통하여 관통하는 불활성 가스 취입에 의해 교반되는 동안 랜스를 통하여 침지 관 내부 용강의 표면 위로 산화 가스를 취입하는 단계를 구성한 레들내 용강을 정련하기 위한 단순화된 레들 정련 방법에 있어서, 여기에서 상기 랜스는 1.2α 내지 2.5α의 노즐 목부 직경(dt(mm))에 대한 노즐 출구 직경(d0(mm))의 비율 (d0/dt)을 가지며, 여기에서 α는 식(1)에 의해 계산된다.
α = [ (1/M {(1+0.2 x M2) / 1.2}3]1/2(1)
여기에서 M = {5 x (P2/7- 1)}1/2이고, 여기에서 P는 배압(back pressure) (kgf/cm2, 절대 압력)이다.
바람직하게 산소 취입 랜스는 수냉 구조를 가진다. 또한, Al 및 Si을 함유한 합금은 용강이 1.6 x S - 1.9 x S kg/t의 Al 함량 또는 1.25 x S - 1.5 x S kg/t의 Si 함량을 가지도록 산소를 취입하는 동안 용강에 첨가되는 것으로, 여기에서 S(Nm3/t)는 산소의 필요 단위이고, 및 그러한 산화 반응에 의해 발생된 열이 바람직하게 이용되었다.
(2) (1)에 따른 단순화된 레들 정련 방법에 있어서, 상기에는 식 (3) 및 (9)에 의해 계산된 화점(火點) 직경(a(mm))에 대한 식 (2) 내지 (8)에 의해 계산된 용강 표면 공동 깊이(L(mm))의 비율(L/a)은 0.5 내지 0.005로 한정되었다.
0.016 x L1/2= Hc/(LH + L) (2)
여기에서 LH는 랜스와 용강 표면사이의 거리(랜스 간격,mm)이고, 및 Hc는 식 (3)에 의해 계산된 분사 코어 길이(mm)이다.
Hc= f x Mopx (4.2 + 1.1 x Mop 2) x dt (3)
여기에서 Mop는 랜스 형상에 의존하고 및 식 (4)를 풀므로써 얻어진다.
do/dt= [ (1/Mop) x { (1 + 0.2 x Mop 2) /1.2}3]1/2(4)
그리고 f는 식 (5) 또는 (6)에 의해 계산된다.
f = 0.8X - 0.06 (X 〈 0.7) (5)
f = -2.7X4+ 17.7X3- 41X2+ 40X -13 (X 〉 0.7) (6)
여기에서 x = Po/Pop로, 여기에서 Pop는 Mop을 사용한 식(7)에 의해 계산되고 및 Po는 식 (8)에 의해 계산된다.
Pop= {(Mop 2/5) + 1}7/2(7)
Po= F/(0.456 x n x dt 2) (8)
여기에서 F는 산소 공급 속도(Nm3/hr)이고, 및 n은 노즐의 수이고, 및
a = 0.425 x (LH - Hc) + dt(9)
이다.
(3) (1) 또는 (2)에 따른 단순화된 레들 정련 방법에 있어서, 화점 직경 (a(mm))에 대한 침지관 직경(D(mm))의 비율(D/a)은 1.5 내지 8로 한정된다.
(4) (1) 내지 (3) 중 어느 하나에 따른 단순화된 레들 정련 방법에 있어서, 화점 직경(a(mm))에 대한 랜스 간격(LH(mm))의 비율(LH/a)은 2 내지 3.5로 한정된다.
본 발명의 방법에서, 산화 반응제는 침지관의 내부가 대기 압력으로 유지되는 동안 침지관 내부 용강에 첨가되고, 및 상기 용강은 산화 반응제를 산화시키므로써 가열될 수 있다.
한편으로, 상기 용강은 침지관의 내부가 대기압으로 유지되는 동안 미리 용강에 첨가되어진 산화 반응제를 산화시키므로써 가열될 수 있다.
