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 D _min 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 L _tot et ladite première partie convergente de l'injecteur présente une longueur prédéterminée L1 de sorte que le rapport L1/L _tot 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 D _min /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 D _min . 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, D _min . 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, L _tot , 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 D _min 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 D _p2 est tel que le rapport D _p2 /Dext est compris entre 2 % et 30 %, avantageusement entre 4 % et 25 %. Le diamètre extérieur D _ex t 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 D _p qui varie progressivement du diamètre D _p2 à la jonction avec la deuxième partie II à une valeur de préférence comprise entre 20 % et 95 % de D _p2 à la deuxième extrémité E2 du pilier 18. Le diamètre D _p i 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, D ₀ , 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 D ₀ 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 F ₂ .

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 F ₃ , 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/D _ex t 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 H _max 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 D ₀ . 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 R ₂ . 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.