2.1 실험 장치

그림 1은 본 연구에서 사용된 수모델 시험장치의 전경을 나타낸다. 전로를 모사하기 위한 아크릴 욕조는 300톤급 상저취 전로를 기준으로 축소비 1/5 규모로 제작하였다. 두께 20 mm의 아크릴로 제작되는 욕조는 300톤 전로의 축조 후 크기를 반영하여 안지름 1,184 mm, 높이는 실험 조작의 편의성을 고려하여 실제 전로 높이와는 무관하게 880 mm로 설정하였다. 상용 300톤급 상저취 전로는 통상 2열 구조로, 각 열당 4개씩 총 8개의 저취 노즐이 설치되어 있다. 본 연구의 수모델 장치에서는 한 열에 4개 혹은 5개의 노즐 배치를 시험하기 위해, 1열당 9개의 노즐을 설치하였다. 그림 2에는 상저취 전로의 유동 특성을 모사하기 위해 설계된 수모델의 저취 노즐 설치 구성을 제시하였다. 그림에서 붉은 점 및 노란 점으로 표시된 노즐은 각각 8개 혹은 10개의 노즐을 사용하여 실험할 때 사용된 노즐의 위치를 나타낸다. 수모델 실험을 위한 아크릴 욕조 하부에 총 36개의 노즐이 배치되어 있다.

그림 3에 제시된 PTN A는 실공정 조건을 모사한 노즐 배열로, 각각 4개의 노즐이 2열(two rows)로 배치되어 있다. 실 전로에서 각 열은 전로 중심선으로부터 400 mm 떨어져 있으며, 동일한 열 내에서 인접한 노즐 간 간격은 1000 mm이다. 이를 1/5 축적 비율로 구현한 수모델에서는 각 노즐 열이 중심선으로부터 80 mm 위치에 배치되며, 동일한 열 내 노즐 간 간격은 200 mm로 설정하였다.

유동 특성 개선 가능성을 평가하기 위하여, 실제 전로에서 노즐 열이 중심선으로부터 600 mm 떨어진 배열 조건을 모사한 PTN B 모델을 추가로 구성하였다. 이에 대응하는 수모델에서는 각 노즐 열을 중심선으로부터 120 mm 위치에 배치하였으며, 이는 PTN A 대비 중심선으로부터 40 mm 더 외측에 위치한 배치 조건에 해당한다.

아크릴 욕조에 설치된 각각의 노즐은 실제 전로 노즐 지름의 약 1/5 크기에 해당하는 내경 4.6 mm의 노즐을 사용하였다. 각 패턴에서 적용된 노즐의 상세 배열은 그림 3 및 그림 4에 제시하였다.

Fig. 1. Water model experimental apparatus

Fig. 2. Bottom nozzle arrangement for the experiments

Fig. 3. Bottom nozzle arrangement (8 nozzles)

Fig. 4. Bottom nozzle arrangement (10 nozzles)

균일 혼합 시간을 전기 전도도 값을 이용하여 측정하게 되는데, 이를 위하여 총 12개의 백금 전극을 수모델 바닥에 설치하였다. 백금 전극의 위치는 그림 5에 나타낸 바와 같이 수모델 욕조 중심에서 각각 100, 300, 500 mm 떨어진 원 주위에 2, 4, 6개 총 12개가 설치되어 있다. 각 노즐에 공급되는 공기 유량을 제어하기 위하여 총 20개의 순간식 유량계(EPF-2, 10~100 Nl/min)를 검·교정 후 설치하였다. 백금 전극에 의하여 측정되는 전기 전도도 값은 장치에 연결된 데이터 수집 시스템을 통해 12개 센서의 신호를 1초 간격으로 측정·저장하여 교반 현상 및 용액의 균질화를 정량적으로 분석하는 데 활용되었다.

2.2 저취 노즐 패턴 설계

그림 3은 노즐 8개를 사용하는 기존 저취 패턴(A)과 시험 저취 패턴(B, F)을 나타낸다. 그림에서 푸른 원으로 표시된 노즐은 각각의 패턴에서 공기가 공급되지 않는 노즐의 위치이며, 붉은 점으로 표시된 노즐을 통하여 제어된 유량의 공기가 공급된다. 기존 패턴(A)은 캐나다 Dofasco 제철소에서 사용되는 8 노즐 배치 구성을 참조하여 설정하였다. 시험 패턴(B)은 기존패턴과 비교하여 노즐의 중앙선으로부터의 떨어진 거리를 실제 전로 기준 약 200mm 증가시킨 배열로 설계하였다. 패턴(F)은 중앙선으로부터 일정하게 떨어지지 않고 지그재그(zig-zag) 형태로 노즐을 배치하여 유동의 비대칭성을 유도할 수 있게 설계하였다.