또한, 상기에 기술된 것 처럼 대기 압력하에 산화 반응제를 산화시키므로써 용강을 가열하기 전 또는 후에, 상기 용강은 침지관의 내부가 배기되는 동안 랜스를 관통하여 침지관 내부 용강 표면위로 산화 가스를 취입시키므로써 탈탄될 수 있다.
도 1은 본 발명의 방법을 실행하기 위한 장치의 기본 구조를 개략적으로 나타내었다.
도 1에서 장치는 기본적으로 레들(1), 침지관(2)(내측 직경 D) 및 상취 랜스 (3)를 구성한다. 상기 레들(1)은 바닥에 저취(低吹) 송풍구(다공성 벽돌)를 갖춘다. 전로 등에서 용강(5)은 레들(1)내에 놓이고, 및 침지관(2)의 하부 단은 최상부로부터 용강(5)내에 잠긴다. 그러한 Ar과 같은 불활성 가스는 용강(5)내 관모(冠毛)(plume) 영역(6)을 형성하기 위해 저취 송풍구(4)를 통하여 침지관(2)내 용강 내부로 취입되고 및 용강을 교반한다. 산소와 같은 산화 가스는 침지관(2) 내부로 삽입된 상취 랜스(3)를 통하여 교반되어진 용강 표면 위로 취입된다. 상기 랜스 (3)는 노즐 출구 직경(do) 및 노즐 목부 직경(dt)을 가진다. 랜스(3)를 통하여 취입된 산소와 같은 산화 가스는 분사 코어(7)를 형성하고, 및 용강(5)의 표면을 치므로해서, 용강(5)의 표면 위에 깊이 L 및 직경(화점 직경)을 가진 공동을 형성한다. 상기 랜스 간격은 랜스(3)의 하부 단에서 용강(5)의 표면까지 거리(LH)로 한정된다.
가장 효율적으로 용강을 가열하기 위해서, 본 발명가들은 아래에 기술된 필요 사항들이 만족되어야 한다는 것을 발견하였다.
Ⅰ: 용강 표면위의 상취 가스의 충돌 에너지에 의해 발생된 용강 입자들(스플래시)의 비산은 감소되어야 한다. 즉, 비산된 입자들은 가장 높은 온도를 가진 용강과 산소사이의 충돌로 표면(화점)으로부터 발생되기 때문에, 입자들은 용강의 용적 온도보다 더 높은 온도를 가진다. 그러나, 고온에서 용강 입자들이 비산되기 때문에, 입자들은 배기 가스 온도를 상승시키기 위해 비산하는 동안 공간내에서 감지할 수 있는 열을 방출한다. 또한, 상기 입자들은 그들 스스로가, 반대로 저하된 온도를 가지는 것과 동시에 용강 위로 떨어진 입자들 때문에 용강을 냉각하는 작용을 한다. 따라서, 스플래시의 형성은 상승하는 배기 가스의 온도 및 떨어지는 용강의 열 효율성을 일으킨다.
Ⅱ : 랜스를 관통하여 취입된 상취 가스는 불화성 가스 기포(氣泡)(bubble)들이 레들 부유물의 바닥을 통하여 취입된 용강 표면위로 취입된다. 새로운 용강 표면은 항상 용강 표면위의 바닥으로 취입된 가스 기포들의 기포 파괴 영역(관모 영역)내에 노출된다. 따라서, 매우 효율적으로 처리된 Al 및 Si의 산화 반응 및 가열 효율성은 상기 영역위로 산소 가스를 취입하므로써 강화될 수 있다. 특히 산소가 스플래시를 만들지 않도록 ″부드러운 취입(soft blow)″에 의해 공급될 때, 가열 효과는 산소가 관모 영역위로 취입되지 않는 한 효과적일 수 없다.
