WO2017178608A1 - Nez de lance de soufflage - Google Patents

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WO2017178608A1
WO2017178608A1 PCT/EP2017/058977 EP2017058977W WO2017178608A1 WO 2017178608 A1 WO2017178608 A1 WO 2017178608A1 EP 2017058977 W EP2017058977 W EP 2017058977W WO 2017178608 A1 WO2017178608 A1 WO 2017178608A1
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WO
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nose
lance
injector
central
end wall
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Application number
PCT/EP2017/058977
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Inventor
Jean-Philippe Thomas
Original Assignee
Soudobeam Sa
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Priority claimed from BE2016/5263A external-priority patent/BE1023609B1/fr
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    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C5/00—Manufacture of carbon-steel, e.g. plain mild steel, medium carbon steel or cast steel or stainless steel
    • C21C5/28—Manufacture of steel in the converter
    • C21C5/30—Regulating or controlling the blowing
    • C21C5/32—Blowing from above
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C5/00—Manufacture of carbon-steel, e.g. plain mild steel, medium carbon steel or cast steel or stainless steel
    • C21C5/28—Manufacture of steel in the converter
    • C21C5/30—Regulating or controlling the blowing
    • C21C5/35—Blowing from above and through the bath
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C5/00—Manufacture of carbon-steel, e.g. plain mild steel, medium carbon steel or cast steel or stainless steel
    • C21C5/28—Manufacture of steel in the converter
    • C21C5/42—Constructional features of converters
    • C21C5/46—Details or accessories
    • C21C5/4606—Lances or injectors
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F27—FURNACES; KILNS; OVENS; RETORTS
    • F27B—FURNACES, KILNS, OVENS, OR RETORTS IN GENERAL; OPEN SINTERING OR LIKE APPARATUS
    • F27B3/00—Hearth-type furnaces, e.g. of reverberatory type; Tank furnaces
    • F27B3/10—Details, accessories, or equipment peculiar to hearth-type furnaces
    • F27B3/22—Arrangements of air or gas supply devices
    • F27B3/225—Oxygen blowing
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F27—FURNACES; KILNS; OVENS; RETORTS
    • F27D—DETAILS OR ACCESSORIES OF FURNACES, KILNS, OVENS, OR RETORTS, IN SO FAR AS THEY ARE OF KINDS OCCURRING IN MORE THAN ONE KIND OF FURNACE
    • F27D3/00—Charging; Discharging; Manipulation of charge
    • F27D3/16—Introducing a fluid jet or current into the charge
    • F27D2003/168—Introducing a fluid jet or current into the charge through a lance

Definitions

  • the present invention relates to a blowing nozzle nose, intended for brewing baths, comprising
  • a central tube for supplying stirring gas closed at one end facing the bath by a first end wall provided with at least two openings,
  • an inner tube forming, with the central tube, a first annular cavity for the passage of a cooling liquid and terminated at one end facing the bath by a second end wall, called a separator, having a central opening and a through-hole; opening provided in said first front wall,
  • an outer tube forming with the inner tube a second annular cavity for the passage of the cooling liquid and closed at one end facing the bath by a third end wall having an opening opening opening provided in said first end wall and presenting a internal surface comprising a conical central depression which is directed towards said central opening and which has a curved envelope surface in axial section,
  • outlet duct for the stirring gas leaving each opening in said first end wall and going up to said corresponding outlet orifice passing through said corresponding through-orifice in a coolant-tight manner, said outlet duct; has an inner surface comprising: a first part connected to the first front wall of convergent curved profile,
  • the blowing nozzle nose as described in the present invention is used, inter alia, in the oxygen converters for the manufacture of steel (BOF, Basic Oxygen Fumace).
  • the converters make it possible to obtain steel by injecting oxygen into a bath of molten iron in order to burn the carbon contained therein.
  • the basic principle in the field of oxygen blowing in the converters (for example LD (for Linz-Donawitz)) is to propel 3 to 6 jets of oxygen arranged in a ring on a bath of molten iron. The lance that allows the formation of these jets of oxygen is then placed at a distance of 1 to 5 m above a molten melt bath whose temperature can reach
  • the temperature of the nose of the lance can then grow rapidly up to 400 ° C and have to stay in this environment for about 20 minutes.
  • the nose is then removed and returns to room temperature, ie 20 ° C.
  • US4432534 and WO9623082 have, for example, lance noses designed to allow the flow of a coolant at high speed along the inner surface of the front wall, the same front wall has a slight central depression to to optimize this flow.
  • the document WO0222892 attempts to further improve the flow of the coolant in the heat exchange space of the lance nose by developing a central depression in the face facing the bath having a well-defined ratio between height and base of this depression. This ratio allows the heat exchange space to have a section for the passage of the substantially constant coolant so as to obtain a coolant flow rate through this space which is approximately constant.
  • a phenomenon of erosion of the front wall appears at the periphery of the outlet openings of the ducts for the stirring gas. Indeed, when the cooling of the front wall, facing the melt bath, is not optimal, the diameter of the outlet openings of the ducts tend to increase following the erosion of the edges thereof.
  • gas outlet duct will, for reasons of simplicity, sometimes only expressed by the term injector.
  • coherent jet is understood to mean a jet of gas that has a high concentration along its entire length, that is to say that the jet remains focused and has a substantially straight trajectory without forming a diffuse zone in periphery of this trajectory.
  • the oxidation reaction of carbon is favored by the depth of penetration of the jets in the bath and by stirring thereof.
  • a better penetration of oxygen makes it possible to obtain a better efficiency of the oxidation reaction and thus a reduction in the loss of oxygen.
  • valuable material iron, manganese, aluminum
  • dust emission The best stirring obtained thanks to the coherent jets of oxygen makes it possible, moreover, to improve the refining phase by facilitating the dephosphorization.
  • the refining is therefore faster which avoids the increase of the amount of oxygen in the steel as well as the iron losses in the slag.
  • the lance noses are placed at a distance of 1 to 5 m above the cast iron bath, in order to be effective, the jets must present a coherent profile over a longest possible distance. Since the trajectory of the gas is not optimal at the outlet of the injectors of rectilinear internal profile, the jets will therefore form, at the periphery of their trajectory, diffuse parts. Under these conditions, the speed of the jets is reduced and the contact surface between the jet and the melt bath is increased, which consequently limits the depth of penetration of the jets in the bath. This results in a decrease in the stirring and therefore a decrease in the reaction yield.
  • nozzles whose inner surface follows a convergent-divergent curved bell-shaped profile to obtain gases that reach a supersonic speed.
  • these nozzles are usually used for rocket engines, steam turbines and gas turbines and are called Laval nozzles, by their inventor.
  • the document US2014 / 0367499 proposes to modify the Laval nozzle in order to adapt it to a blow lance used in metallurgy.
  • This document therefore proposes injectors having a curved convergent portion followed by a curved divergent portion, both bell-shaped, which can form supersonic jets.
  • the convergent-divergent bell-shaped profile allows the acceleration of the oxygen jets which then penetrate deeper into the bath which is an advantage to increase the yield of the chemical reaction.
  • the document US2014 / 0367499 proposes to solve the so-called "characteristic" equations, from the name of the theory of characteristic waves. These represent the pressure disturbances propagating in the divergent part of the injector that must be canceled.
  • the document US2014 / 0367499 therefore seeks to determine the profile of the divergent minimum length to cancel the pressure disturbances.
  • oxygen jets do not disturb the surface of the bath because these disturbances would cause splashing.
  • hot gases such as carbon monoxide or carbon dioxide are for example emitted and back to the nose of the spear.
  • oxygen jets arranged in a ring and propelled towards the baths cause a suction effect at the center of the lance nose.
  • the streams of stirring gas emitted on the surface of the bath are then sucked into the center of the lance nose, between the jets of oxygen causing, on the one hand, the degradation of the center of the end wall and, on the other hand, the effects distortion and turbulence of the oxygen jets.
  • US3430939 proposes to modify the outer profile of a lance nose whose inner surface of injectors has a curved convergent portion followed by a curved divergent portion and terminates in a cylindrical portion.
  • the sophisticated outer shape of the lance nose described in this document is intended to reduce liquid cast spatter on the lance nose.
  • This document proposes to extend the injectors beyond the third end wall in order to reduce the suction phenomenon in the center of the oxygen jets, this suction phenomenon being at the origin of the degradation of the central part of the third wall. frontal and perturbations of the oxygen jets on their trajectory between the exit of the injector and the bath of melt.
  • the injectors of the state of the art are therefore not optimal for limiting the cast projections on the lance nose since their internal geometry does not, on its own, obtain coherent jet and stationary between the exit of the injector and the melt bath.
  • Stationary jet is understood to mean a jet in which the pressure disturbances are minimal in order to optimize the penetration power thereof.
  • Stationary jets are jets whose flow is constant over time. In this way, a limitation of the disturbances of these jets by the interaction with the gases emitted above the bath is ensured, and this along the entire trajectory of the jets until the bath.
  • the present invention aims to overcome these disadvantages by providing a simple lance nose to manufacture whose life is improved.
  • a lance nose as indicated at the beginning, characterized by outlet ducts for the stirring gas of which the first convergent portion terminates directly in the stirring gas supply tube and the first convergent portion, the neck and a first portion of the second diverging portion have radii of curvature of the same sign and a change of sign of curvature in the second diverging portion, said change of sign of curvature being defined by a point of inflection in an axial section of said duct.
  • the lance nose according to the invention has an improved life. Indeed, in the lance nose according to the present invention, the life of the lance nose has been significantly increased by providing a stationary and consistent brewing jet of gas, which is obtained firstly by air ducts. outlet for the stirring gas, the first convergent portion of which ends directly in the feed tube.
  • outlet duct for the stir gas is connected to the first end wall and terminates directly in the mash gas supply tube.
  • This direct connection makes it possible to supply the injector with gas from the supply tube and this without causing any disturbance in the flow of this gas.
  • This stationary and coherent stirring gas jet is also obtained by the fact that in the outlet duct for a stirring gas, the second convergent portion, the neck and a first portion of the second diverging portion have radii of curvature of the same sign. This results in a monotonous acceleration of the gas in the first convergent part.
  • boundary layer is meant, according to the present invention, an area of low gas velocity at the inner surface of the injector.
  • dead zone between this wall and the gas having a high speed. This difference has the consequence of reducing the metai / gas transfer coefficient since the gas having a high speed is no longer in direct contact with the internal metal wall of the injector.
  • This "dead" zone is the site of significant friction forces, which also has the effect of reducing the acceleration of the gas by the loss of energy generated and an acceleration made incomplete.
  • the metal / gas heat transfer coefficient in the injector according to the present invention is improved because the thickness of the boundary layer is reduced thanks, in particular, to the presence of a single point of inflection along the the inner wall of the injector.
  • the improvement of the metal / gas heat transfer coefficient contributes to improved lance nose cooling, the benefits of which include limiting the erosion of the edges of the nozzle exit ports for the stir gas.
  • the oxygen jets formed then have a better coherence and a better stationarity on their trajectory up to the bath of liquid iron on the one hand by the reduction of the erosion but also by the profile of the internal surface of the outlet duct for the brewing gas. As a result, the reaction yield is improved and maintained constant throughout the life of the nose.
  • the neck making the transition between the converging portion and the divergent portion of the injector has the same sign of radius of curvature as the two parts that it joins allowing a smooth transition for the gas between these two parts. .
  • the neck does not have a cylindrical portion, there is a better distribution of the acceleration waves originating at this neck. This makes it possible to reduce the shock waves at the origin of the energy losses and the detachment of the fluid from the wall. As a result, this results in a better gas acceleration, a better metal / gas heat transfer coefficient and a decrease in the erosion of the outlet orifices of the injector.
  • the injector according to the present invention also contains an inner wall having a change in the sign of curvature in its diverging portion.
  • This change in sign of curvature means that the center of curvature passes from one side to the other of the axis of revolution of the injector.
  • the profile of the injector is convex and becomes concave when the sign of curvature changes. Consequently, the injector according to the present invention has, in axial section, only one inflection point located between the first and the second portion of the divergent portion and in no case at the neck between the convergent portion and the divergent part.
