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"PROCEDE ET INSTALLATION POUR L'ELABORATION DE L'ACIER".
La présente invention est relative à un procédé d'élabo- ration de l'acier par conversion de fer impur en fusion, en deux phases dont la première consiste en un soufflage au moyen d'un mélange à base d'oxygène et d'azote, la seconde en un souf- flage au moyen d'un mélange à base d'oxygène et d'anhydride carbonique moins thermogène que l'air et constitué d'oxygène et d'au moins un gaz à dissociation endothermique.
Dans la demande de brevet principal, il a été indiqué que le principe directeur du procédé suivant l'invention consiste à utiliser pendant la deuxième phase du soufflage, c'est-à-dire lorsque le bain est déjà relativement chaud, un mélange d'anhy- dride carbonique et d'oxygène de composition déterminée à prio- ri et dans lequel la proportion d'oxygène libre est suffisamment faible pour ne pas provoquer une destruction trop rapide des tuyères d'insufflation;
à incorporer au bain, pendant la pre-
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mière phase de soufflage, c'est-à-dire pendant que le bain est encore relativement froid, une quantité de chaleur qui, d'une part, compense le déficit de calories que le bain subit par rapport à une conversion normale pendant la deuxième phase, et d'autre part, ne détériore pas les tuyères d'insufflation pen- dant la première phase; à déterminer en fonction des facteurs qui provoquent le boni calorifique du bain pendant la première phase et de ceux qui provoquent le mali calorifique du bain pendant la deuxième phase (boni et mali s'entendant par rapport à une conversion normale), le moment où il faut passer de la première à la deuxième phase.
Le présent brevet a notamment pour but de faire ressortir davantage les conditions générales à réaliser pour satisfaire à ces principes directeur
Dans le procédé suivant l'invention, d'une part, on incor- pore au bain, pendant la première phase, une quantité de cha- leur donnant lieu à un boni par rapport à la quantité de cha- leur incorporée pendant la même période dans le cas d'une opé-
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1 ration normale, ce boni étant tel qu'il compense le mali qui \ \1 résulte 48 24MMMahQYdu bain, pendant la deuxième phase, au moyen d'un mélange à base d'oxygène et d'anhydride carbo- nique moins thermogène que l'air dont le rapport m du nombre de môles des gaz à dissociation endothermique au nombre de môles d'oxygène libre dans le mélange 1) avant dissociation,
est au moins égal à 1 et dont le rapport du nombre de môles de vapeur d'eau au nombre de môles d'anhydride carbonique est au maximum égal à 1/10 et, d'autre part, on passe de la première phase à la
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. deuxième phase à un moment tel que le nombre N de môles d'oxjgè - ne réactif-q-a-Tb reste à incorporer au bain pendant la deuxième phase,pour lui avoir fourni le nombre T de môles d'oxygène né- cessaire à l'affinage d'une tonne de fonte depuis le début de l'opération jusqu'à obtention de la composition finale du bain, soit, dans le cas d'une conversion Bessemer acide, au minimim
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égal au tiers du nombre A de môles d'oxygène déjà incorporées au bain par tonne de celui-ci pendant la première phase et, dans le cas d'une conversion Bessemer basique, au minimum égal à trois septièmes de A.
On sait que certaines des conditions particulières dans lesquelles on effectue normalement la conversion de la fonte en acier d'une composition déterminée au moyen d'air ou d'air enrichi en oxygène varient d'une aciérie à l'autre mais dans chaque aciérie, on sait, par la pratique courante ce qu'il faut faire pour obtenir un acier d'une qualité donnée à une température finale convenable, eu égard à l'analyse chimique de la fonte dont on dispose, à la constitution de la charge, à la température d'enfournement, aux caractéristiques du con- en oxygène vertisseur à la richesse/du gaz de soufflage dont on dispo- se pour effectuer toute l'opération et à la composition de la scorie à la fin de la conversion.
Dans la plupart des cas, on trouve immédiatement, sur des fiches relatives à des opérations antérieures, l'ensemble des conditions à remplir. S'il arrive que l'on n'ait pas encore fabriqué un acier correspondant à celui demandée dans les mêmes conditions que celles qui se présentent, ces dernières sont généralement suffisamment voisines d'un cas déjà réalisé pour que l'opérateur puisse déterminer rapidement et avec précision les modifications à apporter dans la conduite courante de l'opé- ration de conversion pour réaliser la condition essentielle à la qualité du métal : l'obtention simultanée de la composition chimique et de la température de coulée.