만약 산소가 관모 영역보다 다른 표면 부 위로 취입된다면, Al2O3또는 SiO2와 같은 산화물 피막이 안정하게 형성될 것이다. 상기 산화물 피막은 부족한 열 전도성을 가지며, 및 열 전달을 방해한다. 또한, 심지어 산소가 관모 영역의 국부 부위로 집중적으로 공급될 때, Al2O3또는 SiO2와 같은 산화물 피막은 표면부에 안정하게 형성될 것이며, 및 열 전달을 방해한다.
발명(1)은 랜스 인자 Ⅰ을 실현시키기 위해서 랜스 설계를 한정한다. 즉, 도 2에서 나타낸 바와 같이 높은 가열 효율은 1.2α 내지 2.5α를 형성하도록 노즐 목부 직경 dt(mm)에 대한 노즐 출구 직경 do(mm)의 비율(do/dt)을 한정하므로써 얻어질 수 있다. 여기에서, 가열 효율(η,%)은 용강위로 취입된 모든 산소가 Al과 반응한것으로 가정하여 계산된 이론적인 가열 양에 대한 실제 측정된 가열 양의 비율이다 (식 (10).
η = 100 x 0.21 x ΔT x 1000/(7420 x WA1) (10)
식 (1)에서 얻어진 계산된 α는 배압이 P일 때 적정 팽창 조건을 제공하는 노즐 목부 직경에 대한 노즐 출구 직경의 비율(d0/dt)op에 일치하고, 및 (d0/dt)α는 적정 팽창 조건에서 크기의 변화를 나타내는 변수이다. 상기 (d0/dt)α는 노즐 출구 직경이 적정 팽창 조건하의 하나와 비교하여 매우 넓혀진, 즉, 노즐 출구 직경이 과도한 팽창 조건하에 있는 1 이상이다. 노즐 출구 직경이 과도하게 팽창될 때, 압력 손실은 노즐 내부에서 발생되고, 및 분사는 부드러운 취입을 이룬다. 그러나, (do/dt)가 1.2α 이하일 때, 부드러운 취입의 효과는 과도한 팽창의 불충분한 수준으로 인하여 얻어질 수 없다. (do/dt)가 2.5α 이상일 때, 노즐 팁에서 취입 가스의 유속은 극도로 낮아지게된다. 결과적으로, 노즐에 대항하여 비산되고 및 지향된 모재 및 슬래그는 노즐 수명을 단축하기 위해 노즐의 내부로 침입하다.
상기 산화 가스는 100% 산소이거나 50%이하로 함유된 질소, Ar일 수 있다.
발명 (2)는 인자 Ⅰ및 Ⅱ에 관한 더욱 적절한 가열 조건을 나타내었다. 즉, 여전히 높은 가열 효율성은 도 3에서 나타낸 바와 같이, 0.5 내지 0.005 를 형성하도록 화점 직경(a(mm))에 대한 용강 표면의 공동 깊이(L(mm))의 비율(L/a)을 한정하므로써 얻어진다. 여기에서, L 및 a를 계산하기 위한 식 (2) 내지 (9)는 본 발명가들에 의해 실험적으로 얻어졌다. L/a가 클 때, 부드러운 취입 산소는 넓은 영역으로 용강 표면을 치게된다.
저취 기포들의 관모 영역은 영역이 실질적으로 침지관 내부 용강 표면을 덮는 그러한 범위로 퍼지게된다. 따라서, L/a가 클 때, 가열 효율은 산소가 스플래시를 만들지 않고 넓은 영역내에 관모 영역이 공급될 수 있기 때문에 매우 높게 된다. L/a가 0.5보다 클 때(log(L/a) 〉 -0.3), 상기 가열 효율은 스플래시 형성으로 인하여 상당히 낮다. L/a가 0.005보다 작을 때(log(L/a) 〈 -2.3), 스플래시는 작은 범위로 발생한다. 그러나, 상취 분사는 너무 약하고, 및 용강 표면에 도달되지 않은 소위 비효과적인 산소가 증가하기 때문에 가열 효율은 감소한다.