그림 4는 노즐 10개를 사용하는 시험 패턴들을 제시한다. 패턴(C)은 기존 패턴(A)과 동일한 선상에 10개의 노즐을 배치한 형태이며, 패턴(D)는 패턴(B)와 동일한 선상에 노즐을 배치하여 교반 에너지의 총합과 분산 효과를 동시에 극대화하였다. 패턴(E)은 패턴(F)와 유사하게 지그재그 형태로 노즐을 배열하여 유동 혼합 특성을 비교 분석할 수 있도록 설계하였다.

Table 1에는 패턴별 노즐 수, 가로 및 세로의 유효 길이, 노즐이 차지하는 총면적, 그리고 기존 패턴(A) 대비 각 시험 패턴의 상대적 노즐 면적비를 제시하였다. 노즐 면적은 노즐 배열 풋프린트 면적(Nozzle Array Footprint Area)으로 각 노즐의 중심점을 연결하여 형성되는 도형의 면적을 의미한다. 시험 된 모든 패턴은 기존 패턴(A) 대비 노즐 면적비가 약 125~200% 범위에서 증가하는 것으로 설계되었다. 이러한 변화로 노즐 개수 및 배열 형상 변화에 따라 전로 내 교반 강도 및 혼합 효율이 달라질 가능성을 조사하였다.

2.3 상사 조건을 고려한 수모델 유량 조건 설정

실제 전로의 유동 현상을 수모델에서 재현하기 위해 Modified Froude number(식 1)를 기준으로 상사 조건(similarity condition)을 설정하였다. Modified Froude number는 일반적인 Froude 수에 가스-액체 밀도비를 고려한 항을 추가하여, 실제 조업 조건과 모델 실험 간의 동역학적 유사성을 확보하기 위한 지표로 활용된다. 이를 통해 전로 내 기체 제트 거동, 기포 상승, 유동 분포 등의 현상을 실험적으로 재현할 수 있다.

실 전로에서 통상적으로 총송신량은 68,000 Nm³/h로 조업할 경우, 전체 송산량의 25%가 저취 노즐 8개를 통해 취입된다고 설정하였다. 이때 노즐 1개당 송산량은 35 Nm³/min에 해당한다. 실제 조업 조건에서 노즐 출구의 산소 온도는 300 ^oC로 가정하였으며, 이 온도에서 음속을 계산하여 이를 실공정의 노즐 출구 유속으로 설정하였다. 또한 이러한 속도 조건에서 산소의 실제 밀도를 보정하여(산소가스의 밀도는 1.429 kg/m³, 보정 시 3.325 kg/m³) 질량 유량(mass flow rate)의 일치를 확보하였으며 그 계산값을 Table 2에 제시하였다.

이 계산 결과, 수모델에서 실제 전로의 유동을 상사 시키기 위한 유량은 140 Nl/min으로 산정되었다. 상사조건 검토는 단일 노즐에 대해 수행하였으며, 실험에서는 노즐 수(8개 또는 10개)와 관계없이 전체 송산량이 동일하도록 총 유량을 균등 분배하였다. 즉, 총송신량을 노즐 수로 나누어 각 노즐의 유량을 조정함으로써 노즐 개수 변화에 따른 총에너지 투입량의 일관성을 유지하도록 하였다.

u: gas velocity (m/s)

L: characteristic dimension (m)

ρ_l: liquid density (kg/m³)

ρ_g: gas density (kg/m³)

g: gravity acceleration (m/s²)

2.4 실험 순서

균일 혼합 시간을 측정하기 위하여 아래의 순서로 실험을 진행하였다.

1. 아크릴 욕조에 정해진 높이(390mm)까지 물을 채움

2. 설정된 패턴 및 유량에 따라 유량계를 open 하고 Data gathering 시작

3. 유량계 open 시점부터 3분 대기한 후 KCL 용액 100ml 투입 (그림 5)

4. 균일 혼합 시간 결정: 백금 센서의 첫 번째 변화 시점 ~ 모든 센서의 측정값이 300초 시점의 각각의 센서 측정값 대비 100±3% 이내로 수렴되는 시점까지로 설정하였다.