Si, en effet, la température du bain au moment où l'on obtient la température correcte était trop faible, il faudrait poursuivre le soufflage un certain temps, ce qui aurait comme conséquence, en dehors de l'effet de réchauffement recherché, d'accroître les pertes par scorification et d'aggraver l'état d'oxydation du bain, ce dernier fait étant particulièrement dé-
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savantageux au point de vue des qualités du métal fini. On peut considérer que l'obtention d'un acier déterminé par une conver- sion normale est une opération bien connue ne nécessitant pas de mise au point coûteuse, même lorsque l'acier n'a pas encore été réalisé. Cette conversion de référence expérimentale peut donc être considérée comme l'équivalente de la conversion de référence classique.
Dans la demande de brevet principal, il a été exposé com- ment il fallait modifier le procédé par conversion normale pour obtenir à coup sûr par conversion mixte un acier d'une qualité donnée pauvre en azote, pouvant même rivaliser avec les meilleurs aciers obtenus au four Martin.
Il a notamment été indiqué, que, dans le cas où les quan- tités de silicium et/ou de phosphore par tonne de charge restent
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J inchangées, le boni calorifique à réaliser pendant la première 1/1/ phase doit être obtenu en utilisant une tenëûrfen #sd'gène pour le gaz soufflé pendant cette phase, supérieure à la teneur a da le cas de la conversion normale de référence, cette teneur b ne pouvant toutefois pas dépasser 0,4 afin de ne pas détériorer ra- pidement l'appareillage.
Lorsqu'on fait augmenter les quantités de silidum et/ou de phosphore par tonne de charge traitée par rapport au cas de la charge de la conversion normale de référence, il va de soi qu'il n'est plus indispensable d'employer une teneur b en oxygène pour les gaz soufflés pendant la première phase, supérieure à la te- neur a dans la conversion de référence.
D'autre part, il a été signalé qu'en déterminant la cha- leur d'échauffement du bain résultant du soufflage pendant la seconde phase, il faut tenir compte du degré de dissociation de l'anhydride carbonique pendant cette phase et qu'à cet effet, on peut réduire le nombre A de môles d'oxygène insufflées pendant la première phase par rapport au nombre N de môles d'oxygène soufflées pendant la deuxième phase d'une quantité dépendant du
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nombre Y de môles de CO2 non dissociées et des teneur a et b en oxygène.
On peut obtenir directement le nombre N de môles d'oxygène réactif à fournir par le mélange oxycarbonique soufflé pendant la deuxième phase, en utilisant, au lieu de l'expression
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Ii 195 m + 25 pour exprimer la chaleur d'échauffement du mélange Il par môle d'oxygène actif .porée dans le bain, l'expression 25+139X+ 36m/2+x dans laquelle x désigna pour m môles d'anhy- dride carbonique correspondant à une môle d'oxygène, le nombre de ces môles d'anhydride carbonique qui sont dissociées.
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On constate que si tout l'anhydride carbonique est dissocié <"'!<##.
Il// (par exemple, dans le cas d'unStBr.dà plus de 0,5 % de carbone), c'est-à-dire si x = m, cette expression est l'équiTa- lente de celle utilisée dans la demande de brevet principal.
La valeur du rapport 1 dépend de nombreux facteurs. En présence d'un mélange de fer et d'oxyde de fer à l'état solide, elle est, vers 1.400 C, de l'ordre de 0,8. Dans le cas de l'in- sufflation dans un bain terreux, peut varier dans de larges limites suivant les conditions d'insufflation ; bain peu pro- fond, des tuyères de gros diamètre, un fort débit de soufflage ont pour effet d'abaisser x/m. Une haute température du bain mé- tallique et une forte teneur en carbone élèvent la valeur de .
Par contre, à mesure que la teneur du bain en oxyde de fer, augmente le rapport 1 diminue.
