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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.
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