발명 (3)은 인자 Ⅱ를 한정한다. 즉, 산소 가스가 작은 D/a 를 만들므로써 관모 영역을 폭 넓게 덮도록 공급되어지기 때문에, 용강으로 열 입력은 매우 높게 된다. 도 4에 나타낸 바와 같이, D/a가 8 보다 클 때, 산소는 관모의 국부 부위에 집중적으로 공급된다. 결과적으로, Al2O3및 SiO2와 같은 산화물 피막이 가열 효과를 낮추기 위해 안정하게 형성된다. 더 작은 D/a는 침지관 내부 용강 표면이 거의 완전한 관모 영역으로 되기 때문에 좋은 결과를 제공한다. 그러나, D/a가 1.5보다 작기 때문에, 화점은 너무 근접하게 침지관 벽으로 접근하고, 및 내화물의 침식이 과도하게 된다.
발명 (4)는 가열 효율을 증가하기 위해서 랜스 간격을 한정한다. 표 1에 나타낸 바와 같이, LH/a가 2보다 적을 때, 랜스는 너무 가깝게 용강 표면에 접근한다. 결과적으로, 저취 가스에 의해 발생된 용강 표면의 파동은 랜스를 침식시킨다. LH/a가 3.5보다 클 때, 산소 가스의 자유 분사 영역은 너무 길게된다. 결과적으로, 침지관 내화물의 침식은 방사의 영향하에 상당하게 된다.
LH/a 침지관 내화재의침식 현황 랜스의 침식 현황 열입 효율(%)
본 발명 1 2.2 없다 약간 91
본 발명 2 2.8 없다 없다 95
본 발명 3 3.1 없다 없다 93
본 발명 4 3.4 약간 없다 92
비교예 5 1.9 없다 있다 90
비교예 6 1.8 없다 있다 93
비교예 7 3.7 있다 없다 92
비교예 8 4.0 있다 없다 94
실시예 1
레들 정련은 다음과 같은 조건하에 본 발명에 따라서 행해졌다.
용강의 중량 (w) 및 침지관의 내측 직경은 각각 350 톤 및 1.5m 였다. Ar은 저취 가스로써 사용되었다. Ar은 약 400Nl/min의 유속에서 레들 노의 바닥에 놓인 다공성 벽돌들을 통하여 취입되었다.
Al은 산소가 상취 랜스를 통하여 3000Nm3/hr의 속도로 취입되어지는 동안 80kg/min 의 속도로 레들내 Al-Si 킬드강에 첨가되었다. 20.5mm의 노즐 목부 직경 (dt)과 56mm의 노즐 출구 직경(do)을 가진 단일 환상 노즐 수냉 랜스는 상취 랜스로써 사용되었다. 배압(P)은 15.65kgf/cm2이었다(절대 압력). 배압에서 M 및 α는 각각 2.44 및 1.58로 계산되었고, (do/dt)는 2.11 x α 이다.
또한, 적정한 팽창 조건하에 랜스의 Mop, Pop, Po및 f는 각각 4, 156.8, 15.65 kgf/cm2및 0.02로 계산되었다. Hc및 랜스 간격이 각각 35.48mm 및 1000mm일 때, a는 430.52mm 이고, 및 L은 4.9mm 였다. 따라서, L/a, D/a 및 LH/a는 각각 0.011, 3.46 및 2.32였다. 7분동안 산소 취입은 1615에서 1667℃까지 용강을 가열할 수 있고, 및 가열 효율은 92%였다. 스플래시는 적고, 및 내화재의 침식은 극 소량이었다.
비교예
실시예 1에서 처럼 동등한 장치가 비교예를 나타내기 위해 사용되었다.