  • the point of inflection of the curvilinear divergence of the lance nose injector according to the present invention makes it possible to cancel the pressure disturbances and to obtain a uniform flow at the outlet of the injector ensuring the production of a jet focused on a greater distance and therefore a better penetration of the jet into the bath and therefore a better stirring and a better reaction yield therein.
  • the particular profile of the internal wall of the injectors according to the present invention in addition to the consistency of the jet, also makes it possible to obtain stationary oxygen jets when they leave the injector. This stationarity allows the jet to attack the bath in a mode of penetration without excessive splashing, thus reducing the projections on the nose of lance.
  • the stationary jets do not undergo disturbances related to the emission gases and have a constant flow over time. The reduction in projections therefore makes it possible to considerably increase the life of the lance nose and maintain a reaction efficiency stability in the bath throughout this lifetime.
  • the coherence of the jets produced by the lance nose according to the present invention also makes it possible to reduce erosion of the refractory of the converters.
  • the gas jets are not coherent and have diffuse portions at the periphery of their trajectory, these diffuse parts reach the side walls of the refractory which causes their erosion and therefore their degradation.
  • the use of the lance noses according to the present invention since the oxygen jets produced at the outlet of the injectors are coherent along their entire trajectory up to the bath of liquid iron, thus also makes it possible to increase the lifetime of the converters. by limiting the wear of the refractories.
  • the injector according to the present invention does not have a cylindrical portion between the gas supply tube and the first convergent portion of the injector.
  • This feature further reduces the bypass of the inlet stop by the fluid and thus to organize a smooth transition of gas from a slow flow regime to a significant acceleration.
  • the consequences are a decrease in the areas of delamination and associated disturbances. This results in an improvement in the consistency and stationarity of the jet at the outlet of the injector and makes a better reaction efficiency in the bath and a decrease in projections from it.
  • said first convergent portion and said second divergent portion have, in an axial section, continuity of curves at their common end, at the neck.
  • discontinuity of tangents is meant, according to the present invention, that, in an axial section of the injector, the curve of the first convergent portion and the curve of the second divergent portion have tangents equal to the level of the their common end, that is to say at the neck.
  • the tangents are the first derivatives of the curves at their common end, that is to say at the level of the neck.
  • a second degree of “continuity of curves” may advantageously be a “continuity of curvature”, which means that the radii of curvature of the two curves (convergent portion I and divergent portion II) are equal at their common end, c that is to say at the neck.
  • the curves of the convergent part and the divergent part have the same direction at the neck and also have the same radius at this point.
  • the radii of curvature are the second derivatives of the curves at their common end, that is to say at the level of the neck.
  • This continuity of curves of the internal surface of the injector makes it possible to increase the smooth transition during the passage of the gas between the convergent part and the divergent part of the injector. Disturbances in the gas flow are then advantageously reduced at the neck and this passage. In fact, this continuity of curves makes it possible to reduce the separation of the fluid from the wall, which reduces the losses along this wall and ensures a better acceleration and a better metal / gas heat exchange coefficient.
  • the smooth transition to of the neck also makes it possible to reduce the force of the characteristic waves originating at the exit of this neck. As a result, the shock waves are limited thus making it possible to reduce the detachment of the fluid from the inner surface and the energy losses, which further improves the metal / gas heat exchange and the acceleration of the gas.
  • the neighboring regions of the pass, region of acceleration in the transonic domain are profiled to obtain a relatively constant acceleration, which ensures a passage of the gas to the supersonic regime by limiting the generation of disturbance.
  • This gentle transition has the effect of avoiding any detachment of the gas from the inner wall of the injector and to ensure a gradual expansion of this gas thus minimizing energy losses.
  • the injector has a predetermined total length L tot and said first convergent portion of the injector has a predetermined length L1 so that the ratio L1 / L tot is between 5% and 45%, advantageously between 10% and 40%, preferably between 15% and 35%, preferably between 20% and 30%.
  • This ratio makes it possible to estimate the degree of convergence of the convergent part of the injector.
  • said outlet orifice has a predetermined diameter D1 and D min / D1 is between 50% and 90%, advantageously between 55% and 85%, preferably between 60% and 80%. %, preferably between 65% and 75%.
  • said first portion of said second divergent portion II has a predetermined length L2 and the ratio L2 / L1 is between 30% and 100%, advantageously between 40% and 90%, preferably between 50% and 80%, preferably between 60% and 70%
  • said second diverging portion has said second diverging portion (II) has a second portion between said inflection point and said output orifice of predetermined length L3 and the ratio L2 / (L2 + L3) is between 5 and 45 %, advantageously between 10% and 40%, preferably between 15% and 35%, preferably between 20% and 30%.
  • This length ratio determines the positioning of the inflection point in the diverging portion of the injector. This particular positioning of the inflection point makes it possible to improve the elimination of pressure disturbances and to obtain an even more uniform flow at the outlet of the injector. The jet is then focused over a greater distance and penetrates deeper into the bath.
  • the length of the injectors also influences the cooling of the lance nose thanks to the phenomenon of "cold well” because an injector too short would not have a contact surface metal / coolant sufficient to allow a good heat exchange between the injectors and the liquid cooling circulating around water.
  • the injector can act as a "cold well” to evacuate the calories accumulated by the third end wall of the nose which is the most exposed to thermal stress.
  • the "cold well” phenomenon is observed when the calories accumulated in this front wall exposed to the bath are transferred thanks to a good thermal conductor, such as copper, to the more internal parts of the lance nose, also in contact with the liquid cooling circulating around the injectors.
  • the heat is then better distributed within the nose which limits the mechanical stress and thus increases the life of the nose of the spear.
  • the shortest possible injectors do not therefore favor this "cold well” phenomenon.
  • the injectors of the lance nose according to the present invention are monobloc.
  • the invention advantageously also comprises outlet ducts for the stirring gas whose axis of revolution is placed obliquely with respect to a longitudinal axis of the lance nose.
  • the lance noses according to the present invention may also contain a central pillar for improving the cooling system of the lance nose.
  • This central pillar has parallel to a longitudinal axis of the lance nose a first end connected to the center of said first end wall and a second end connected to the top of the central depression of said third end wall.
  • This pillar makes it possible on the one hand to improve the circulation of the coolant when it dives into the central opening.
  • the central opening may be a collision site and the pillar present in the center of this central opening allows to minimize turbulence.
  • the liquid will then go along the pillar before arriving in the heat exchange space.
  • this pillar made of a material of good thermal conductivity, such as copper, ensures a good transfer of calories accumulated in the front wall exposed to the bath to the coolant circulating around it. This phenomenon of calorie transfer is called "cold sinks".
  • the pillar has between said first and second ends at least one thinned portion which has a surface in axial section which is curved so as to form a continuity of curves with said envelope surface of said central depression.
  • the coolant arriving from the peripheral part of the nose (annular cavity) converges in the central opening where it rotates 180 ° between the pillar and the separator before arriving in the heat exchange space.
  • This pillar having a particular geometry and the contour of the continuity of curves between the pillar and the central depression allows, on the one hand, to further optimize the flow of the coolant through the central opening where it passes between the pillar and the separator and on the other hand to accelerate the coolant during its passage through the heat exchange space.
  • said separator has at the central opening an edge in axial section which is curved such that a height H3 is defined between a front of said edge and said internal surface of the third front wall and that in the heat exchange space a predetermined minimum height H1 is present on the side of said central opening such that the ratio H1 H3 is between 5% and 70%, preferably between 10% and 70%, preferably between 15% and 70%, preferably between 20% and 60%, particularly advantageously between 25% and 55%, preferably between 30% and 50%.
  • this separator having a particular geometry makes it possible, on the one hand, to further optimize the flow of the cooling liquid passing through the central opening where it passes between the pillar and the edge of the separator and on the other hand accelerate the coolant as it passes through the heat exchange space.
  • the edge of the separator in this particular embodiment, has a complementarity of shape with the thinned portion of the central pillar.
  • This complementary form between these two elements is particularly advantageous for accompanying the coolant during its rotation of 180 ° in the central opening thus avoiding turbulence in the liquid and maintain a good contact with the pillar serving as "cold well" and then with the third end wall passing through the contour which has a continuity of curves between the thinned portion of the pillar and the wall.
  • this geometry also allows the acceleration of the coolant before it passes through the heat exchange space.
  • said thinned portion I of the pillar has a predetermined minimum diameter D3 at its second end and said central depression has a height h and a base b such that the ratio h / (b-D3) is between 30% and 100%, preferably between 40% and 95%, advantageously between 50% and 90%, preferably between 55% and 85%, in particular between 60% and 80%, particularly advantageously between 65% and 75%.
  • the heat exchange surface greatly increases with respect to the same surface of the heat front from the bath, without causing swirling or cavitation in the liquid.
  • the passage section of the liquid in the heat exchange space is such that the coolant has a suitable speed profile so that the cooling of the front wall exposed to the bath is further improved.
  • the lance nose according to the present invention is characterized by a passage section R for the cooling liquid taken perpendicular to the longitudinal axis L of the nose between the front of the separator and the longitudinal axis of the nose, when no pillar is present in the central opening, this passage section is then called Ri and corresponds to the minimum radius of the central opening 8, the minimum diameter is D min .
  • the passage section R for the liquid is then measured between the front of the separator and the outer surface of the thinned portion I of the pillar, the section is then called R ⁇ .
  • this section of passage R is such that the ratio R / H3 is between 40% and 140%, preferably between 40% and 130%, advantageously between 40% and 120%, preferably between 50% and 110%, particularly advantageously between 60% and 110%, preferably between 70% and 100%, advantageously between 80% and 100%.
  • This particular passage section for the coolant further improves the flow of coolant that will converge in the central opening before reaching the heat exchange space.
  • the passage section of the liquid in the central opening in combination with the aforementioned nose characteristics, further improves the flow without disturbance and the acceleration of the coolant.
  • a deflector may be present in the nose according to the present invention substantially in the center of said central tube for supplying stirring gas.
  • This deflector makes it possible to appropriately divert the gas leaving the central duct to engage in the outlet ducts.
  • the lance nose according to the present invention is characterized in that the aforesaid elements of the nose are made separately and fixed in mutual bonding area by high-energy welding, preferably an electron beam welding.
  • This type of welding provides copper-steel junctions easily achievable and having a good seal to the liquid and this despite fatigue constraints due to successive thermal cycles to which the nose is subjected.
  • FIG. 1 is a front view of a lance nose.
  • FIG. 2 illustrates a sectional view along line II-II of FIG. 1 of one embodiment of the lance nose of the invention.
  • FIG. 3 represents a detail of the injector of a lance nose according to the invention.
  • Figures 4a and 4b show a particular embodiment of the lance nose according to the present invention.
  • FIG. 5 represents a detail of a lance nose according to the invention, to illustrate the mode of measurement of the parameters necessary for an advantageous embodiment of the invention.
  • Figure 1 illustrates the third end wall 12 of the lance nose 1 which faces the bath.
  • the lance nose 1 has six brewing gas outlet ports 13 placed in a ring around a central depression 14 of the third end wall 12.
  • FIG. 2 shows the lance nose according to the present invention in which the gas is fed by the central tube 2.
  • This central tube 2 is closed by a front wall 3 directed towards the bath provided with at least two openings 4.
  • An inner tube 5 is arranged coaxially around the central tube 2 so as to form between them an annular cavity 6 for supplying coolant in the direction of the Arrow F-i.
  • This inner tube 5 is terminated by a front wall 7 which is called a separator.
  • This front wall 7 is provided with a central opening 8 and an orifice 9 in alignment with each opening 4 in the first end wall 3.
  • An outer tube 10 is arranged coaxially around the central tube 2.
  • This outer tube forms with the inner tube 5 an annular cavity 11 which serves for the outlet of the cooling liquid in the direction of the arrow F2.
  • This outer tube is closed by a front wall 12 which makes The inner surface 30 of the third end wall 12 is provided at its center with a conical recess 14 which is directed towards the central opening 8, as shown in FIG. 2. and which has a curved envelope surface in cross section.
