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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 soufflage au moyen d'un mélange à base d'oxygène et d'au moins un gaz à dissociation endothermique.
Dans la demande de brevet principal déposée le 10 novem- bre 1948 sous le numéro 377.785 et dans la demande de brevet de perfectionnement déposée le 13 novembre 1948 sous le numéro 377.833, il est question d'un boni calorifique à créer par rap- port à une conversion normale pour compenser un mali calorifi- que résultant de l'emploi d'un mélange à base d'oxygène et d'an- hydride carbonique, moins thermogène que l'air, au lieu de l'air employé dans une conversion normale.
La présente demande de brevet a notamment comme objet de préciser, pour autant que de besoin, comment on peut déterminer
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la valeur des paramètres sur lesquels on peut agir pour compen- 'ser le boni et le mali calorifique de façon que la température optimum du bain soit atteinte au moment où la composition fina- le désirée est obtenue et cela, sans que les tuyères de souffla- ge se détruisent rapidement et sans avoir à modifier, en cours de soufflage, le rapport entre le nombre de môles des gaz à dis- sociation endothermique et le nombre de môles d'oxygène libre dans le mélange avant dissociation.
Rappelons que dans le procédé suivant l'invention, le souf- flage pendant la deuxième phase est effectué au moyen d'un mélan ge à base d'oxygène et d'anhydride carbonique dont le rapport m du nombre de môles des gaz à dissociation endothermique au nombre de môles d'oxygène libre dans le mélange avant dissocia- tion, est au moins égal à 1. Rappelons également que, à iden- tité de constitution de la charge, l'insufflation de ce mélange, au lieu de l'air qui serait utilisé en conversion normale, don- nerait normalement lieu à un mali calorifique.
Rappelons enfin que par "conversion normale", il faut com- prendre une conversion réalisée suivant la pratique courante de l'aciérie où le procédé suivant l'invention va être appliqué, au moyen d'air de concentration a en oxygène et à partir d'une charge normale dont les caractéristiques physiques et chimiques sont réglées de telle manière qu'au moment même où le bain at- teint la composition chimique finale désirée, il se trouve por- té à la température optimum de coulée.
Désignons par [Si] n' [P]n' [Mn]n' [C]n' fn' rn et kn les teneurs, exprimées en grammes par tonne de fonte enfournée, d'un charge normale pour conversion normale, respectivement en sili- cium, en phosphore, en manganèse, en carbone, en mitrailles froides, en fer à l'état d'oxydes de fer (de composition moyen- ne Fe 0 ) et en chaux. Ces teneurs tiennent compte des quanti- tés de ces substances qui sont introduites dans la charge aussi bien pendant la réalisation de la conversion qu'avant le commen
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cernent de celle-ci. Désignons par tn la température d'enfournement de la fonte (exprimée en degrés centigrades) et suppo- sons que les mitrailles froides, les oxydes de fer et la chaux se trouvent à la température ambiante au moment où on les enfour
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ne.
Les paramètres [Si] n' [p]n,[I1r:9 n' [clin$ f n' rn' kn et tn définissent les caractéristiques chimiques et physiques de la charge normale.
Désignons par [C] f et [P]f les teneurs respectivement en carbone- et en phosphore, exprimées en grammes par tonne de mé- tal, que le bain contient en fin de conversion normale. Appe- lons tf la température optimum de coulée, laquelle est atteinte en conversion normale au moment où le bain atteint sa composi- tion finale désirée, cette température étant exprimée en degrés centigrades.
Dans les deux demandes de brevet susdites, il a été indiqué qu'un boni calorifique peut être créé par une modification des caractéristiques chimiques et physiques de la charge et/ou par une augmentation de la teneur en oxygène de l'air soufflé pen- dant la première phase.
Désignons par [Si]., [P]m, [Mn] m' [C]m, fm' rm et km les teneurs, exprimées en grammes par tonne de fonte, d'une charge de composition modifiée pour la conversion par le procédé sui- en manganèse, en carbone vant l'invention, respectivement en silicium, en phosphore, /en mitrailles froides, en fer à l'état d'oxydes de fer (de composi tion moyenne Fe 0 ) et en chaux. Désignons par tm la tempéra- ture d'enfournement de la fonte pour cette conversion par le procédé suivant l'invention, cette température étant exprimée en degrés centigrades.