Lorsque la teneur en carbone du bain est importante et si l'insufflation se fait dans des conditions favorables : tuyères de petit diamètre, de l'ordre de 8 à 12 mm., débit faible de l'ordre de 500 môles de gaz par tonne de métal et par minute et hauteur du bain de l'ordre de 50 cm.n conditions qui concourent à une bonne dispersion de l'anhydride carbonique dans le bain, la valeur de x/m est élevée et se rapproche de 1.
Si, par contre, on utilise des tuyères de gros,diamètre (de l'ordre de 16 mm.), si le bain est peu profond et si le dé-
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bit de gaz est considérable, 1 s'abaisse sensiblement et tombe dans les conditions rencontrées en pratique, à une valeur en dessous de 2/3. Mais dans ces conditions, l'effet de dénitru- ration par balayage du bain se trouve également diminué. L'ef- fet de délitruration du bain croit à mesure que se prolonge le soufflage par le mélange oxycarbonique. Il faudra donc que la durée de la deuxième phase soit choisie d'autant plus longue que l'on veut atteindre une valeur plus faible pour la teneur
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.Il en azote du bain.
\i/' On réïlicilifcet objectif en augmentant le rapport -r, en réduisant le débit de soufflage (par tonne et par minute), en utilisant des tuyères de petit diamètre.
Il sera avantageux à ce point de vue que la durée de la seconde phase ne doit en aucun cas être inférieure à 1,5 minute et soit, de préférence, supérieure à 3 minutes dans le cas d'une opération Bessemer basique.
Le mali calorifique résultant de la substitution pendant la deuxième phase, du mélange oxycarbonique à l'air enrichi ou non utilisé pendant la première phase, peut pour
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A les N = T-A môles d'oxygène incorporées pendant la deuxième // if -tM. /<-L iQ- . trn 6 phaseVpar tonne -defoît*T(T) (25 13,gx + 36 2 - 12) calories. phase ar tonne .tlT-AÍ (25 z9; ; 40L., calories.
Ce mali calorifique doit être au maximum égal au colori- -béni- 4111 tique créé pendant la première phase. Ce -fesâS- est constitué par :
1 ) une quantité + 10,5 (1/a - 1/b) A calories provenant de la substitution, pour fournir au bain A môles d'oxygène par tonne
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de fonte, d'air de concentration b à l'air de concentration a.
6t ae 2 ) une quantité/environ + 5,5 s calories, provenant de 6-../ l'augmentation s &ttâfy de silicium (exprimée en grammes par tonne de fonte). , 4'u 3 ) une quantitérenviron + 3,5 p calories provenant, dans le cas d'une conversion Bessemer basique, de l'augmentation p 0& & zut yx || du :polie de1PIWSphoI:eJexprimé en grammes par tonne de fonte).
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4 ) une quantité de -0,32 f calories provenant de l'ab- sorption de chaleur par l'augmentation s du poids de mitrail- les (exprimé en grammes par tonne de fonte).
5 ) une quantité de - 1,75 r calories provenant de l'augmentation r du poids de fer incorporé sous forme d'oxyde de fer Fe 203,(exprimé en grammes par tonne de fonte
6 ) une quantité de -0,5 k calories provenant, dans le cas d'une conversion Bessemer basique, de l'augmentation k du poids de chaux (exprimé en grammes par tonne de fonte).
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La condition à satisfaire pour que, dans le procédé par #¯ 'II flage mixte suivant 6 composition finale //(/ flage mixte suivant l'invention, idendité de composition finale du bain, celui-ci atteigne une température au moins égale à celle réalisée dans la conversion de référence (classique ou expérimentale) est que
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(T )(25 + 139 x + 36 a) 10 9 5 (1 1) A + 5 5 s + 3 5 P - + a T"' # *â " V A ' s 3> - 0,32 f - 1,75 r - 0,5 k
Dans cette relation, s, p, f, r et k sont, par tonne de la charge, les quantités en grammes, de silicium, de phosphore, de mitrailles froides, de fer introduitsous forme d'oxydes (de composition moyenne Fe 0 ) et de chaux dont la charge dif- fère par rapport au poids de ces mêmes éléments par tonne de charge utilisée en conversion normale, ces paramètres pouvant être positifs,
nuls ou négatifs, suivant que les quantités de silicium, de phosphore, de mitrailles froides, d'oxydes de fer ou de chaux, que contient la charge/sont supérieures, égales ou inférieures aux quantités de ces mêmes éléments dans la charge traitée en conversion normale.