  • the front wall 12 is also provided with an outlet orifice 13 in alignment with each opening 4 provided in the front wall 3 and with each passage opening 9 provided in the front wall 7.
  • an outlet duct 17 for the ejection of mixing gas outside the lance nose.
  • the outlet ducts for the stirring gases 17 have an inner surface 18 comprising a first part I connected to the first end wall 3, a second part II extending to an outlet orifice 13 and a neck 19 separating these two parts. I and II.
  • the first part I has a convergent curved profile while the second part II has a curved divergent profile.
  • the axes of revolution of these ducts are advantageously directed obliquely with respect to the longitudinal axis L of the lance nose.
  • the cooling of the front wall 12 is ensured by the circulation of the cooling liquid in the heat exchange space 16 which is located between the separator 7 and the inner surface 30 of the front wall 12.
  • the lance nose shown in Figures 2, 3 and 4 has brewing gas outlet conduits according to the present invention.
  • These conduits (also called injectors) 17 have an internal surface 18 which is, among others, composed of a first part I ending directly in the gas supply tube 2 at the orifices 4 of the first front wall 3.
  • the stirring gas from the feed tube 2 then enters the injector 17 through the orifice 4. It ends first in the first part I convergent which has no point of inflection or cylindrical part. In this part I, the gas can then be accelerated without disruption or detachment of the wall.
  • the gas arrives at the neck 19 where the diameter of the inner wall is minimum, D min .
  • This neck 19 provides the connection between the convergent portion I and the first portion 20 of the divergent portion II, all three having radii of curvature of the same sign. This curvature of the same sign makes it possible to limit the disturbances in the flow of the fluid.
  • the diverging portion II of the injector 17 comprises a point of inflection 21 for minimizing the pressure disturbances and for obtaining a uniform flow at the outlet 13 thus ensuring the focusing of the jet on a longer trajectory between the nose and the bath of cast iron.
  • the point of inflection 21 delimits a first portion 20 and a second portion 21 in the diverging portion II of the injector, the first portion 20 having the same sign of radius of curvature as the convergent portion I and the neck 19 and the second portion 21 having a radius of curvature of opposite sign with respect to the axis of revolution m of the injector.
  • the neck 19 also makes it possible to form a continuity of curves between the first convergent portion I and the second divergent portion II.
  • This continuity of the curves of the convergent I and divergent portions II is first ensured by a continuity of the tangents of the curves (convergent I and divergent II) at their common end, that is to say at the level of the collar 19.
  • This continuity of the tangents is provided by curves I and II having tangents, in axial section, equal to the level of the neck 19.
  • continuity of curvatures can advantageously be observed at the neck 19.
  • the first convergent portion I of the injector is, among others, characterized by a predetermined length L1 measured, along the axis of revolution m of the injector 17, between the opening 4 in the first end wall 3 and the 19.
  • the injector 17 has meanwhile a predetermined total length, L tot , measured, along the axis of revolution m of the injector, between the opening 4 provided in the first end wall 3 and the outlet port 13 for the brewing gas.
  • the ratio L1 / Ltot is preferably between 5% and 45%. This ratio of predetermined lengths makes it possible to estimate the degree of convergence of the first convergent part I.
  • the first portion 20 of the second diverging portion II is characterized by a predetermined length L2 measured, along the axis of revolution m of the injector, between the neck 19 and the point of inflection 21.
  • the outlet ports 13 for the stirring gas have a diameter D1 measured on the internal surface of the injector as shown in FIG. 3.
  • the ratio between the minimum diameter D min of the neck 19 and the diameter D1 of the outlet orifices 13 is preferably between 50% and 90%.
  • the length L3 of the second portion 22 of the diverging portion II is measured, along the axis of revolution m of the injector, between the point of inflection 21 and the outlet orifice 13 for the soldering gases.
  • the length of the diverging portion II thus corresponds to the sum of the length L2 of the first portion 20 and the length L3 of the second portion 21.
  • the ratio between the length L2 and the length L1 of the first convergent portion I is preferably between 30% and 100%.
  • the positioning of the inflection point 21 in the divergent portion II is such that it makes it possible to cancel the pressure disturbances.
  • This positioning is estimated by the ratio between the length L2 of the second portion 21 of the diverging portion II and the sum of the lengths L2 and L3, corresponding to the total length of the diverging portion II.
  • the ratio L 2 / (L 2 + L 3) is preferably between 10% and 40%.
  • the axis of revolution m of the injectors is preferably positioned obliquely to the longitudinal axis L of the lance nose.
  • Figures 4a and 4b show a particular embodiment of the lance nose according to the present invention.
  • a central pillar 23 of particular configuration is present in the center of the central opening 8 and connects the first end wall 3 to the top of the depression 14 of the third end wall 12.
  • the pillar 23, as detailed in Figure 4a, is connected by a first end E1 to the first end wall 3 and a second end E2 at the top of the central depression 14.
  • This pillar preferably has a thinned portion 26 which makes it possible to form a contour of continuous curvature 27 with the envelope surface of the conical depression 14.
  • the cooling liquid coming from the first annular cavity 6 along the arrow Fi runs along the upper face of the separator 7 and converges towards the central opening 8.
  • the pillar 23 present in the center of this central opening 8 then makes it possible to guide the cooling liquid towards the inner surface 30 of the third end wall 12 where the thinned portion 26 ensures the passage of the liquid between the pillar 23 and the edge 24 of the separator 7.
  • the junction of the third end wall 12 with the pillar 23 has a contour of continuous curvature 27 assuran t progressive rotation of the liquid.
  • the coolant then arrives in the heat exchange space 16 without turbulence.
  • the calories accumulated in the front wall 12 exposed to the bath of liquid iron are transferred to the pillar 23 whose contact surface with the coolant is increased by virtue of its thinned portion 26.
  • the pillar 23 advantageously has a second portion 28 connected to the first front wall 3 whose diameter D p2 is such that the ratio D p2 / Dext is between 2% and 30%, advantageously between 4% and 25% .
  • the outside diameter D ex t of the lance nose corresponds to the measured diameter between the external surfaces of the outer tube 10.
  • volume occupied by the pillar 23 in the spear nose is important which allows to create what is called a "cold well".
  • the pillar 23 being made of a material of good thermal conductivity, such as copper, heat from the bath and transmitted to the third end wall 12 and its depression 14 where it can then be driven by the pillar 23 to the internal parts of the nose.
  • the cooling liquid circulating around this pillar 23 makes it possible to ensure a constant capture of the heat of the third front wall 12.
  • the parts most exposed to the bath namely the third front wall and the pillar, are made of wrought copper which provides better thermal conductivity than cast copper.
  • the first thinned portion I is further characterized by a predetermined diameter D p which varies gradually from the diameter D p2 at the junction with the second part II to a value preferably between 20% and 95% of D p2 to the second end E2 of the pillar 18.
  • the diameter D p i of the thinned portion I of the pillar 18 therefore decreases progressively as one moves along the longitudinal axis L of the lance nose towards the bath until reaching a minimum value, then called D3, at the second end E2 of the pillar situated at the top of the central depression 14 of the third end wall 12.
  • the second end E2 thus coincides with a cross section of thinned portion I of the pillar 18 having a diameter minimum D3.
  • This minimum diameter section of the thinned portion I of the pillar also coincides with the vertex of the central depression 14.
  • the separator 7 has at the central opening 8 an edge 24 in axial section which is curved such that a height H3 is defined between a front 25 of said edge 24 and said third end wall 12 and that in the space d Heat exchange 16 a predetermined minimum height H1 is present on the side of said central opening 8.
  • a minimum diameter, D 0 , of the central opening 8 can then be measured from the front 25 of the separator.
  • the tangent passing through this front 25 and parallel to the longitudinal axis L of the lance nose makes it possible to measure the smallest diameter D 0 that can be measured in the central opening 8.
  • the height taken along the tangent passing through the front 25 and parallel to the axis longitudinal length L of the lance nose and measured between said front 25 and the inner surface 30 of the third end wall 12 corresponds to the height H3, as indicated in FIG. 4b.
  • the separator 7 is substantially plane and substantially parallel to the third end wall 12.
  • the curvature of the edge 24 of the separator 7 has the advantage of accompanying the cooling liquid during its convergence in the central opening 8.
  • the coolant can then pass unhindered the obstacles represented by the injectors 17 in the heat exchange space 16 before emerging from the nose by the second annular cavity 11 along the arrow F 2 .
  • the height H1 is measured, parallel to the axis of revolution m of the injectors 17, between the surface facing the bath of the separator 7 and the inner surface 30 of the third end wall 12, on the side of the central opening. 8.
  • This height H1 defines a minimum passage section for the coolant in the heat exchange space 16 at the central opening 8.
  • H1 is the minimum thickness of the water passage along the inner surface 30 of the third end wall 12, in the heat exchange space 16.
  • bypassage section means according to the present invention, a section taken perpendicular to the direction of flow of the coolant.
  • the H1 / H3 is between 5% and 70%, advantageously between 10% and 70%.
  • the coolant passage section between the edge 24 of the separator and the thinned portion 26 of the pillar 23 decreases constantly to become the height H1.
  • This reduction of the passage section has the effect of accelerating the liquid, according to the arrow F 3 , before its arrival in the heat exchange space 16.
  • the H1 / H3 ratio is between 5% and 70%. %, advantageously between 10% and 70%.
  • the separator 7 has on its edge 24 a thickness e1 so that the ratio e1 / D ex t is between 5% and 30%, preferably between 7% and 25%, advantageously between 7% and 20% preferably between 7% and 15%.
  • the thickness, e1, of the edge of the separator is the distance, taken perpendicularly to the axial plane of the injectors, between a surface facing the first end wall and the surface facing the bath of the separator.
  • This thickness allows the separator to occupy a substantial volume in the lance nose and, in combination with the curvature of the edge 24, enables a flow without disturbance and a good acceleration of the coolant to be maintained.
  • the bath-facing surface of the separator 7 is substantially sinusoidal. This means that the bath-facing surface of the separator 7 has a minimum thickness substantially at its center. Accordingly, the heat exchange space 16 has a maximum height H max substantially in the center of the separator 7. This maximum height allows the coolant to circulate more easily around the injectors 17 in the heat exchange space 16.
  • FIG. 5 represents a detail of the conical depression 14 in order to explain how to measure the parameters relating to this central depression 14 of the inner surface 30 of the third end wall 12.
  • the height h is measured between the tangent plane 31 of the inner wall 30 of the lance nose perpendicular to the longitudinal axis L and the parallel plane 32 tangential to the vertex of the central depression 14. If an additional element to the central depression 14 is provided at the top thereof, such as the pillar 23, the plane 32 remains in the position it would have if this additional element did not exist.
  • the top of the central depression 14 coinciding with the cross section of the thinned portion I of the pillar 23 having a minimum diameter D3, the plane 32 also passes through this minimum diameter section D3 of the pillar.
  • the base b is located in the tangent plane 31 of the inner wall 30. It is circumscribed by the intersection points 33 with the extension of the inner wall 30.
  • the nose according to the present invention has a ratio h / (b-D3) of between 30% and 100%. Therefore, in the case where no additional element, such as for example a pillar, is present at the top of the central depression 14, D3 is zero and the h / b ratio is preferably between 30% and 100%.
  • FIG. 5 also shows the passage section R for the cooling liquid taken perpendicular to the longitudinal axis L of the nose between the front 25 of the separator 7 and the longitudinal axis L, when no pillar is present in the central opening 8, this passage section is then called Ri and corresponds to the minimum radius of the central opening 8 whose minimum diameter is D 0 .
  • the passage section R for the liquid is then measured between the front 25 of the separator 7 and the outer surface of the thinned portion I of the pillar 23, the section is then called R 2 .
  • this passage section is such that the ratio R / H3 is between 40% and 140%, preferably between 40% and 130%, preferably between 40% and 120%, preferably between 50% and 110%, particularly advantageously between 60% and 110%, preferably between 70% and 100%, advantageously between 80% and 100%.