Désignons par b la concentration en oxygène de l'air in- sufflé dans le bain avant soufflage au moyen du mélange oxycar- bonique d'indice m dont il a été question ci-avant.
Désignons, comme dans les deux demandes de brevet susdites, par A le nombre de môles d'oxygène incorporées au bain, par ton
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ne de fonte de celui-ci, pendant la première phase et par T le nombre de môles d'oxygène nécessaire à l'affinage d'une tonne de fonte depuis le début de la conversion jusqu'à l'obtention de la composition finale du bain.
Dans ce nombre T, il faut comprendre les môles d'oxygène nécessaires à la scorification d'une certaine quantité de fer.
En pratique, on admettra que pour toutes les conversions envi- sagées, c'est-à-dire aussi bien pour la conversion suivant l'in- vention que pour la conversion normale de référence, la quanti- té de fer scorifiée par tonne de fonte de la charge reste la même, de sorte qu'on n'a pas à tenir autrement compte de cette scorification, pour la comparaison des bilans calorifiques.
T doit comprendre également les môles d'oxygène qui sont absorbées par la combustion du manganèse et du carbone. Dans les calculs des bilans calorifiques, et conformément à la coutu- me, on n'explicitera pas l'effet thermogène de l'oxydation de ces éléments.
Désignons par s, p, f, r et k les poids, exprimés en gram- dans mes par tonne de fonte la charge, respectivement de silicium, de phosphore, de mitrailles froides, de fer sous forme d'oxydes de fer (de composition moyenne Fe203) et de chaux dont la charge modifiée diffère par rapport aux poids de ces mêmes éléments, par tonne de fonte, dans la charge utilisée en conversion norma-
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le. On a donc [Si] m - [Si] n = s, [P]m - [P]n = p, fm - fn = f, rm - rn = r, km - kn = k.
Si, pendant la première phase d'une conversion hypothéti- que, on utilisait de l'air de concentration b pour traiter une charge de caractéristiques différentes de celle d'une charge normale pour conversion normale à l'air de concentration a en oxygène et si, pendant la deuxième phase de cette conversion hypothétique, on utilisait le même air que dans la conversion normale, on réaliserait, par rapport à l'ensemble de la conver- sion normale, un boni calorifique qui,, par tonne de fonte, se-
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algébrique rait la somrae/des quantités de chaleur suivantes exprimées en calories :
1 - une quantité d'environ + 10,5 (1/a - 1/b) A calories prove- nant de la substitution, pour fournir au bain A môles d'oxygène par tonne de fonte, d'air de concentration b à l'air de concen- tration a.
2 - une quantité d'environ + 5,5 s calories, provenant de l'augmentation s de la teneur en silicium.
3 - une quantité d'environ + 3,5 p calories provenant, dans le cas d'une conversion Bessemer basique, de l'augmentation p de la teneur en phosphore.
4 - une quantité d'environ - 0,32 f calories provenant de l'absorption de chaleur par l'augmentation f du poids de mi- trailles.
5 - une quantité d'environ - 1,75 r calories provenant de l'augmentation r du poids de fer incorporé sous forme d'oxydes de fer de composition moyenne Fe203. k
6 - une quantité d'environ - 0,5 calories provenant, dans le cas d'une conversion Bessemer basique, de l'augmentation k du poids de chaux.
7 - une quantité d'environ + 150 (tm- tn) calories prove- nant de la modification de la température d'enfournement de la fonte.
Les paramètres s, p, f, r et k peuvent être positifs, nuls ou négatifs, suivant que les quantités de silicium, de phosphore de mitrailles froides, d'oxydes de fer ou de chaux, que confiera la charge traitée suivant l'invention sont supérieures, égales ou inférieures aux quantités de ces mêmes éléments dans la char ge qui serait utilisée pour une conversion normale par l'air de concentration a en oxygène.