Fig. 5. Platinum sensor and KCL solution injection position for measuring homogeneous mixing time

3.1 자취 노즐 배열이 욕 교반 특성에 미치는 영향

그림 6에 8개 노즐 사용 패턴의 유량별 균일 혼합 시간의 변화를 5회 반복 시험한 결과를 나타내었다. 노즐 8개를 사용하였을 때 시험 패턴 B와 F의 모든 유량 영역에서 기존 대비 균일 혼합 시간이 단축되는 결과를 나타내었다. Table 3에서 8 노즐 패턴의 균일 혼합 시간을 비교해 보면, 가스 유량 400 Nl/min에서 기존패턴 A는 약 72s인 반면, B와 F 패턴은 각각 61.8s, 60.7s로 약 14~16% 수준의 균일 혼합 시간 단축 효과를 보였다. 가스 유량이 1120 Nl/min으로 증가한 때도 A 패턴이 38.2s인 것과 비교하여 B와 F 패턴은 각각 34.0s, 33.7s로 단축되는 경향을 유지하여, 노즐 배열 효과가 저유량뿐 아니라 고유량 영역에서도 지속적으로 나타남을 확인할 수 있다. 이는 노즐이 차지하는 면적이 기존 A 패턴 대비 각각 150%, 125%로 증가함에 따라, 기포 플룸(plume)이 욕 전역으로 더 넓게 분포하여 복합적인 순환 유동을 형성하고, 유동의 사각지대(dead zone)를 감소시켜 용액의 혼합을 촉진했기 때문으로 분석된다. 특히 패턴 B의 경우, 노즐 열 간 간격을 넓힘으로써 중앙에 집중되던 가스 플룸의 밀도를 분산시켰다. 유체역학적으로 기포 플룸이 과도하게 밀집되면 플룸 간 합체(plume coalescence)가 빈번히 발생하여 액상으로 전달되는 운동에너지가 감소하고, 플룸 내부의 국부 상승 유속만 증가하는 비효율이 초래될 수 있다. 패턴 B는 이러한 간섭을 줄여 강욕 전체의 순환 루프(circulation loop) 크기를 키웠기 때문에 혼합 효율이 향상된 것으로 분석된다.

패턴 F(지그재그)의 경우, 비대칭적인 기포 발생이 유동의 불안정성을 증대시켜 난류 강도를 높이고, 이는 거시적 혼합(macro-mixing)뿐만 아니라 미시적 혼합(micro-mixing)에도 긍정적인 영향을 미쳤을 것으로 사료된다.

가스 유량이 400 Nl/min에서 1120 Nl/min으로 약 2.8배 증가함에 따라, 8 노즐 A 패턴의 혼합 시간은 72s에서 38.2s로 약 47% 감소하였고, B 패턴은 61.8s에서 34.0s로, F 패턴은 60.7s에서 33.7s로 감소하여 유량 증가에 따른 혼합 시간 감소가 거의 로그 또는 거듭제곱 함수 형태로 나타났다. 이는 일정 수준 이상의 유량 증가에서는 추가적인 관성력 증가가 데드존 감소보다 와류 구조의 세분화 및 에너지 손실 증가로 이어져, 혼합 시간 감소 효과가 점차 포화되는 일반적인 가스 교반 시스템의 특성과 부합함을 알 수 있다.

Table 3에 노즐 패턴별 평균 균일 혼합 시간의 변화를 비교하였다. 기존패턴(A)에 대비하여 균일 혼합 시간의 변화를 비교하기 위하여 기존 패턴(A) 기준으로 정규화한 균일 혼합 시간 지수를 정의하였으며(식 2), 계산 결과를 Table 3에 정리하였다.

그림 7은 10개의 노즐을 사용한 패턴(C, D, E)의 유량별 평균 균일 혼합 시간을 기존 패턴(A)과 비교한 결과이다. 10 노즐 패턴의 경우, 동일 가스 유량에서 C, D, E 패턴이 서로 다른 혼합 거동을 보인다. 예를 들어 800 Nl/min 조건에서 C, D, E 패턴의 혼합 시간은 각각 50.8s, 39.0s, 55.1s로 나타나, 기준이 되는 8 노즐 A 패턴의 46.0s와 비교할 때 D 패턴은 약 15% 정도의 혼합 시간 단축을, C와 E 패턴은 유사하거나 다소 증가한 수준의 혼합 시간을 보이는 것을 알 수 있다.

Table 3에서 제시한 혼합 시간 지수 관점에서 보면, 8 노즐 B와 F 패턴은 모든 가스 유량 조건에서 기준 A 패턴(지수 100)에 대해 80~90 수준의 지수를 나타내며, 이는 노즐 배열 최적화만으로도 약 10~20% 수준의 안정적인 혼합 성능 향상이 가능함을 의미한다. 반면 10 노즐 패턴에서는 C와 E 패턴이 조건에 따라 A 패턴과 유사하거나 오히려 혼합 성능이 저하되는 경향을 보였다. 반면, 노즐 점유 면적을 200%로 크게 확장한 패턴(D)만이 전 유량 영역에서 뚜렷한 혼합 시간 단축 효과를 보였다. 즉 8개 노즐 패턴과는 달리 노즐 개수 증가가 항상 혼합 효율 개선으로 이어지지는 않았으며, 이것은 노즐 배열에 따라 비효율이 발생할 수 있음을 시사한다.