Abstract

Nez de lance de soufflage, comprenant : un tube central (2) d'alimentation en gaz de brassage, un tube interne (5) pour l'entrée d'un liquide de refroidissement, un tube externe (10) pour la sortie du liquide de refroidissement et fermé à une extrémité tournée vers le bain par une troisième paroi frontale (12), un espace d'échange thermique (16) et un conduit de sortie (17) pour le gaz de brassage, appelé injecteur, partant de chaque ouverture (4) dans la paroi frontale (3), allant jusqu'audit orifice de sortie (13) correspondant et comprenant une paroi interne présentant une première partie (I) de profil courbe convergent, un col (19) de diamètre minimum prédéterminé et une deuxième partie (II) présentant un profil courbe divergent jusqu'audit orifice de sortie (13), la deuxième partie (II) présentant un changement de signe de courbure défini par un point d'inflexion (21) dans une coupe axiale dudit conduit.

Description

"Nez de lance de soufflage "
La présente invention se rapporte à un nez de lance de soufflage, destinée au brassage de bains, comprenant
- un tube central d'alimentation en gaz de brassage, fermé à une extrémité tournée vers le bain par une première paroi frontale pourvue d'au moins deux ouvertures,
- un tube interne formant avec le tube central une première cavité annulaire pour le passage d'un liquide de refroidissement et terminé à une extrémité tournée vers le bain par une deuxième paroi frontale, appelée séparateur, présentant une ouverture centrale et un orifice de passage par ouverture prévue dans ladite première paroi frontale,
- un tube externe formant avec le tube interne une deuxième cavité annulaire pour le passage du liquide de refroidissement et fermé à une extrémité tournée vers le bain par une troisième paroi frontale présentant un orifice de sortie par ouverture prévue dans ladite première paroi frontale et présentant une surface interne comprenant une dépression centrale conique qui est dirigée vers ladite ouverture centrale et qui présente une surface d'enveloppe incurvée en section axiale,
- un espace d'échange thermique qui est situé entre, d'une part, ladite deuxième paroi frontale et ladite surface interne de la troisième paroi frontale et, d'autre part, ladite ouverture centrale et ladite deuxième cavité annulaire, et dans lequel s'écoule le liquide de refroidissement, et
- un conduit de sortie pour le gaz de brassage partant de chaque ouverture dans ladite première paroi frontale et allant jusqu'audit orifice de sortie correspondant en passant par ledit orifice de passage correspondant d'une manière étanche au liquide de refroidissement, ledit conduit de sortie présente une surface interne comprenant : - une première partie connectée à la première paroi frontale de profil courbe convergent,
- une deuxième partie dans le prolongement de la première partie présentant un profil courbe divergent jusqu'audit orifice de sortie, et
- un col de diamètre minimum prédéterminé Dmin entre ladite première et ladite deuxième partie.
Le nez de lance de soufflage tel que décrit dans la présente invention est utilisé, entre autres, dans les convertisseurs à oxygène pour la fabrication de l'acier (BOF, Basic Oxygen Fumace). Les convertisseurs permettent d'obtenir de l'acier en injectant de l'oxygène dans un bain de fonte liquide afin de brûler le carbone contenu dans celle-ci. Le principe de base dans le domaine du soufflage d'oxygène dans les convertisseurs (par exemple LD (pour Linz-Donawitz)) est de propulser 3 à 6 jets d'oxygène disposés en couronne sur un bain de fonte liquide. La lance qui permet la formation de ces jets d'oxygène est alors placée à une distance de 1 à 5 m au-dessus d'un bain de fonte en fusion dont la température peut atteindre
1700 °C. — — -
La température du nez de la lance peut alors croître rapidement jusqu'à 400 °C et devoir rester dans cet environnement durant environ 20 minutes. Le nez est alors retiré et revient à la température ambiante, c'est- à-dire 20 °C. Ces contraintes endommagent les nez de lance utilisés pour les bains de convertisseurs d'aciérie et typiquement, la durée de vie de ceux-ci est réduite suite aux importantes sollicitations auxquelles ils sont soumis, pendant un nombre significatif d'utilisations successives.
Pour améliorer le refroidissement des nez de lance, des espaces d'échange thermique ont été développés afin qu'un liquide de refroidissement puisse circuler entre la surface interne de la troisième paroi frontale et le séparateur. Ce dernier porte son nom car il sert de séparateur entre l'alimentation en eau et la sortie d'eau de refroidissement. Une mauvaise circulation du liquide de refroidissement peut également engendrer une élévation locale de la température du liquide de refroidissement. En conséquence, localement le liquide peut passer en phase vapeur sous la contrainte thermique. Il en résulte la formation de cavités remplies de gaz piégées au sein du liquide de refroidissement. Cette formation de cavités gazeuses dans un liquide est connue sous le nom de phénomène de cavitation. Ces phénomènes de cavitation provoquent alors une diminution de l'efficacité du refroidissement de la paroi frontale étant donné que l'échange thermique entre une phase gazeuse et une phase solide est beaucoup moins bon qu'entre une phase liquide et une phase solide. Si le refroidissement n'est pas uniforme sur toute la paroi exposée aux variations thermiques, des tensions mécaniques apparaissent entre les différentes zones de cette paroi.
Les documents US4432534 et WO9623082 présentent, par exemple, des nez de lance conçus pour permettre l'écoulement d'un liquide de refroidissement à grande vitesse le long de la surface interne de la paroi frontale, cette même paroi frontale présente une légère dépression centrale afin d'optimiser cet écoulement.
Le document EP0340207 prévoit quant à lui une dépression importante dans la zone centrale du nez de lance sur laquelle sont dirigés des jets secondaires de liquide de refroidissement provoquant un tourbillonnement dans l'écoulement du liquide.
Le document WO0222892 tente d'améliorer davantage l'écoulement du liquide de refroidissement dans l'espace d'échange thermique du nez de lance en développant une dépression centrale dans la face tournée vers le bain ayant un rapport bien déterminé entre hauteur et base de cette dépression. Ce rapport permet à l'espace d'échange thermique d'avoir une section pour le passage du liquide de refroidissement sensiblement constante de manière à obtenir une vitesse de passage du liquide de refroidissement à travers cet espace qui soit approximativement constante. Lorsque le refroidissement des nez de lance n'est pas efficace, il a également été constaté qu'un phénomène d'érosion de la paroi frontale apparaît en périphérie des orifices de sortie des conduits pour le gaz de brassage. En effet, lorsque le refroidissement de cette paroi frontale, faisant face au bain de fonte, n'est pas optimal, le diamètre des orifices de sortie des conduits tend à augmenter suite à l'érosion des bords de ceux-ci. Cette augmentation de diamètre, déforme les jets d'oxygène, ce qui provoque, en plus de la destruction du nez de lance, une dispersion de ces jets et en conséquence une diminution de leur efficacité. Le rendement de réaction est alors diminué étant donné que ces jets dispersés pénètrent moins profondément dans le bain de fonte et la durée de vie des nez diminue.
Dans la suite de la description, l'expression « conduit de sortie de gaz de brassage » sera, pour des raisons de simplicité, exprimée parfois seulement par le terme injecteur.
Bien que les documents décrits ci-dessus contribuent à l'amélioration de la technique de refroidissement des nez, malheureusement, ils ne présentent toujours pas une durée de vie suffisante et n'assurent pas un rendement de réaction dans le bain qui soit stable tout au long de cette durée de vie.
De plus, ils n'offrent malheureusement pas une efficacité optimale en ce qui concerne leurs injecteurs. En effet, ces nez de lance présentent des profils de la surface interne des injecteurs qui sont rectilignes produisant ainsi des jets d'oxygène qui ne sont pas cohérents.
On entend par l'expression « jet cohérent », un jet de gaz qui présente sur toute sa longueur une concentration élevée, c'est-à-dire, que le jet reste focalisé et présente une trajectoire sensiblement rectiligne sans former de zone diffuse en périphérie de cette trajectoire.
La réaction d'oxydation du carbone est favorisée par la profondeur de pénétration des jets dans le bain et par le brassage de celui-ci. De ce fait, une meilleure pénétration de l'oxygène permet d'obtenir une meilleure efficacité de la réaction d'oxydation et donc une réduction de la perte de matériel valorisable (fer, manganèse, aluminium) et de l'émission de poussière. Le meilleur brassage obtenu grâce aux jets cohérents d'oxygène permet, par ailleurs, d'améliorer la phase d'affinage en facilitant la déphosphoration. L'affinage est par conséquent plus rapide ce qui permet d'éviter l'augmentation de la quantité d'oxygène dans l'acier ainsi que les pertes de fer dans les scories.
Les nez de lance étant placés à une distance de 1 à 5 m au-dessus du bain de fonte, afin d'être efficaces, les jets doivent présenter un profil cohérent sur une distance la plus longue possible. La trajectoire du gaz n'étant pas optimale à la sortie des injecteurs de profil interne rectiligne, les jets vont, dès lors, former en périphérie de leur trajectoire, des parties diffuses. Dans ces conditions, la vitesse des jets est amoindrie et la surface de contact entre le jet et le bain de fonte est augmentée, ce qui limite en conséquence la profondeur de pénétration des jets dans le bain. Il en résulte une diminution du brassage et donc une diminution du rendement de réaction. Ce rendement est d'autant plus diminué et instable lorsque le refroidissement de la paroi frontale exposée au bain n'est pas performant étant donné que dans ces conditions, les bords de sortie des injecteurs s'érodent provoquant une augmentation du phénomène de dispersion des jets de gaz. Il est dès lors avantageux d'optimiser les jets d'oxygène afin qu'ils aient une profondeur de pénétration idéale.
Il est connu d'avoir recours à des tuyères dont la surface interne suit un profil convergent-divergent courbe en forme de cloche afin d'obtenir des gaz qui atteignent une vitesse supersonique. Toutefois, ces tuyères sont habituellement utilisées pour les moteurs de fusées, les turbines à vapeur et les turbines à gaz et sont appelées tuyères de Laval, de par leur inventeur.
Par exemple, le document US2014/0367499 propose de modifier la tuyère de Laval afin de l'adapter à une lance de soufflage utilisée en métallurgie. Ce document propose donc des injecteurs présentant une partie convergente courbe suivie d'une partie divergente courbe, tous deux en forme de cloche, pouvant former des jets supersoniques. Le profil convergent-divergent en forme de cloche permet l'accélération des jets d'oxygène qui pénètrent alors plus profondément dans le bain ce qui est un avantage pour augmenter le rendement de la réaction chimique. Le document US2014/0367499 propose de résoudre les équations dites « caractéristiques », du nom de la théorie des ondes caractéristiques. Celles-ci représentent les perturbations de pression se propageant dans la partie divergente de l'injecteur qu'il convient d'annuler. Le document US2014/0367499 cherche donc à déterminer le profil du divergent de longueur minimale permettant d'annuler les perturbations de pression.
Par ailleurs dans cette technologie, il faut également veiller à ce que les jets d'oxygène ne perturbent pas la surface du bain car ces perturbations provoqueraient des éclaboussures. En effet, suite à l'oxydation du carbone contenu dans les bains, des gaz chauds tels que le monoxyde ou le dioxyde de carbone sont par exemple émis et remontent vers les nez de lance. Il a été observé que les jets d'oxygène disposés en couronne et propulsés vers le bains provoquent un effet de succion au centre du nez de lance. Les flux de gaz de brassage émis à la surface du bain sont alors aspirés au centre du nez de lance, entre les jets d'oxygène provoquant d'une part la dégradation du centre de la paroi frontale et, d'autre part, des effets de distorsion et de turbulence des jets d'oxygène. Ces perturbations des jets d'oxygène peuvent à leur tour engendrer une perturbation de la surface du bain et provoquer des projections de fonte liquide sur le nez de lance. Ces projections ne sont pas favorables étant donné qu'elles accélèrent la dégradation du nez de lance. Il est donc avantageux d'optimiser la pénétration des jets d'oxygène dans le bain d'acier tout en s'assurant de ne pas provoquer des perturbations à la surface de celui-ci.
Pour pallier cet inconvénient, le document US3430939 propose de modifier le profil extérieur d'un nez de lance dont la surface interne des injecteurs présente un partie convergente courbe suivie d'une partie divergente courbe et se termine par une partie cylindrique.