Dans l'application de cette relation, on/choisit b entre 0,21 et 0,4. Le rapport m qui doit être au moins égal à 1 n'est de préférence, pas supérieure à 2 et vaut avantageusement envir- ron 1,5. Dans le cas d'une conversion Bessemer acide, p et k sont toujours nuls.
Pour que la valeur de T-A déduite de cette relation soit
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acceptable, il faut qu'elle réponde en outre à la condition
A T T-A # A/3 ou, ce qui revient au même T-A # T/4.
Sous cette forme, cette condition a déjà été énoncée dans la demande de brevet principal à propos de la conversion Bessemer acide et il a été précisé par-la même occasion que,
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de préférence, T-A 3 , ce qui revient à,dire T-A A Po Dans le eonverm7Mn d'une conversion Bessemer basique, au lieu d'avoir T-A e 3 T, on peut aussi écrire qu'on doit avoir T-A 3 A Pour cette conversion basique, la valeur préférée de T-A # peut aussi s'écërré T-A 5 A.
Dans la demande de brevet principal, il a été préconisé oh <J±/ de coordner la section des tuyères, leur nombre et la pression d'insufflation de façon que l'incorporation de l'oxygène dans le bain ne dépasse pas 500 môles d'oxygène par minute et par
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'pi tonne de métal. Cette recommandation a été faite et ayant dans W l'esprit ce qi2i avantageux de faire4 après -aa- soufflage <1 pendant la première phase u moyen d'air enrichi d'une concen- li, tration minimen oxygène de 25 %, et, de préférence, d'environ 35 %.
Si l'insufflation pendant la première phase se fait au moyen d'air normal ou peu enrichi, une limitation trop consi- dérable de la section totale de passage (donc du nombre de môle
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par minute et par tonne de métal) conduirait à une durée très N l'ensemble jt A Xli- C'est uoi peut 1/1/ longue de l'ensemble de l'épuration. C'est pourquoi il peut alors être avantageux de permettre un débit de 750 môles d'oxy- 4> eill, gène par minute et par tonne de métal et, à l'extrême minute, de 1.000 môles d'oxygène par minute et par tonne.
Pour opérer de la sorte on effectue avantageusement le soufflage à raison d'un débit pouvant passer, toutes autres con ditions influençant le débit restant les mêmes,, que dans une conversion normale, à travers des tuyères dont la section tota- le est comprise entre la moitié de la section totale pour con- version normale et les quatre cinquièmes de cette section, le
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premier rapport étant choisi dans le cas où la conversion nor- I , 4rUk Il mâle est effectuée à travers une section normale relativement grande et le second dans le cas où la conversion normale est effectuée à travers une section totale relativement petite.
Dans certaines aciéries où on pratique le procédé Besse- mer basique normal, on utilise des convertisseurs dont la sec- tion de passage est relativement plus grande que dans la plupart des autres aciéries appliquant le même procédé. La section de passade totale/des tuyères atteint parfois 40 centimètres carrés par tonne de métal dans le convertisseur.
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Dans des installations conçues de cette façon, il est utile \w de réduire la section totale â'eBvlron la moitié pour facili- ter l' exécution du procédé suivant l'invention.
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*" i Dans les installations habituelles a section de passage du vent dans les tuyères relativement faible, il suffit de ré- duire cette section dans le rapport de 5 à 4. Ces considéra- tions conduisent à proposer des convertisseurs dont la section to tale des tuyères est comprise entre 6 et 10 centimètr carrés par tonne de métal chargé,dans le cas de$convertisseurs
Bessemer acide,et entre 10 et 20 centimètres carrés par tonne de charge,dans le cas des convertisseurs Bessemer basique.
Il est avantageux de coordonner les éléments qui conditionnent le débit du soufflage de façon que la seconde phase dure au moins 1,5 minute, et dure, de préférence, au moins trois minutes dans le cas d'une conversion Bessemer basique.
REVENDICATIONS.
**ATTENTION** fin du champ DESC peut contenir debut de CLMS **.
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"PROCESS AND INSTALLATION FOR THE PREPARATION OF STEEL".