이러한 현상은 KCL tracer 투입 위치와 센서 배열, 그리고 노즐 열의 상호작용으로 설명할 수 있다. 본 실험과 같이 2열로 배열된 노즐에서 분출되는 강력한 기포 군은 마치 유체역학적 장벽(hydrodynamic barrier)처럼 작용하여, tracer가 투입된 쪽에서 반대편으로 확산하는 것을 방해할 수 있다. 패턴 C와 E의 경우, 증가한 노즐이 오히려 이러한 장벽 효과를 강화하여 욕 전체의 균일한 혼합을 저해한 것으로 판단된다. 반면, 패턴 D는 노즐 열 간의 간격을 충분히 확보함으로써 각 열에서 생성된 독립적인 순환 유동이 서로 간섭 없이 효과적으로 융합되어 전체적인 혼합 효율을 증대시킨 것으로 해석된다. 이는 저취 노즐 배열 설계 시 단순한 노즐 개수 증가보다는 노즐 간 간격과 전체 배열의 균형을 고려한 최적 설계가 보다 중요함을 시사한다.

Fig. 6. Variations in homogeneous mixing time at different flow rates for 8 nozzle usage patterns

Fig. 7. Changes in the average homogeneous mixing time of 10 nozzle patterns and comparison with pattern A

3.2 노즐 막힘이 균일 혼합 시간에 미치는 영향

상저취 전로 조업 중에는 다양한 운전 요인에 의해 국부적인 노즐 용손 또는 노즐 주변 내화물의 과도한 손상이 발생할 수 있다. 이러한 경우, 손상된 노즐은 사용이 불가능하다고 판단되면, 해당 노즐을 막음 처리(blocking)한 후 조업을 지속함으로써 바닥과 벽체 내화물을 추가로 사용할 수 있다. 실 조업에서는 철 구조물 형태의 노즐을 제거한 후, 그 공간에 원기둥 형태의 내화물을 삽입하여 노즐을 막음 처리한다. 이와 같은 조건에서는 막힌 노즐을 통해 가스가 더 이상 공급되지 않기 때문에, 전체 저취 가스 유량이 감소하게 되며, 이는 용강 내 유동 거동과 균일 혼합 시간에 직·간접적으로 영향을 미칠 수 있다.

본 연구에서는 실제 조업 중 특정 노즐 주위에 국부적 용손이 심화된 상황을 모사하였다.

수모델 실험에서는 막힌 노즐의 개수에 따라 다양한 조합의 막힘 조건을 임의로 설정하였으며, 그 상세한 배치 조합은 Table 5에 제시하였다.

그림 3에는 노즐 패턴 A의 배열 형태와 각 노즐 번호의 위치를 나타내었으며, 그림 8의 캡션에는 각 사례별로 막힌 노즐의 개수와 괄호 안에 해당 노즐의 위치 번호를 표시하였다. 예를 들어, 표기 “3(11, 20, 13)”은 그림 3에서 11번, 20번, 13번 노즐이 막힌 조건을 의미한다. 수모델 실험에서는 이 조건을 구현하기 위하여 해당 노즐로 유입되는 공기 공급 밸브를 차단하여, 공기가 해당 노즐로 들어가지 않는 상태에서 실험을 수행하였다.

그림 8와 그림 9에 기존 A 노즐 패턴에서 노즐 막힘 개수에 따른 균일 혼합 시간의 변화와 막힌 노즐 개수에 따른 평균 균일 혼합 시간을 나타내었다. 각각의 노즐로 140 Nl/min 동일한 유량이 공급되었으며, 노즐 막힘 수가 증가 함에 따라 총공급되는 가스의 유량은 감소하게 된다. 예상대로 막힌 노즐의 수가 증가함에 따라 균일 혼합 시간은 전반적으로 증가하는 경향을 보였다. 이는 막힌 노즐 수에 따라 취입되는 가스 유량이 감소하며, 교반 에너지가 주입되는 지점의 수가 감소하면서 유동의 대칭성이 붕괴되고, 욕 내에 비활성 영역이 확대되기 때문이다. 노즐이 1개 또는 2개 막혔을 경우, 균일 혼합 시간은 각각 약 11%, 22% 증가하여 비교적 완만한 증가율을 보였다. 하지만 3개 이상 막혔을 때부터는 혼합 시간이 급격히 증가하여, 4개가 막혔을 경우 약 70%까지 증가하는 비선형적 거동을 보였다. 이는 특정 임계치 이상의 노즐이 막히면, 남아있는 노즐만으로는 욕 전체에 효과적인 순환 유동을 형성하기 어려워지며, 혼합 메커니즘이 대류(convection) 지배에서 확산(diffusion) 지배로 전환되기 시작함을 의미한다.

Fig. 8. Effect of number of clogged nozzles on homogeneous mixing time (PTN A)

Fig. 9. Variation of average homogeneous mixing time with the number of blocked nozzles (PTN A)