La forme extérieure sophistiquée du nez de lance décrite dans ce document a pour but de diminuer les projections de fonte liquide sur le nez de lance. Ce document propose de prolonger les injecteurs au-delà de la troisième paroi frontale afin de réduire le phénomène de succion au centre des jets d'oxygène, ce phénomène de succion étant à l'origine de la dégradation de la partie centrale de la troisième paroi frontale et des perturbations des jets d'oxygène sur leur trajectoire entre la sortie de l'injecteur et le bain de fonte.
Malheureusement, cette modification semble difficilement réalisable et coûteuse en comparaison des nez de lance classiques qui présentent un profil extérieur composé, généralement, d'un tube fermé par une paroi tournée vers le bain sensiblement plane. Cette forme extérieure sophistiquée décrite dans le document US3430939 ne permet pas non plus d'assurer un bon refroidissement du nez.
Les injecteurs de l'état de la technique ne sont donc pas optimaux pour limiter les projections de fonte sur le nez de lance vu que leur géométrie interne ne permet pas, à elle seule, l'obtention de jet cohérent et stationnaire entre la sortie de l'injecteur et le bain de fonte.
On entend par les termes « jet stationnaire », un jet dans lequel les perturbations de pression sont minimales pour optimiser le pouvoir de pénétration de celui-ci. Les jets stationnaires sont des jets dont le débit est constant dans le temps. De cette façon, une limitation des perturbations de ces jets par l'interaction avec les gaz émis au-dessus du bain est assurée, et ce sur toute la trajectoire des jets jusqu'au bain.
La présente invention a pour but de pallier ces inconvénients en procurant un nez de lance simple à fabriquer dont la durée de vie est améliorée.
II est prévu suivant l'invention un nez de lance tel qu'indiqué au début caractérisé par des conduits de sortie pour le gaz de brassage dont la première partie convergente aboutit directement dans le tube d'alimentation en gaz de brassage et dont la première partie convergente, le col et une première portion de la deuxième partie divergente présentent des rayons de courbure de même signe et par un changement de signe de courbure dans la deuxième partie divergente, ledit changement de signe de courbure étant défini par un point d'inflexion dans une coupe axiale dudit conduit.
De cette façon, le nez de lance selon l'invention présente une durée de vie améliorée. En effet, dans le nez de lance selon la présente invention, la durée de vie du nez de lance a été augmentée de manière significative en procurant un jet de gaz de brassage stationnaire et cohérent, lequel est obtenu tout d'abord par des conduits de sortie pour le gaz de brassage dont la première partie convergente aboutit directement dans le tube d'alimentation.
Dans le nez de lance, la première partie convergente de l'injecteur
(conduit de sortie pour le gaz de brassage) est connectée à la première paroi frontale et aboutit directement dans le tube d'alimentation en gaz de brassage. Cette connexion directe permet d'alimenter l'injecteur en gaz à partir du tube d'alimentation et ceci sans provoquer de perturbation dans l'écoulement de ce gaz. Ce jet de gaz de brassage stationnaire et cohérent est obtenu également par le fait que dans le conduit de sortie pour un gaz de brassage, la deuxième partie convergente, le col et une première portion de la deuxième partie divergente présente des rayons de courbure de même signe. Il en résulte une accélération monotone du gaz dans la première partie convergente. Cette transition douce entre le tube d'alimentation en gaz et la première partie de l'injecteur, ne présentant pas de changement de signe de courbure, permet de limiter fortement les perturbations dans l'écoulement du fluide en entrée de l'injecteur, par la progressivité accrue du contoumement des arrêtes d'entrée par le fluide. Cette limitation des perturbations résulte en une diminution de l'épaisseur de la couche limite. Par l'expression « couche limite », on entend, selon la présente invention, une zone de faible vitesse du gaz à la surface interne de l'injecteur. Il existe alors une zone dite « morte » entre cette paroi et le gaz présentant une vitesse élevée. Cet écart a comme conséquence de réduire le coefficient de transfert métai/gaz étant donné que le gaz présentant une vitesse élevée n'est plus en contact direct avec la paroi métallique interne de l'injecteur. Cette zone « morte » est le lieu de forces de frictions importantes ce qui a également pour conséquence de réduire l'accélération du gaz par la perte d'énergie engendrée et par une accélération rendue incomplète.
Par conséquent, le coefficient de transfert de chaleur métal/gaz dans l'injecteur selon la présente invention est amélioré car l'épaisseur de la couche limite est réduite grâce, notamment, à la présence d'un seul point d'inflexion le long de la paroi interne de l'injecteur.
L'amélioration du coefficient de transfert de chaleur métal/gaz contribue à l'amélioration du refroidissement du nez de lance, dont les avantages incluent la limitation de l'érosion des bords des orifices de sortie des injecteurs pour le gaz de brassage. Les jets d'oxygène formés présentent alors une meilleure cohérence et une meilleure stationnarité sur leur trajectoire jusqu'au bain de fonte liquide d'une part par la réduction de l'érosion mais également par le profil de la surface interne du conduit de sortie pour le gaz de brassage. Par conséquent, le rendement de réaction est amélioré et maintenu constant tout au long de la durée de vie du nez.
L'absence de point d'inflexion dans la partie convergente a comme avantage de permettre la réduction de la longueur de cette partie de l'injecteur, la couche limite est alors moins épaisse et par conséquent le coefficient de transfert thermique métal/gaz est avantageusement amélioré.
D'autre part, le col faisant la transition entre la partie convergente et la partie divergente de l'injecteur présente le même signe de rayon de courbure que les deux parties qu'il joint permettant ainsi une transition douce pour le gaz entre ces deux parties. De plus, étant donné que le col ne présente pas de portion cylindrique, il existe une meilleure répartition des ondes d'accélération prenant naissance à ce col. Ceci permet de réduire les ondes de choc à l'origine des pertes énergétiques et du décollement du fluide de la paroi. Il en résulte, de ce fait, une meilleure accélération du gaz, un meilleur coefficient de transfert thermique métal / gaz et une diminution de l'érosion des orifices de sortie de l'injecteur.
L'injecteur selon la présente invention contient également une paroi interne présentant un changement du signe de courbure dans sa partie divergente. Ce changement de signe de courbure signifie que le centre de courbure passe d'un côté à l'autre de l'axe de révolution de l'injecteur. En d'autres termes, selon son axe de révolution, le profil de l'injecteur est convexe et devient concave lorsque le signe de courbure change. En conséquence, l'injecteur selon la présente invention ne présente, en coupe axiale, qu'un seul point d'inflexion situé entre la première et la deuxième portion de la partie divergente et en aucun cas au niveau du col entre la partie convergente et la partie divergente. Le point d'inflexion du divergent curviligne de l'injecteur du nez de lance selon la présente invention permet d'annuler les perturbations de pression et d'obtenir un écoulement uniforme en sortie de l'injecteur assurant la production d'un jet focalisé sur une plus grande distance et de ce fait une meilleure pénétration du jet dans le bain et donc un meilleur brassage et un meilleur rendement de réaction dans celui-ci.
Le profil particulier de la paroi interne des injecteurs selon la présente invention, outre la cohérence du jet, permet également d'obtenir des jets stationnaires d'oxygène lorsqu'ils quittent l'injecteur. Cette stationnarité permet au jet d'attaquer le bain dans un mode de pénétration sans éclaboussures excessives, diminuant ainsi les projections sur le nez de lance. Les jets stationnaires ne subissent pas de perturbations liées aux gaz d'émission et présentent un débit constant dans le temps. La diminution des projections permet donc d'augmenter considérablement la durée de vie du nez de lance et de maintenir une stabilité de rendement de réaction dans le bain tout au long de cette durée de vie.
Il a été montré dans le cadre de la présente invention que la cohérence des jets produits par le nez de lance selon la présente invention permet également de diminuer l'érosion du réfractaire des convertisseurs. Lorsque les jets de gaz ne sont pas cohérents et présentent des parties diffuses en périphérie de leur trajectoire, ces parties diffuses atteignent les parois latérales du réfractaire ce qui engendre leur érosion et donc leur dégradation. L'utilisation des nez de lance selon la présente invention, vu que les jets d'oxygène produits en sortie des injecteurs sont cohérents sur toute leur trajectoire jusqu'au bain de fonte liquide, permet donc également d'augmenter la durée de vie des convertisseurs en limitant l'usure des réfractaires.
Avantageusement, l'injecteur selon la présente invention ne présente pas de portion cylindrique entre le tube d'alimentation en gaz et la première partie convergente de l'injecteur. Cette caractéristique permet d'amoindrir davantage le contournement de l'arrête d'entrée par le fluide et ainsi d'organiser une transition douce du gaz passant d'un régime d'écoulement lent vers une accélération importante. Les conséquences sont une diminution des zones de décollements et des perturbations associées. Il en résulte une amélioration de la cohérence et de la stationnarité du jet en sortie de l'injecteur et de fait un meilleur rendement de réaction dans le bain et une diminution des projections provenant de celui-ci.
Une absence de portion cylindrique entre la partie divergente et les orifices de sortie pour le gaz de brassage peut également permettre de limiter la dépression au niveau du bord des orifices de sortie des injecteurs. Cette dépression menant à l'érosion desdits bords, son élimination permet par conséquent de limiter davantage la dispersion des jets d'oxygène et d'augmenter la durée de vie du nez de lance. De préférence, dans le nez selon la présente invention, ladite première partie convergente et ladite deuxième partie divergente présentent, dans une coupe axiale, une continuité de courbes en leur extrémité commune, au niveau du col.
II existe différents degrés de « continuité de courbes », le premier que l'on a défini dans la présente invention étant la « continuité des tangentes ».
Par les termes « continuité des tangentes», on entend, selon la présente invention, que, dans une coupe axiale de l'injecteur, la courbe de la première partie convergente et la courbe de la deuxième partie divergente possèdent des tangentes égales au niveau de leur extrémité commune, c'est-à-dire au niveau du col. Les tangentes sont les dérivées premières des courbes en leur extrémité commune, c'est-à-dire au niveau du col.
Un deuxième degré de « continuité de courbes » peut être avantageusement une « continuité de courbures », ce qui signifie alors que les rayons de courbure des deux courbes (partie convergente I et partie divergente II) sont égaux au niveau de leur extrémité commune, c'est-à-dire au niveau du col. En d'autres termes, les courbes de la partie convergente et de la partie divergente ont la même direction au niveau du col et ont également le même rayon en ce point. Les rayons de courbures sont les dérivées secondes des courbes en leur extrémité commune, c'est-à-dire au niveau du col.
Cette continuité de courbes de la surface interne de l'injecteur permet d'accroître la transition douce lors du passage du gaz entre la partie convergente et la partie divergente de l'injecteur. Les perturbations dans l'écoulement du gaz sont alors avantageusement réduites au niveau du col et de ce passage. En effet, cette continuité de courbes permet de diminuer le décollement du fluide de la paroi ce qui diminue les pertes le long de cette paroi et assure une meilleure accélération et un meilleur coefficient d'échange thermique métal/gaz. D'autres part, la transition douce au niveau du col permet également de diminuer la force des ondes caractéristiques prenant naissance en sortie de ce col. En conséquence, les ondes de choc sont limitées permettant ainsi de réduire le décollement du fluide de la surface interne et les pertes d'énergie ce qui améliore d'avantage l'échange thermique métal/gaz et l'accélération du gaz.
Les zones voisines du col, région d'accélération dans le domaine transsonique, sont profilées pour obtenir une accélération relativement constante, ce qui permet d'assurer un passage du gaz vers le régime supersonique en limitant la génération de perturbation. Cette transition douce a pour conséquence d'éviter tout décollement du gaz de la paroi interne de l'injecteur et d'assurer une expansion progressive de ce gaz minimisant ainsi les pertes énergétiques. Lorsque le gaz passe dans la deuxième portion de la partie divergente de l'injecteur, présentant un signe de courbure inverse par rapport aux autres parties de l'injecteur, les ondes de perturbation dont l'intensité est limitée peuvent alors être amoindries, voire supprimées, en vue d'obtenir un jet cohérent en sortie de l'injecteur.