The present invention relates to a process for the preparation of steel by converting impure molten iron, in two phases, the first of which consists of blowing by means of a mixture based on oxygen and nitrogen. , the second in blowing by means of a mixture based on oxygen and carbon dioxide less thermogenic than air and consisting of oxygen and at least one endothermically dissociating gas.
In the main patent application, it was indicated that the guiding principle of the process according to the invention consists in using during the second phase of the blowing, that is to say when the bath is already relatively hot, a mixture of carbon dioxide and oxygen of a composition determined in priority and in which the proportion of free oxygen is low enough not to cause too rapid destruction of the insufflation nozzles;
to be incorporated into the bath, during the first
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first blowing phase, that is to say while the bath is still relatively cold, a quantity of heat which, on the one hand, compensates for the deficit of calories that the bath undergoes compared to a normal conversion during the second phase, and on the other hand, does not damage the insufflation nozzles during the first phase; to be determined as a function of the factors which cause the calorific bonus of the bath during the first phase and those which cause the calorific negative of the bath during the second phase (bonus and mali being understood in relation to a normal conversion), the moment when it must go from the first to the second phase.
The purpose of the present patent is in particular to bring out further the general conditions to be achieved in order to satisfy these guiding principles.
In the process according to the invention, on the one hand, a quantity of heat is incorporated in the bath, during the first phase, giving rise to a bonus relative to the quantity of heat incorporated during the same period. in the case of an operation
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1 normal ration, this bonus being such that it compensates for the mali resulting from the bath, during the second phase, by means of a mixture based on oxygen and carbon dioxide less thermogenic than 'air whose ratio m of the number of moles of the endothermically dissociating gases to the number of moles of free oxygen in the mixture 1) before dissociation,
is at least equal to 1 and whose ratio of the number of moles of water vapor to the number of moles of carbon dioxide is at most equal to 1/10 and, on the other hand, we go from the first phase to the
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. second phase at a time such that the number N of moles of reactive oxyge- ne-qa-Tb remains to be incorporated into the bath during the second phase, to have supplied it with the number T of moles of oxygen necessary for the refining of a ton of cast iron from the start of the operation until the final composition of the bath is obtained, i.e., in the case of an acid Bessemer conversion, at least
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equal to one third of the number A of moles of oxygen already incorporated in the bath per tonne of the latter during the first phase and, in the case of basic Bessemer conversion, at least equal to three sevenths of A.
It is known that some of the particular conditions under which the conversion of cast iron into steel of a determined composition by means of air or oxygen-enriched air is normally carried out vary from one steel plant to another but in each steel plant, we know from current practice what must be done to obtain a steel of a given quality at a suitable final temperature, having regard to the chemical analysis of the cast iron available, to the constitution of the load, to the charging temperature, the characteristics of the oxygen condenser, the richness / blowing gas available to carry out the entire operation and the composition of the slag at the end of the conversion.
In most cases, all of the conditions to be met are immediately found on files relating to previous operations. If it happens that we have not yet manufactured a steel corresponding to that requested under the same conditions as those which present themselves, these latter are generally sufficiently close to a case already carried out so that the operator can quickly determine and with precision the modifications to be made in the current conduct of the conversion operation to achieve the essential condition for the quality of the metal: the simultaneous obtaining of the chemical composition and the casting temperature.
If, in fact, the temperature of the bath at the time when the correct temperature is obtained were too low, the blowing would have to be continued for a certain time, which would have the consequence, apart from the desired heating effect, of increase the losses by slagging and worsen the oxidation state of the bath, the latter fact being particularly degraded.
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clever from the point of view of the qualities of the finished metal. Obtaining a steel determined by normal conversion can be considered to be a well known operation which does not require expensive tuning, even when the steel has not yet been produced. This experimental reference conversion can therefore be considered as the equivalent of the conventional reference conversion.
In the main patent application, it was explained how it was necessary to modify the process by normal conversion in order to obtain without fail by mixed conversion a steel of a given quality low in nitrogen, which could even compete with the best steels obtained in Martin oven.
In particular, it has been indicated that, in the case where the quantities of silicon and / or phosphorus per tonne of feed remain
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J unchanged, the calorific bonus to be achieved during the first 1/1 / phase must be obtained by using a tenëûrfen # sd'gene for the gas blown during this phase, greater than the content a in the case of the normal reference conversion, however, this content b cannot exceed 0.4 so as not to rapidly deteriorate the apparatus.