Le mali calorifique résultant de la substitution, pendant la deuxième phase de la conversion suivant l'invention, d'un mé lange à base d'oxygène et d'anhydride carbonique, à de l'air de
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concentration a qui serait utilisé dans la deuxième partie de la conversion normale de référence est, pour les T-A môles d'o- xygène, incorporées au bain métallique pendant la deuxième pha- se et par tonne de fonte, d'environ :
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" ) ( 25 139 x 36 m- - 12 calories.
(T-A) (25 + 139 x + 36 m/2 + x - 12/a) calories.
Dans cette expression, x désigne, pour m môles d'anhydride carbonique (et éventuellement d'eau) associées, dans le mélan- ge, à une môle d'oxygène libre, le nombre de ces môles d'anhy- dride carbonique (et éventuellement d'eau) qui sont dissociées au contact du bain.
La valeur du rapport dépend de nombreux facteurs et peut varier au cours de la conversion. La valeur moyenne, pour l'en- semble d'une conversion, du coefficient de dissociation x peut être déterminée expérimentalement. A cet effet, on choisit pour x, une valeur X quelconque (de préférence, plus grande que la valeur probable réelle, x, correspondant aux conditions de tra- vail envisagées). On introduit cette valeur X dans l'expression par la méthode indiquée ci-après et donnant la chaleur d'échauffement par mole et on en déduit,/eu égard à cette valeur particulière X du coefficient de dissocia- tion, la valeur des corrections à apporter à la constitution d'une charge normale pour conversion à l'air, en vue de réali- ser la conversion correcte par soufflage mixte de la charge ain- si modifiée.
On effectue alors la conversion exactement dans les condi- tions pour lesquelles on désire connaître la valeur moyenne réel le du coefficient de dissociation. Au moment où le bain métal- lique atteint la composition désirée, on arrête le soufflage et on mesure la température du bain. Si on appelle t l'excès, en degrés centigrades, de la température ainsi mesurée sur la tempe rature optimum tf à réaliser en conversion normale (t est posi- tif si la température mesurée est supérieure à la température optimum souhaitée et négatif dans le cas contraire), on trouve pour les conditions de travail envisagées, la valeur moyenne réelle x du coefficient de dissociation/en
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résolvant l'équation :
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La condition à satisfaire pour que, dans le procédé par soufflage mixte suivant l'invention, à identité de composition finale du bain, celui-ci atteigne une température au moins égale à celle réalisée dans la conversion normale de référence, est que
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Pour que la valeur T-A déduite de cette relation soit ac- ceptable, il faut, en outre, que, dans le cas d'une conversion Bessemer acide, elle réponde à la condition T-A # A/3 et, de pré- férence, T-A # A/2 et, dans le cas d'une conversion Bessemer basi- que, elle réponde à la condition T-A 3 A/7 et, de préférence, T-A 4 A/5. Dans les deux demandes antérieures, il a déjà été indiqué que ces conditions sont nécessaires pour obtenir une dénitruration sensible du bain.
De l'ensemble de ces relations, on peut déduire les va- leurs à donner aux paramètres b, s, p, f, r, k et t , pour réa- liser, à coup sûr, la température optimum de coulée au moment où on atteint la composition finale désirée pour le bain et cela sans que les tuyères de soufflage se détruisent rapidement et sans avoir à modifier m en cours de soufflage.
Une variante avantageuse du procédé suivant l'invention con siste dans l'élaboration d'acier à partir de fontes plus riches en silicium que les fontes normalement utilisées dans les conver sions Bessemer basiques.
On sait que dans les aciéries Thomas (Bessemer basique), la bonne pratique consiste à utiliser des fontes à teneur en si- licium aussi faible que possible et, de préférence, au maximum de 0,4 %. Si les fontes venant du haut-fourneau ont une teneur plus élevée en silicium, il est devenu de pratique courante d'a- baisser, avant conversion, la teneur en silicium de la fonte par
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un traitement préliminaire tel que le traitement de la fonte par une addition oxydante (par exemple, traitement de désulfura- tion par un composé de soude) ou par un court soufflage à l'air ou à l'oxygène, avant versement dans le mélangeur qui alimente le convertisseur.