De préférence, l'injecteur présente une longueur totale prédéterminée Ltot et ladite première partie convergente de l'injecteur présente une longueur prédéterminée L1 de sorte que le rapport L1/Ltot est compris entre 5 % et 45 %, avantageusement entre 10 % et 40 %, de préférence entre 15 % et 35 %, de manière préférentielle entre 20 % et 30 %.
Ce rapport permet d'estimer le degré de convergence de la partie convergente de l'injecteur.
Avantageusement, dans le nez de lance selon la présente invention, ledit orifice de sortie présente un diamètre prédéterminé D1 et Dmin/D1 est compris entre 50 % et 90 %, avantageusement entre 55% et 85 %, de préférence entre 60 % et 80 %, de manière préférentielle entre 65 % et 75 %.
Dans une forme de réalisation particulière du nez selon la présente invention, ladite première portion de ladite deuxième partie divergente II présente une longueur prédéterminée L2 et le rapport L2/L1 est compris entre 30 % et 100 %, avantageusement entre 40 % et 90 %, de préférence entre 50 % et 80 %, de manière préférentielle entre 60 % et 70 %
De préférence, ladite deuxième partie divergente présente ladite deuxième partie divergente (II) présente une deuxième portion entre ledit point d'inflexion et ledit orifice de sortie de longueur prédéterminée L3 et le rapport L2/(L2+L3) est compris entre 5 et 45 %, avantageusement entre 10 % et 40 %, de préférence entre 15% et 35%, de manière préférentielle entre 20 % et 30 %.
Ce rapport de longueur détermine le positionnement du point d'inflexion dans la partie divergente de l'injecteur. Ce positionnement particulier du point d'inflexion permet d'améliorer l'élimination des perturbations de pression et d'obtenir un écoulement encore plus uniforme en sortie de l'injecteur. Le jet est alors focalisé sur une plus grande distance et pénètre plus profondément dans le bain.
La longueur des injecteurs influence également le refroidissement du nez de lance grâce au phénomène de « puits froid » car un injecteur trop court ne présenterait pas un surface de contact métal/liquide de refroidissement suffisante pour permettre un bon échange thermique entre les injecteurs et le liquide de refroidissement circulant autour d'eaux. L'injecteur peut jouer le rôle de « puits froid » pour évacuer les calories accumulées par la troisième paroi frontale du nez qui est la partie la plus exposée aux contraintes thermiques. Le phénomène de « puits froid » est observé lorsque les calories accumulées dans cette paroi frontale exposée au bain sont transférées grâce à un bon conducteur thermique, tel que le cuivre, vers les parties plus internes du nez de lance, en contact également avec le liquide de refroidissement circulant autour des injecteurs. La chaleur est alors mieux repartie au sein du nez ce qui permet de limiter les contraintes mécaniques et permet donc d'augmenter la durée de vie du nez de lance. Des injecteurs les plus courts possible ne favorisent donc pas ce phénomène de « puits froid ». Dans une forme de réalisation particulière, les injecteurs du nez de lance selon la présente invention sont monoblocs.
L'invention comprend avantageusement en outre, des conduits de sortie pour le gaz de brassage dont l'axe de révolution est placé en oblique par rapport à un axe longitudinal du nez de lance.
Comme expliqué ci-dessus, un bon refroidissement des nez de lance permet d'optimiser le fonctionnement des injecteurs en limitant l'érosion de la paroi frontale en périphérie des orifices de sortie. Les nez de lance selon la présente invention peuvent aussi contenir un pilier central permettant d'améliorer le système de refroidissement du nez de lance.
Ce pilier central présente parallèlement à un axe longitudinal du nez de lance une première extrémité connectée au centre de ladite première paroi frontale et une deuxième extrémité connectée au sommet de la dépression centrale de ladite troisième paroi frontale.
Ce pilier permet d'une part d'améliorer la circulation du liquide de refroidissement lorsque celui plonge dans l'ouverture centrale. En effet l'ouverture centrale peut être un lieu de collision et le pilier présent au centre de cette ouverture centrale permet dès lors de minimiser les turbulences. Le liquide va alors longer le pilier avant d'arriver dans l'espace d'échange thermique.
Par ailleurs, ce pilier constitué d'un matériau de bonne conductivité thermique, tel que le cuivre, permet d'assurer un bon transfert des calories accumulées dans la paroi frontale exposée au bain vers le liquide de refroidissement circulant autour de celui-ci. Ce phénomène de transfert des calories est appelé « puits froid ».
De manière particulièrement avantageuse, le pilier présente entre sesdites première et deuxième extrémités au moins une partie amincie qui présente une surface en section axiale qui est incurvée de manière à former une continuité de courbes avec ladite surface d'enveloppe de ladite dépression centrale. Le liquide de refroidissement arrivant de la partie périphérique du nez (cavité annulaire) converge dans l'ouverture centrale où il effectue une rotation de 180 ° entre le pilier et le séparateur avant d'arriver dans l'espace d'échange thermique. La présence de ce pilier présentant une géométrie particulière et du contour de la continuité de courbes entre le pilier et la dépression centrale permet, d'une part, d'optimiser d'avantage l'écoulement du liquide de refroidissement traversant l'ouverture centrale où il passe entre le pilier et le séparateur et d'autre part d'accélérer le liquide de refroidissement lors de son passage dans l'espace d'échange thermique.
Dans une forme de réalisation particulièrement avantageuse du dispositif selon l'invention, ledit séparateur présente à l'ouverture centrale un bord en section axiale qui est incurvé tel qu'une hauteur H3 est définie entre un front dudit bord et ladite surface interne de la troisième paroi frontale et que dans l'espace d'échange thermique une hauteur minimum prédéterminée H1 est présente du côté de ladite ouverture centrale tel que le rapport H1 H3 est compris entre 5 % et 70 %, avantageusement entre 10 % et 70 %, de préférence compris entre 15 % et 70 %, de manière préférentielle compris entre 20 % et 60 %, de manière particulièrement avantageuse entre 25 % et 55 %, de préférence entre 30 % et 50 %.
La présence de ce séparateur présentant une géométrie particulière permet, d'une part, d'optimiser davantage l'écoulement du liquide de refroidissement traversant l'ouverture centrale où il passe entre le pilier et le bord du séparateur et d'autre part d'accélérer le liquide de refroidissement lors de son passage dans l'espace d'échange thermique. En effet, le bord du séparateur, dans cette forme de réalisation particulière, présente une complémentarité de forme avec la partie amincie du pilier central. Cette complémentarité de forme entre ces deux éléments est particulièrement avantageuse pour l'accompagnement du liquide de refroidissement lors de sa rotation de 180° dans l'ouverture centrale permettant ainsi d'éviter toute turbulence dans le liquide et de maintenir un bon contact avec le pilier servant de « puits froid » et ensuite avec la troisième paroi frontale en passant par le contour qui présente une continuité de courbes entre la partie amincie du pilier et cette paroi. Par ailleurs, cette géométrie permet aussi l'accélération du liquide de refroidissement avant son passage dans l'espace d'échange thermique.
Avantageusement, ladite partie amincie I du pilier présente un diamètre minimum prédéterminé D3 à sa deuxième extrémité et ladite dépression centrale présente une hauteur h et une base b telles que le rapport h/(b-D3) est compris entre 30 % et 100%, de préférence entre 40 % et 95 %, avantageusement entre 50 % et 90 %, de manière préférentielle entre 55 % et 85 %, en particulier compris entre 60 % et 80 %, de manière particulièrement avantageuse entre 65 % et 75 %.
Lorsqu'aucun pilier n'est présent au sommet de la dépression centrale, D3 est nul et h/(b-D3) = h/b.
Par une telle dépression, la surface d'échange thermique augmente fortement par rapport à une même surface du front de chaleur provenant du bain, et cela sans entraîner ni tourbillonnement, ni cavitation dans le liquide. De plus, la section de passage du liquide dans l'espace d'échange thermique est tel que le liquide de refroidissement présente un profil de vitesse adéquat pour que le refroidissement de la paroi frontale exposée au bain soit amélioré davantage.
De préférence, le nez de lance selon la présente invention est caractérisé par une section de passage R pour le liquide de refroidissement prise perpendiculairement à l'axe longitudinal L du nez entre le front du séparateur et l'axe longitudinal du nez, lorsqu'aucun pilier n'est présent dans l'ouverture centrale, cette section de passage est alors appelée Ri et correspond au rayon minimum de l'ouverture centrale 8 dont le diamètre minimum est Dmin. Lorsqu'un pilier est présent dans l'ouverture centrale, la section de passage R pour le liquide est alors mesurée entre le front du séparateur et la surface externe de la partie amincie I du pilier, la section est alors appelé R∑. Dans les deux cas de figure, cette section de passage R est telle que le rapport R/H3 est compris entre 40% et 140%, de préférence entre 40 % et 130 %, avantageusement entre 40 % et 120 %, de manière préférentielle entre 50 % et 110 %, de manière particulièrement avantageuse entre 60 % et 110 %, de préférence entre 70 % et 100 %, avantageusement entre 80 % et 100 %.
Cette section de passage particulière pour le liquide de refroidissement permet d'améliorer d'avantage l'écoulement du liquide de refroidissement qui va converger dans l'ouverture centrale avant d'atteindre l'espace d'échange thermique. Le section de passage du liquide dans l'ouverture centrale en combinaison avec les caractéristiques du nez sus mentionnées, permet d'améliorer d'avantage l'écoulement sans perturbation et l'accélération du liquide de refroidissement.
De préférence, un déflecteur peut être présent dans le nez selon la présente invention sensiblement au centre dudit tube central d'alimentation en gaz de brassage.
Ce déflecteur permet de dériver de façon appropriée le gaz quittant le conduit central pour s'engager dans les conduits de sortie.
Avantageusement, le nez de lance selon la présente invention est caractérisé en ce que les éléments susdits du nez sont réalisés séparément et fixés en zone de rattachement mutuel par soudage à haute énergie, de préférence un soudage à faisceau d'électrons.
Ce type de soudage assure des jonctions cuivre-acier facilement réalisables et présentant une bonne étanchéité au liquide et cela malgré les contraintes de fatigue dues aux cycles thermiques successifs auxquels le nez est soumis.
D'autres formes de réalisation du dispositif suivant l'invention sont indiquées dans les revendications annexées.
D'autres caractéristiques, détails et avantages de l'invention ressortiront de la description donnée ci-après, à titre non limitatif et en faisant référence aux dessins annexés.
La figure 1 est une vue de face d'un nez de lance. La figure 2 illustre une vue en coupe suivant îa ligne ll-ll de la Figure 1, d'une forme de réalisation du nez de lance selon l'invention.
La figure 3 représente un détail de l'injecteur d'un nez de lance selon l'invention.
Les figures 4 a et 4 b représentent une forme réalisation particulière du nez de lance selon la présente invention.
Le figure 5 représente un détail d'un nez de lance selon l'invention, pour illustrer le mode de mesure des paramètres nécessaires à un mode de réalisation avantageux de l'invention.
Sur les figures, les éléments identiques ou analogues portent les mêmes références.
La figure 1 illustre la troisième paroi frontale 12 du nez de lance 1 qui est tournée vers le bain. Selon cele forme de réalisation, le nez de lance 1 présente six orifices de sortie de gaz de brassage 13 placés en couronne autour d'une dépression centrale 14 de la troisième paroi frontale 12.
La figure 2 représente le nez de lance selon la présente invention dans lequel le gaz est alimenté par le tube central 2. Ce tube central 2 est fermé par une paroi frontale 3 dirigée vers le bain munie d'au moins deux ouvertures 4.
Un tube interne 5 est agencé de manière coaxiale autour du tube central 2 de manière à former entre eux une cavité annulaire 6 servant à l'alimentation en liquide de refroidissement dans le sens de la Flèche F-i. Ce tube interne 5 est terminé par une paroi frontale 7 que l'on appelle un séparateur. Cette paroi frontale 7 est pourvue d'une ouverture centrale 8 et d'un orifice 9 dans l'alignement de chaque ouverture 4 dans la première paroi frontale 3.