When increasing the quantities of silidum and / or phosphorus per tonne of feed treated compared to the case of the feed for the normal reference conversion, it goes without saying that it is no longer essential to use a content b in oxygen for the gases blown during the first phase, greater than the content a in the reference conversion.
On the other hand, it has been pointed out that when determining the heating heat of the bath resulting from the blowing during the second phase, it is necessary to take into account the degree of dissociation of the carbon dioxide during this phase and that This effect, the number A of oxygen moles blown in during the first phase can be reduced relative to the number N of oxygen moles blown during the second phase by an amount depending on the
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number Y of undissociated CO2 moles and oxygen content a and b.
The number N of reactive oxygen moles to be supplied by the oxycarbonic mixture blown during the second phase can be obtained directly, by using, instead of the expression
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Ii 195 m + 25 to express the heat of heating of the mixture II per mole of active oxygen brought into the bath, the expression 25 + 139X + 36m / 2 + x in which x denotes for m moles of anhydride carbon dioxide corresponding to one mole of oxygen, the number of these carbon dioxide moles which are dissociated.
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It can be seen that if all the carbon dioxide is dissociated <"'! <##.
Il // (for example, in the case of a StBr.d with more than 0.5% carbon), that is, if x = m, this expression is the equiTa- slow of that used in the main patent application.
The value of the ratio 1 depends on many factors. In the presence of a mixture of iron and iron oxide in the solid state, it is, at around 1400 C, of the order of 0.8. In the case of insufflation in an earthy bath, can vary within wide limits depending on the insufflation conditions; shallow bath, large diameter nozzles, a high blowing flow rate have the effect of lowering x / m. High metal bath temperature and high carbon content increase the value of.
On the other hand, as the iron oxide content of the bath increases, the ratio 1 decreases.
When the carbon content of the bath is high and if the insufflation takes place under favorable conditions: small diameter nozzles, of the order of 8 to 12 mm., Low flow rate of the order of 500 moles of gas per tonne of metal and per minute and height of the bath of the order of 50 cm.n conditions which contribute to good dispersion of carbon dioxide in the bath, the value of x / m is high and approaches 1.
If, on the other hand, large-diameter nozzles (of the order of 16 mm.) Are used, if the bath is shallow and if the de-
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bit of gas is considerable, 1 decreases appreciably and falls under the conditions encountered in practice, to a value below 2/3. Under these conditions, however, the effect of denitru- tion by sweeping the bath is also reduced. The delitriding effect of the bath increases as the blowing of the carbon dioxide mixture is prolonged. It will therefore be necessary for the duration of the second phase to be chosen all the longer as one wishes to reach a lower value for the content.
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.It in nitrogen from the bath.
\ i / 'This objective is achieved by increasing the ratio -r, reducing the blowing flow rate (per tonne and per minute), using nozzles of small diameter.
It will be advantageous from this point of view that the duration of the second phase should in no case be less than 1.5 minutes and is preferably greater than 3 minutes in the case of a basic Bessemer operation.
The calorific loss resulting from the substitution during the second phase, of the oxycarbonic mixture with enriched air or not used during the first phase, can for
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A the N = T-A oxygen moles incorporated during the second // if -tM. / <- L iQ-. trn 6 phaseV per ton -defit * T (T) (25 13, gx + 36 2 - 12) calories. phase ar ton .tlT-AÍ (25 z9;; 40L., calories.
This calorific mali must be at most equal to the colori- -béni- 4111 tique created during the first phase. This -fesâS- is constituted by:
1) an amount + 10.5 (1 / a - 1 / b) A calories from substitution, to supply the bath A moles of oxygen per tonne
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melting, concentration air b to concentration air a.
6t ae 2) a quantity / approximately + 5.5 s calories, coming from 6 - .. / the increase in silicon (expressed in grams per tonne of cast iron). , 4'u 3) a quantity of approximately + 3.5 p calories originating, in the case of a basic Bessemer conversion, from the increase p 0 & & zut yx || du: polished de1PIWSphoI: expressed in grams per tonne of cast iron).
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4) an amount of -0.32 f calories from heat absorption by increasing the weight of the machine guns (expressed in grams per ton of cast iron).