Suivant l'invention, dans le cas d'une conversion durant la seconde phase de laquelle on insuffle un mélange O2 + m CO2, d'indice m#1, au lieu de réduire la teneur en silicium de la fonte, on la fixe à une valeur supérieure à celle adoptée cou- ramment pour la conversion normale à l'air atmosphérique, la va- leur adoptée étant au moins égale à 0,5 %.
Dans cette variante, le rapport m est compris entre 1 et 2 et est, de préférence, voisin de 1,2.
Il est bien entendu que la teneur minimum en silicium de 0,5 % du poids de fonte contenue dans la charge s'applique non seulement au silicium que la fonte contient initialement en ve- nant du haut-fourneau ou du mélangeur mais également au silicium ajouté à un stade quelconque de l'opération, soit avant, soit après l'enfournement.
La teneur en azote du bain métallique à la fin de la con- version dépend notamment du moment précis où on passe du souf- flage à l'air, enrichi ou non, au soufflage par le mélange oxy- carbonique pauvre en azote.
Si on veut obtenir une teneur en azote au maximum égale à 0,005 %, on doit passer au soufflage oxycarbonique avant que la teneur en carbone du bain soit tombée à 1 %.
Si on veut obtenir une teneur en azote au maximum égale à 0,004 %; on doit passer au soufflage oxycarbonique avant que la teneur en carbone du bain soit tombée à 2 %. Si on veut ob- tenir une teneur finale en azote inférieure à 0,003 %, il faut, en outre, que la teneur en azote du mélange oxycarbonique ne dé- passe pas 3 le, de la teneur en anhydride carbonique, tout au moins à la fin de l'opération de conversion. En particulier,
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dans le cas d'une fonte phosphoreuse, on doit alors employer ce mélange tout au moins pendant toute la phase de déphosphoration.
On évite ainsi que la teneur en azote du bain qui aurait été amenée à une faible valeur lors du soufflage au moyen du mélange oxycarbonique pendant que le bain contenait encore une assez forte proportion de carbone puisse remonter à une valeur plus forte après la phase de décarburation.
Lorsqu'on termine l'opération de conversion au moyen d'un mélange oxycarbonique dont la teneur en azote est très faible, par exemple, au maximum égale à 3 % de la teneur en anhydride carbonique, il n'est pas indispensable d'utiliser un mélange oxy carbonique aussi pauvre en azote pendant la première partie de la deuxième phase du procédé de conversion suivant l'invention, pour obtenir finalement un acier d'une teneur en azote inférieu- re à 0,003 %. On peut, par exemple, utiliser pendant la pério- de de décarburation active du bain, c'est-à-dire celle pendant laquelle la teneur en carbone est encore au moins de 0,3 %, un mélange oxycarbonique dont la teneur en azote peut aller jus- qu'à 10 % de la teneur en anhydride carbonique.
Il est à remarquer que dans ce cas, la réduction de la te- neur en azote du mélange oxycarbonique en fin de conversion est obtenue par substitution d'un mélange à un autre, ce qu'on réali se par l'ouverture d'une vanne laissant passer le mélange le plus pauvre en azote et fermeture de la vanne qui laissait pas- ser le mélange moins pauvre en azote utilisé pendant la première partie du soufflage oxycarbonique. Cette façon d'opérer n'a donc rien de commun avec la variation de la teneur en oxygène du mélange oxycarbonique pendant le soufflage oxycarbonique par variation de la section de l'orifice laissant passer l'oxygène ou de celui laissant passer l'anhydride carbonique, variation que le demandeur avait crû antérieurement être apte à contrôler la conversion en cours.
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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 a blowing by means of a mixture based on oxygen and at least one endothermically dissociating gas.
In the main patent application filed on November 10, 1948 under number 377,785 and in the improvement patent application filed on November 13, 1948 under number 377,833, it is a question of a calorific surplus to be created in relation to a normal conversion to compensate for a calorific mali resulting from the use of a mixture based on oxygen and carbon dioxide, less thermogenic than air, instead of the air used in a normal conversion .
The object of the present patent application is in particular to specify, as far as necessary, how it is possible to determine
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the value of the parameters on which it is possible to act to compensate for the bonus and the calorific loss so that the optimum temperature of the bath is reached when the desired final composition is obtained and this without the nozzles blowing - ge destroy themselves quickly and without having to modify, during blowing, the ratio between the number of moles of the gases with endothermic disruption and the number of moles of free oxygen in the mixture before dissociation.