Un tube externe 10 est agencé de manière coaxiale autour du tube central 2. Ce tube externe forme avec le tube interne 5 une cavité annulaire 11 qui sert à la sortie du liquide de refroidissement dans le sens de la flèche F2. Ce tube externe est fermé par une paroi frontale 12 qui fait face au bain à brasser et qui comporte une surface interne 30, Comme le montre la figure 2, la surface interne 30 de la troisième paroi frontale 12 est pourvue en son centre d'une dépression conique 14 qui est dirigée vers l'ouverture centrale 8 et qui présente une surface d'enveloppe incurvée en section transversale.
La paroi frontale 12 est aussi pourvue d'un orifice de sortie 13 en alignement avec chaque ouverture 4 prévue dans la paroi frontale 3 et avec chaque orifice de passage 9 prévu dans la paroi frontale 7. Dans chacun de ces orifices et ouvertures alignés est agencé un conduit de sortie 17 pour l'éjection de gaz de brassage à l'extérieur du nez de lance. Les conduits de sortie pour les gaz de brassage 17 présentent une surface interne 18 comprenant une première partie I connectée à la première paroi frontale 3, une deuxième partie II s'étendant jusqu'un orifice de sortie 13 et un col 19 séparant ces deux parties I et II. La première partie I présente un profil courbe convergent alors que la deuxième partie II présente un profil divergent courbe. Par ailleurs, les axes de révolution de ces conduits sont avantageusement dirigés en oblique par rapport à l'axe longitudinal L du nez de lance.
Le refroidissement de la paroi frontale 12 est assuré par la circulation du liquide de refroidissement dans l'espace d'échange thermique 16 qui est situé entre le séparateur 7 et la surface interne 30 de la paroi frontale 12. Dans l'exemple de réalisation illustré, l'eau de refroidissement venant de la cavité 6, longe le séparateur 7 et passe par l'ouverture centrale 8 avant d'arriver dans la zone d'échange thermique 16. Là, elle s'écoule dans le sens de la flèche F2 vers l'extérieur, c'est-à-dire vers la cavité 11.
Le nez de lance présenté sur les figures 2, 3 et 4 présente des conduits de sortie de gaz de brassage selon la présente invention. Ces conduits (aussi appelés injecteurs) 17 présentent une surface interne 18 qui est, entre autres, composée d'une première partie I aboutissant directement dans le tube d'alimentation en gaz 2 au niveau des orifices 4 de la première paroi frontale 3. Le gaz de brassage provenant du tube d'alimentation 2 pénètre alors dans l'injecteur 17 en passant par l'orifice 4. Il aboutit premièrement dans la première partie I convergente qui ne présente pas de point d'inflexion ni de partie cylindrique. Dans cette partie I, le gaz peut alors être accéléré sans perturbation ni décollement de la paroi. Le gaz arrive ensuite au niveau du col 19 où le diamètre de la paroi interne est minimum, Dmin. Ce col 19 assure la liaison entre la partie convergente I et la première portion 20 de la partie divergente II, tous trois ayant des rayons de courbure de même signe. Cette courbure de même signe permet de limiter les perturbations dans l'écoulement du fluide.
La partie divergente II de l'injecteur 17 comporte un point d'inflexion 21 permettant de minimiser les perturbations de pression et d'obtenir un écoulement uniforme en sortie 13 assurant ainsi la focalisation du jet sur une plus longue trajectoire entre le nez et la bain de fonte. Le point d'inflexion 21 délimite une première portion 20 et une deuxième portion 21 dans la partie divergente II de l'injecteur, la première portion 20 ayant le même signe de rayon de courbure que la partie convergente I et que le col 19 et la deuxième portion 21 ayant un rayon de courbure de signe opposé par rapport à l'axe de révolution m de l'injecteur.
Le col 19 permet également de former une continuité de courbes entre la première partie convergente I et la deuxième partie divergente II. Cette continuité des courbes des parties convergente I et divergent II est tout d'abord assurée par une continuité des tangentes des courbes (convergente I et divergente II) en leur extrémité commune, c'est- à-dire au niveau du col 19. Cette continuité des tangentes est assurée par des courbes I et II présentant des tangentes, en coupe axiale, égales au niveau du col 19. D'autre part, une continuité de courbures peut avantageusement être observée au niveau du col 19. Cette continuité de courbures est quant à elle assurée par des rayons de courbure de la partie convergente I et de la partie divergente II qui sont identiques à leur extrémité commune, c'est-à-dire au niveau du col 19. La première partie convergente I de i'injecteur est, entre autres, caractérisée par un longueur prédéterminée L1 mesurée, le long de l'axe de révolution m de I'injecteur 17, entre l'ouverture 4 dans la première paroi frontale 3 et le col 19. L'injecteur 17 présente quant à lui une longueur totale prédéterminée, Ltot, mesurée, le long de l'axe de révolution m de I'injecteur, entre l'ouverture 4 prévue dans la première paroi frontale 3 et l'orifice de sortie 13 pour le gaz de brassage. Le rapport L1/Ltot est de préférence compris entre 5 % et 45 %. Ce rapport de longueurs prédéterminées permet d'estimer le degré de convergence de la première partie convergente I.
La première portion 20 de la deuxième partie divergente II est caractérisée par une longueur prédéterminée L2 mesurée, le long de l'axe de révolution m de I'injecteur, entre le col 19 et le point d'inflexion 21.
Les orifices de sortie 13 pour le gaz de brassage présentent un diamètre D1 mesuré à la surface interne de I'injecteur tel que représenté sur la Figure 3. Le rapport entre le diamètre minimum Dmin du col 19 et le diamètre D1 des orifices de sortie 13 est de préférence compris entre 50 % et 90 %.
La longueur L3 de la deuxième portion 22 de la partie divergente II est mesurée, le long de l'axe de révolution m de I'injecteur, entre le point d'inflexion 21 et l'orifice de sortie 13 pour les gaz de brasage. La longueur de la partie divergente II correspond donc à la somme de la longueur L2 de la première portion 20 et de la longueur L3 de la deuxième portion 21. Le rapport entre la longueur L2 et la longueur L1 de la première partie convergente I est de préférence compris entre 30 % et 100 %.
Le positionnement du point d'inflexion 21 dans la partie divergente II est tel qu'il permet d'annuler les perturbations de pression. Ce positionnement est estimé grâce au rapport entre la longueur L2 de la deuxième portion 21 de la partie divergente II et la somme des longueurs L2 et L3, correspondant à la longueur totale de la partie divergente II. Le rapport L2/(L2+L3) est de préférence compris entre 10 % et 40 %. L'axe de révolution m des injecteurs est de préférence positionné en oblique par rapport à l'axe longitudinal L du nez de lance.
Les figures 4 a et 4 b représentent une forme particulière de réalisation du nez de lance selon la présente invention. Dans cette forme de réalisation, un pilier central 23 de configuration particulière est présent au centre de l'ouverture centrale 8 et relie la première paroi frontale 3 au sommet de la dépression 14 de la troisième paroi frontale 12.
Le pilier 23, tel que détaillé à la figure 4 a, est connecté par une première extrémité E1 à la première paroi frontale 3 et par une deuxième extrémité E2 au sommet de la dépression centrale 14. Ce pilier présente, de préférence, une partie amincie 26 qui permet de former un contour de courbure continue 27 avec la surface d'enveloppe de la dépression conique 14. De cette manière, le liquide de refroidissement provenant de la première cavité annulaire 6 suivant la flèche Fi, longe la face supérieure du séparateur 7 et converge vers l'ouverture centrale 8. Le pilier 23 présent au centre de cette ouverture centrale 8 permet alors de guider le liquide de refroidissement vers la la surface interne 30 de la troisième paroi frontale 12 où la partie amincie 26 assure le passage du liquide entre le pilier 23 et le bord 24 du séparateur 7. Par ailleurs, la jonction de la troisième paroi frontale 12 avec le pilier 23 présente un contour de courbure continue 27 assurant une rotation progressive du liquide. Le liquide de refroidissement arrive alors dans l'espace d'échange thermique 16 sans turbulence. Dans cet exemple, les calories accumulées dans la paroi frontale 12 exposée au bain de fonte liquide sont transférées au pilier 23 dont la surface de contact avec le liquide de refroidissement est augmentée grâce à sa partie amincie 26.
Par ailleurs, le pilier 23, présente avantageusement une deuxième partie 28 connectée à la première paroi frontale 3 dont le diamètre Dp2 est tel que le rapport Dp2/Dext est compris entre 2 % et 30 %, avantageusement entre 4 % et 25 %. Le diamètre extérieur Dext du nez de lance correspond au diamètre mesuré entre les surfaces externes du tube externe 10. Le volume occupé par le pilier 23 dans le nez de lance est important ce qui permet de créer ce qui est appelé un « puits froid ». En effet, le pilier 23 étant réalisé en un matériau de bonne conductivité thermique, tel que le cuivre, la chaleur provenant du bain et transmise à la troisième paroi frontale 12 et à sa dépression 14 où elle peut alors être conduite par le pilier 23 vers les parties internes du nez. Le liquide de refroidissement circulant autour de ce pilier 23 permet d'assurer un captage constant de la chaleur de la troisième paroi frontale 12. Afin d'optimiser celui-ci, les parties les plus exposées au bain, à savoir la troisième paroi frontale et le pilier, sont réalisés en cuivre corroyé qui assure une meilleur conductivité thermique que le cuivre coulé.
Avantageusement, la première partie amincie I est caractérisée, en outre, par une diamètre prédéterminé Dp qui varie progressivement du diamètre Dp2 à la jonction avec la deuxième partie II à une valeur de préférence comprise entre 20 % et 95 % de Dp2 à la deuxième extrémité E2 du pilier 18. Le diamètre Dpi de la partie amincie I du pilier 18 diminue donc progressivement lorsque l'on se déplace le long de l'axe longitudinal L du nez de lance vers le bain jusqu'à atteindre une valeur minimum, alors appelé D3, à la deuxième extrémité E2 du pilier située au sommet de la dépression centrale 14 de la troisième paroi frontale 12. La deuxième extrémité E2 coïncide donc avec une section transversale de fa partie amincie I du pilier 18 présentant un diamètre minimum D3. Cette section de diamètre minimum de la partie amincie I du pilier coïncide également avec le sommet de la dépression centrale 14.
De préférence, le séparateur 7 présente à l'ouverture centrale 8 un bord 24 en section axiale qui est incurvé tel qu'une hauteur H3 est définie entre un front 25 dudit bord 24 et ladite troisième paroi frontale 12 et que dans l'espace d'échange thermique 16 une hauteur minimum prédéterminée H1 est présente du côté de ladite ouverture centrale 8. Un diamètre minimum, D0, de l'ouverture centrale 8 peut alors être mesuré à partir du front 25 du séparateur. La tangente passant par ce front 25 et parallèle à l'axe longitudinal L du nez de lance permet de mesurer le diamètre le plus petit D0 pouvant être mesuré dans l'ouverture centrale 8. La hauteur prise le long de la tangente passant par le front 25 et parallèle à l'axe longitudinal L du nez de lance et mesurée entre ledit front 25 et la surface interne 30 de la troisième paroi frontale 12 correspond à la hauteur H3, telle qu'indiquée sur la figure 4 b.
Dans cette forme de réalisation, le séparateur 7 est sensiblement plan et sensiblement parallèle à la troisième paroi frontale 12.
La courbure du bord 24 du séparateur 7 a comme avantage d'accompagner le liquide de refroidissement lors de sa convergence dans l'ouverture centrale 8. De plus, comme le montrent les figures 4 a et 4 b, il existe une complémentarité de forme entre le bord 24 du séparateur 7 et la partie amincie 26 du pilier central 23. Par conséquent, un écoulement du liquide sans perturbation ni phénomène de cavitation peut être obtenu et maintenu tout au long de sa trajectoire. Le liquide de refroidissement peut alors passer sans encombre les obstacles que représentent les injecteurs 17 dans l'espace d'échange thermique 16 avant de ressortir du nez par la deuxième cavité annulaire 11 suivant la flèche F2.