20.5mm의 노즐 목부 직경(dt)과 34.25mm의 노즐 출구 직경(do)을 가진 단일 환상 노즐 수냉 랜스는 상취 랜스로써 사용되었다. 배압(P)은 15.65kgf/cm2이었다(절대 압력). 배압에서 M 및 α는 각각 2.44 및 1.58로 계산되었고, (do/dt)는 1.06 x α 이다.
또한, 적정한 팽창 조건하에 랜스의 Mop, Pop, Po및 f는 각각 2.55, 19.1, 15.65 kgf/cm2및 0.77로 계산되었다. Hc및 랜스 간격이 각각 663.46mm 및 1000mm일 때, a는 163.5mm 이고, 및 L은 640mm 였다. 따라서, L/a, D/a 및 LH/a는 각각 3.91, 9.11 및 6.11였다. 7분동안 산소 취입은 1605에서 1645℃까지 용강을 가열할 수 있고, 및 가열 효율은 71%였다. 스플래시는 크고, 및 내화재의 침식은 배기 가스 온도의 상승으로 인하여 관찰되었다.
실시예 2
실시예 1에서와 같은 동일한 정련 장치가 사용되었다. 산소 가스는 용강 위로 상취 랜스를 통하여 취입되었고, 전로에 의해 0.09% 로 낮추어진 C 함량 및 Al은 94%의 가열 효율을 가진 1654℃로 용강을 가열하기 위해 실시예 1에서와 같이 동일한 방법으로 동시에 첨가되었다. 침지관의 내부는 250 내지 350 토르(Torr)의 진공도로 연속적으로 탈가스되었다. 산소 가스는 0.09에서 0.05%까지 C 함량을 낮추고 동일한 랜스를 사용하여 3000Nm3/hr의 속도로 용강 위로 취입되었다. 그 후 상기 랜스 간격은 1000에서 1500mm 였고, 및 저취 Ar의 유속은 300 내지 500 Nl/min 였다. 탈탄 후, 침지관의 내부 압력은 대기 압력으로 복원되고, 및 용강은 Al 첨가에 의해 탈산된다.
실시예 3
실시예 1에서와 같은 동일한 정련 장치가 사용되었다. 전로에 의해 0.09% 로 낮추어진 C 함량 및 Al이 첨가되지 않은 비탈산된 용강이 상기 장치내에 놓였다. 침지관의 내부는 250 내지 350 토르의 진공도로 탈가스되었다. 산소 가스는 0.09%에서 0.05%로 탄소 함량을 낮추기 위해 용강 위로 3000Nm3/hr의 속도로 실시예 1에서와 같이 동일한 랜스를 통하여 취입되었다. 그 후 상기 랜스 간격은 1000에서 1500mm 였고, 및 저취 Ar의 유속은 300 내지 500Nl/min 였다. 탈탄 후, 침지관의 내부 압력은 대기 압력으로 복원되었다. 산소 가스는 실시예 1에서와 같은 동일한 방법으로 상취 랜스를 통하여 용강 위로 취입되었고, 및 Al은 용강을 가열하는 것과 동시에 첨가되었다. Al은 0.025%의 Al 함량을 만들고 및 용강을 탈산하기 위해 그 후에 첨가되었다.
상기한 바와 같이, 본 발명에 따른 용강은 스플래시의 비산 및 점착과 내화물의 침식을 억제함과 동시에 단시간에 효율적으로 가열될 수 있다.

Claims (7)

  1. 레들 내부로 침지관을 삽입하고 및 용강이 레들의 바닥을 통하여 관통한 불활성 가스 취입에 의해 교반되는 동안 산화 가스를 침지 관 내부 용강의 표면 위로 취입하는 것을 구성하고,
    랜스(lance)는 1.2α 내지 2.5α의 노즐 목부 직경(dt(mm))에 대한 노즐 출구 직경(d0(mm))의 비율 (d0/dt)을 가지는 것을 특징으로 하는 레들내 용강을 정련하기 위한 간이(簡易) 레들 정련 방법.