5) an amount of - 1.75 r calories from the increase r in the weight of iron incorporated in the form of iron oxide Fe 203, (expressed in grams per tonne of cast iron
6) an amount of -0.5 k calories resulting, in the case of a basic Bessemer conversion, from the increase k in the weight of lime (expressed in grams per tonne of cast iron).
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The condition to be satisfied so that, in the process by # ¯ 'II mixed flage according to 6 final composition // (/ mixed flage according to the invention, final composition of the bath, the latter reaches a temperature at least equal to that carried out in the reference conversion (classic or experimental) is that
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(T) (25 + 139 x + 36 a) 10 9 5 (1 1) A + 5 5 s + 3 5 P - + a T "'# * â" VA' s 3> - 0.32 f - 1 , 75 r - 0.5 k
In this relation, s, p, f, r and k are, per tonne of the charge, the quantities in grams, of silicon, phosphorus, cold scrap, iron introduced in the form of oxides (of average composition Fe 0) and lime, the load of which differs in relation to the weight of these same elements per tonne of load used in normal conversion, these parameters possibly being positive,
zero or negative, depending on whether the quantities of silicon, phosphorus, cold scrap, iron oxides or lime, contained in the charge / are greater, equal or less than the quantities of these same elements in the charge treated in conversion normal.
In applying this relation, we / choose b between 0.21 and 0.4. The ratio m which must be at least equal to 1 is preferably not greater than 2 and is advantageously about 1.5. In the case of an acidic Bessemer conversion, p and k are always zero.
So that the value of T-A deduced from this relation is
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acceptable, it must also meet the condition
A T T-A # A / 3 or, which amounts to the same T-A # T / 4.
In this form, this condition has already been stated in the main patent application with regard to the Bessemer acid conversion and it has been clarified at the same time that,
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preferably, TA 3, which amounts to, say TA A Po In the eonverm7Mn of a basic Bessemer conversion, instead of having TA e 3 T, we can also write that we must have TA 3 A For this conversion basic, the preferred value of TA # can also be set to TA 5 A.
In the main patent application, it was recommended oh <J ± / to coordinate the section of the nozzles, their number and the insufflation pressure so that the incorporation of oxygen in the bath does not exceed 500 moles d 'oxygen per minute and per
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'ft ton of metal. This recommendation was made and having in mind the advantageous advantage of doing4 after -aa- blowing <1 during the first phase using air enriched with a minimum oxygen concentration of 25%, and, preferably about 35%.
If the insufflation during the first phase is carried out by means of normal or little enriched air, too considerable a limitation of the total passage section (therefore of the number of moles
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per minute and per tonne of metal) would lead to a very long duration of the whole jt A Xli- It is uoi can 1/1 / long of the whole purification. This is why it may then be advantageous to allow a flow rate of 750 moles of oxygen per minute and per tonne of metal and, at the extreme minute, of 1,000 moles of oxygen per minute per tonne of metal. tonne.
To operate in this way, the blowing is advantageously carried out at the rate of a flow rate which can pass, all other conditions influencing the flow rate remaining the same as in a normal conversion, through nozzles whose total section is between half of the total section for normal conversion and four-fifths of this section, the
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the first ratio being chosen in the case where the nor- I, 4rUk II male conversion is carried out through a relatively large normal section and the second in the case where the normal conversion is carried out through a relatively small total section.
In some steel plants where the normal Besse-mer process is practiced, converters with relatively larger cross-sectional areas are used than in most other steel plants using the same process. The total pass / nozzle section sometimes reaches 40 square centimeters per tonne of metal in the converter.
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In plants designed in this way, it is useful to reduce the total cross-sectional area to half to facilitate the performance of the process according to the invention.
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* "i In the usual installations with a relatively small cross section for the passage of the wind through the nozzles, it suffices to reduce this cross section in the ratio of 5 to 4. These considerations lead to proposing converters whose total cross section of nozzles is between 6 and 10 square centimeters per tonne of metal loaded, in the case of converters
Bessemer acidic, and between 10 and 20 square centimeters per ton of charge, in the case of Bessemer basic converters.
It is advantageous to coordinate the elements which condition the flow rate of the blowing so that the second phase lasts at least 1.5 minutes, and preferably lasts at least three minutes in the case of a basic Bessemer conversion.
CLAIMS.
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