La hauteur H1 est quant à elle mesurée, parallèlement à l'axe de révolution m des injecteurs 17, entre la surface tournée vers le bain du séparateur 7 et la surface interne 30 de la troisième paroi frontale 12, du côté de l'ouverture centrale 8. Cette hauteur H1 définit une section de passage minimum pour le liquide de refroidissement dans l'espace d'échange thermique 16 à l'ouverture centrale 8. En d'autres termes, dans le volume contenu dans le cône passant par les axes de révolution m des injecteurs 17, H1 est l'épaisseur minimale du passage d'eau le long de la surface interne 30 de la troisième paroi frontale 12, dans l'espace d'échange thermique 16. Par « section de passage », on entend, selon la présente invention, une section prise perpendiculairement au sens d'écoulement du liquide de refroidissement. De préférence, le H1/H3 est compris entre 5 % et 70 %, avantageusement entre 10 % et 70 %. Comme on peut le voir sur la figure 4 b, la section de passage du liquide de refroidissement entre le bord 24 du séparateur et la partie amincie 26 du pilier 23 diminue constamment jusqu'à devenir la hauteur H1. Cette diminution de la section de passage a comme effet d'accélérer le liquide, selon la flèche F3, avant son arrivée dans l'espace d'échange thermique 16. De préférence, le rapport H1/H3 est compris entre 5 % et 70 %, avantageusement entre 10 % et 70 %.
De préférence, le séparateur 7 présente à son bord 24 une épaisseur e1 de sorte que le rapport e1/Dext est compris entre 5 % et 30 %, de préférence compris entre 7 % et 25 %, avantageusement entre 7 % et 20 %, de manière préférentielle entre 7 % et 15 %. L'épaisseur, e1 , du bord du séparateur est la distance, prise perpendiculairement au plan axial des injecteurs, entre a surface tournée vers la première paroi frontale et la surface tournée vers le bain du séparateur.
Cette épaisseur permet au séparateur d'occuper un volume conséquent dans le nez de lance et permet en combinaison avec la courbure du bord 24 de maintenir un écoulement sans perturbation et une bonne accélération du liquide de refroidissement.
Dans une forme de réalisation particulière du nez de lance représentée sur les figures 4 a et 4 b, la surface tournée vers le bain du séparateur 7 est sensiblement sinusoïdale. Ceci signifie que la surface tournée vers le bain du séparateur 7 présente une épaisseur minimum sensiblement en son centre. En conséquence, l'espace d'échange thermique 16 présente une hauteur maximum Hmax sensiblement au centre du séparateur 7. Cette hauteur maximum permet au liquide de refroidissement de circuler plus facilement autour des injecteurs 17 dans l'espace d'échange thermique 16.
Un déflecteur 29 peut également être placé au centre du tube d'alimentation en gaz de brassage 2. Ce déflecteur 26 permet de dériver de façon appropriée l'oxygène quittant le conduite central 2 pour s'engager dans les conduits de sortie 17. La figure 5 représente un détail de la dépression conique 14 afin d'expliciter la façon de mesurer les paramètres relatifs à cette dépression centrale 14 de la surface interne 30 de la troisième paroi frontale 12. La hauteur h se mesure entre le plan tangent 31 de la paroi interne 30 du nez de lance perpendiculaire à l'axe longitudinal L et le plan parallèle 32 tangent au sommet de la dépression centrale 14. Si un élément additionnel à la dépression centrale 14 est prévu au sommet de celle-ci, comme par exemple le pilier 23, le pian 32 reste dans la position qu'il aurait si cet élément additionnel n'existait pas. Le sommet de la dépression centrale 14 coïncidant avec la section transversale de la partie amincie I du pilier 23 présentant un diamètre minimum D3, le plan 32 passe également par cette section de diamètre minimum D3 du pilier.
La base b est située dans le plan tangent 31 de la paroi interne 30. Elle est circonscrite par les points t'intersection 33 avec le prolongement de la paroi interne 30.
Avantageusement, le nez selon la présente invention présente un rapport h/(b-D3) compris entre 30 % et 100%. De ce fait, dans le cas où aucun élément additionnel, comme par exemple un pilier, n'est présent au sommet de la dépression centrale 14, D3 est nul et le rapport h/b est compris de préférence entre 30 % et 100%.
La figure 5 représente également la section de passage R pour le liquide de refroidissement prise perpendiculairement à l'axe longitudinal L du nez entre le front 25 du séparateur 7 et l'axe longitudinal L, lorsqu'aucun pilier n'est présent dans l'ouverture centrale 8, cette section de passage est alors appelée Ri et correspond au rayon minimum de l'ouverture centrale 8 dont le diamètre minimum est D0. Lorsqu'un pilier 23 est présent dans l'ouverture centrale 8, la section de passage R pour le liquide est alors mesurée entre le front 25 du séparateur 7 et la surface externe de la partie amincie I du pilier 23, la section est alors appelé R2. Dans les deux cas de figure, cette section de passage est telle que le rapport R/H3 est compris entre 40% et 140%, de préférence entre 40 % et 130 %, avantageusement entre 40 % et 120 %, de manière préférentielle entre 50 % et 110 %, de manière particulièrement avantageuse entre 60 % et 110 %, de préférence entre 70 % et 100 %, avantageusement entre 80 % et 100 %.
II est bien entendu que la présente invention n'est en aucune façon limitée aux formes de réalisations décrites ci-dessus et que bien des modifications peuvent y être apportées sans sortir du cadre des revendications annexées.

Claims

REVENDICATIONS
1. Nez de lance de soufflage (1 ), destinée au brassage de bain, comprenant :
- un tube central d'alimentation en gaz de brassage (2), fermé à une extrémité tournée vers le bain par une première paroi frontale (3) pourvue d'au moins deux ouvertures (4),
- un tube interne (5) formant avec le tube central (2) une première cavité annulaire (6) pour le passage d'un liquide de refroidissement et terminé à une extrémité tournée vers le bain par une deuxième paroi frontale appelée séparateur (7) présentant une ouverture centrale (8) et un orifice de passage (9) par ouverture prévue dans ladite première paroi frontale (4),
- un tube externe (10) formant avec le tube interne (5) une deuxième cavité annulaire (11 ) pour le passage du liquide de refroidissement et fermé à une extrémité tournée vers le bain par une troisième paroi frontale (12) présentant un orifice de sortie (13) par ouverture prévue dans ladite première paroi frontale (4) et présentant une surface interne (30) comprenant une dépression centrale conique (14) qui est dirigée vers ladite ouverture centrale (8) et qui présente une surface d'enveloppe incurvée en section axiale,
- un espace d'échange thermique (16) qui est situé entre, d'une part, ladite deuxième paroi frontale (7) et ladite troisième paroi frontale (12) et, d'autre part, ladite ouverture centrale (8) et ladite deuxième cavité annulaire (11 ), et dans lequel s'écoule le liquide de refroidissement, et
- un conduit de sortie pour le gaz de brassage, appelé injecteur (17), partant de chaque ouverture (4) dans ladite première paroi frontale (3) et allant jusqu'audit orifice de sortie (13) correspondant en passant par ledit orifice de passage (9) correspondant d'une manière étanche au liquide de refroidissement, ledit injecteur (17) présentant une paroi interne (18) comprenant : - une première partie (1) connectée à îa première paroi frontale de profil courbe convergent,
- une deuxième partie (11) dans le prolongement de la première partie (I) présentant un profil courbe divergent jusqu'audit orifice de sortie (13), et
- un col (19) de diamètre minimum prédéterminé Dmin entre ladite première et ladite deuxième partie (I et II),
caractérisé en ce que la première partie convergente (I) aboutit directement dans le tube d'alimentation en gaz (2) et en ce que ladite première partie convergente (I), le col (19) et une première portion (20) de la deuxième partie divergente (II) présentent un rayon de courbure de même signe et qu'il existe un changement de signe de courbure dans la deuxième partie divergente (II), ledit changement de signe de courbure étant défini par un point d'inflexion (21 ) dans une coupe axiale dudit conduit.
2. Nez de lance selon la revendication 1 dans lequel ladite première partie convergente (I) et ladite deuxième partie divergente (II) présentent, dans une coupe axiale, une continuité de courbes en leur extrémité commune, au niveau du col (19).
3. Nez de lance selon l'une quelconque des revendications 1 et 2 dans lequel l'injecteur (17) présente une longueur totale prédéterminée
Ltot et dans lequel ladite première partie convergente (I) de l'injecteur (17) présente une longueur prédéterminée L1 de sorte que le rapport L1/Lw est compris entre 5 % et 45 %, avantageusement entre 10 % et 40 %, de préférence entre 15 % et 35 %, de manière préférentielle entre 20 % et 30 %.
4. Nez de lance selon l'une quelconque des revendications 1 à 3 dans lequel ledit orifice de sortie (13) de l'injecteur (17) présente un diamètre prédéterminé D1 et dans lequel, Dm Dî est compris entre 50 % et 90 %, avantageusement entre 55% et 85 %, de préférence entre 60 % et 80 %, de manière préférentielle entre 65 % et 75 %.
5. Nez de lance selon l'une quelconque des revendications 1 à 4 dans lequel ladite première portion (20) de ladite deuxième partie divergente (II) présente une longueur prédéterminée L2 et le rapport L2/L1 est compris entre 30 % et 100 %, avantageusement entre 40 % et 90 %, de préférence entre 50 % et 80 %, de manière préférentielle entre 60 % et 70 %.
6. Nez de lance selon l'une quelconque des revendications 1 à 5 dans lequel ladite deuxième partie divergente (II) présente une deuxième portion (22) entre ledit point d'inflexion (21 ) et ledit orifice de sortie (13) de longueur prédéterminée L3 et le rapport L2/(L2+L3) est compris entre 5 et 45 %, avantageusement entre 10 % et 40 %, de préférence entre 15% et 35%, de manière préférentielle entre 20 % et 30 %.
7. Nez de lance selon l'une quelconque des revendications 1 à 6 dans lequel les injecteurs (17) présentent un axe de révolution (m) orienté en oblique par rapport à un axe longitudinal (L) du nez de lance.
8. Nez de lance selon l'une quelconque des revendications 1 à 7 caractérisé en ce qu'il présente un pilier central (23) présentant parallèlement à un axe longitudinal (L) du nez de lance une première extrémité (E1 ) connectée au centre de ladite première paroi frontale (3) et une deuxième extrémité (E2) connectée au sommet de la dépression centrale (14) de ladite troisième paroi frontale.
9. Nez de lance selon l'une quelconque des revendications 1 à 8 dans lequel ledit séparateur (7) présente à l'ouverture centrale (8) un bord (24) en section axiale qui est incurvé tel qu'une hauteur (H3) est définie entre un front (25) dudit bord (24) et ladite troisième paroi frontale (12) et que dans l'espace d'échange thermique (16) une hauteur minimum prédéterminée (H1 ) est présente du côté de ladite ouverture centrale (8) tel que le rapport H1/H3 est compris entre 5 % et 70 %, avantageusement entre 10 % et 70 %, de préférence compris entre 15 % et 70 %, de manière préférentielle compris entre 20 % et 60 %, de manière particulièrement avantageuse entre 25 % et 55 %, de préférence entre 30 % et 50 %.
0. Nez de lance selon l'une quelconque des revendications 1 à 9 dans lequel un déflecteur (28) est présent sensiblement au centre dudit tube central d'alimentation en gaz de brassage (2).
11. Nez de lance selon l'une quelconque des revendications 1 à 10 dans lequel ladite partie amincie I du pilier (23) présente un diamètre minimum prédéterminé D3 à sa deuxième extrémité (E2) et ladite dépression centrale (14) présente une hauteur h et une base b telles que le rapport h/(b-D3) est compris entre 30 % et 100%, de préférence entre 40 % et 95 %, avantageusement entre 50 % et 90 %, de manière préférentielle entre 55 % et 85 %, en particulier compris entre 60 % et 80 %, de manière particulièrement avantageuse entre 65 % et 75 %
12. Nez de lance de soufflage selon l'une quelconque des revendications 1 à 11 caractérisé en ce que les éléments susdits du nez sont réalisés séparément et fixés en zone de rattachement mutuel par soudage à haute énergie, de préférence un soudage à faisceau d'électrons.
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