    여기에서 α는 식(1)에 의해 계산된다.
    α = [ (1/M {(1+0.2 x M2) / 1.2}3]1/2(1)
    여기에서 M = {5 x (P2/7- 1)}1/2이고, P는 배압(back pressure) (kgf/cm2, 절대 압력)이다.
  2. 제 1 항에 있어서, 상기에는 식 (3) 및 (9)에 의해 계산된 화점(火點) 직경 (a(mm))에 대한 식 (2) 내지 (8)에 의해 계산된 용강 표면 공동 깊이(L(mm))의 비율(L/a)은 0.5 내지 0.005로 한정되는 것을 특징으로 하는 레들내 용강을 정련하기 위한 간이 레들 정련 방법.
    0.016 x L1/2= Hc/(LH + L) (2)
    여기에서 LH는 랜스와 용강 표면사이의 거리(랜스 간격,mm)이고, 및 Hc는 식 (3)에 의해 계산된 분사 코어 길이(mm)이다.
    Hc= f x Mopx (4.2 + 1.1 x Mop 2) x dt (3)
    여기에서 Mop는 랜스 형상에 의존하고 및 식 (4)를 풀므로써 얻어진다.
    do/dt= [ (1/Mop) x { (1 + 0.2 x Mop 2) /1.2}3]1/2(4)
    그리고 f는 식 (5) 또는 (6)에 의해 계산된다.
    f = 0.8X - 0.06 (X 〈 0.7) (5)
    f = -2.7X4+ 17.7X3- 41X2+ 40X -13 (X 〉 0.7) (6)
    여기에서 X = Po/Pop로, 여기에서 Pop는 Mop을 사용한 식(7)에 의해 계산되고 및 Po는 식 (8)에 의해 계산된다.
    Pop= {(Mop 2/5) + 1}7/2(7)
    Po= F/(0.456 x n x dt 2) (8)
    여기에서 F는 산소 공급 속도(Nm3/hr)이고, 및 n은 노즐의 수이고, 및
    a = 0.425 x (LH - Hc) + dt(9)
    이다.
  3. 제 1 항 또는 제 2 항에 있어서, 화점 직경 (a(mm))에 대한 침지관 직경 (D(mm))의 비율(D/a)은 1.5 내지 8로 한정되는 것을 특징으로 하는 레들내 용강을 정련하기 위한 간이 레들 정련 방법.
  4. 제 1 항 내지 제 3 항 중 어느 한 항에 있어서, 화점 직경(a(mm))에 대한 랜스 간격(LH(mm))의 비율(LH/a)은 2 내지 3.5로 한정되는 것을 특징으로 하는 레들내 용강을 정련하기 위한 간이 레들 정련 방법.
  5. 제 1 항 내지 제 4 항 중 어느 한 항에 있어서, 산화 반응제는 침지 관의 내부가 대기 압력으로 유지되는 동안 침지관 내부 용강에 첨가되고, 및 상기 용강은 산화 반응제를 산화시키므로써 가열되는 것을 특징으로 하는 레들내 용강을 정련하기 위한 간이 레들 정련 방법.
  6. 제 1 항 내지 제 4 항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 용강은 침지관의 내부가 대기압으로 유지되는 동안 미리 용강에 첨가되어진 산화 반응제를 산화시키므로써 가열되는 것을 특징으로 하는 레들내 용강을 정련하기 위한 간이 레들 정련 방법.
  7. 제 5 항 또는 제 6 항에 있어서, 대기 압력하에 산화 반응제를 산화시키므로써 용강을 가열하기 전 또는 후에, 산화 가스는 용강을 탈탄하기 위해 랜스를 관통하여 침지관 내부 용강 표면위로 취입되는 것을 특징으로 하는 레들내 용강을 정련하기 위한 간이 레들 정련 방법.
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