It should be remembered that in the process according to the invention, the blowing during the second phase is carried out by means of a mixture based on oxygen and carbon dioxide, the ratio of which m of the number of moles of the endothermically dissociating gases. to the number of moles of free oxygen in the mixture before dissociation, is at least equal to 1. Let us also remember that, for the same constitution of the charge, the insufflation of this mixture, instead of air which would be used in normal conversion, would normally give rise to a calorific loss.
Finally, it should be remembered that by "normal conversion", it is necessary to understand a conversion carried out according to the current practice of the steelworks where the process according to the invention will be applied, by means of air of concentration a in oxygen and from a normal charge, the physical and chemical characteristics of which are adjusted so that, even when the bath reaches the desired final chemical composition, it is brought to the optimum casting temperature.
Let us denote by [Si] n '[P] n' [Mn] n '[C] n' fn 'rn and kn the contents, expressed in grams per tonne of cast iron loaded, of a normal load for normal conversion, respectively in silicon, phosphorus, manganese, carbon, cold grape, iron in the state of iron oxides (of medium composition Fe 0) and lime. These contents take into account the quantities of these substances which are introduced into the feed both during the performance of the conversion and before the start.
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surround it. Let us denote by tn the temperature in which the cast iron is placed (expressed in degrees centigrade) and suppose that the cold scrap metal, the iron oxides and the lime are at ambient temperature when they are placed in the oven.
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born.
The parameters [Si] n '[p] n, [I1r: 9 n' [clin $ f n 'rn' kn and tn define the chemical and physical characteristics of the normal charge.
Let us denote by [C] f and [P] f the carbon- and phosphorus contents respectively, expressed in grams per tonne of metal, which the bath contains at the end of normal conversion. Let us call tf the optimum casting temperature, which is reached in normal conversion when the bath reaches its desired final composition, this temperature being expressed in degrees centigrade.
In the two aforementioned patent applications, it was indicated that a calorific boost can be created by a modification of the chemical and physical characteristics of the load and / or by an increase in the oxygen content of the air blown during. the first phase.
Let us denote by [Si]., [P] m, [Mn] m '[C] m, fm' rm and km the contents, expressed in grams per tonne of cast iron, of a load of composition modified for the conversion by the process followed in manganese, in carbon according to the invention, in silicon, in phosphorus, / in cold scrap, in iron in the state of iron oxides (of average composition Fe 0) and in lime, respectively. Let us denote by tm the temperature at which the cast iron is charged for this conversion by the process according to the invention, this temperature being expressed in degrees centigrade.
Let us denote by b the oxygen concentration of the air blown into the bath before blowing by means of the oxy-carbon mixture of index m which was discussed above.
Let us denote, as in the two aforementioned patent applications, by A the number of oxygen moles incorporated in the bath, by ton
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of melting thereof, during the first phase and by T the number of oxygen moles necessary for the refining of one tonne of cast iron from the start of the conversion until obtaining the final composition of the bath.
In this number T, it is necessary to include / understand the oxygen moles necessary for the slagging of a certain quantity of iron.
In practice, it will be admitted that for all the conversions envisaged, that is to say both for the conversion according to the invention and for the normal reference conversion, the quantity of slagged iron per tonne of The melt of the load remains the same, so that this slagging does not have to be taken into account otherwise, for the comparison of the calorific balances.
T must also include the oxygen moles which are absorbed by the combustion of manganese and carbon. In the calorific balance calculations, and in accordance with custom, the thermogenic effect of the oxidation of these elements will not be explained.
Let s, p, f, r and k denote the weights, expressed in grams per tonne of cast iron, the charge, respectively of silicon, phosphorus, cold scrap, iron in the form of iron oxides (of composition average Fe203) and lime, the modified load of which differs in relation to the weights of these same elements, per tonne of cast iron, in the load used in normal conversion.
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the. We therefore have [Si] m - [Si] n = s, [P] m - [P] n = p, fm - fn = f, rm - rn = r, km - kn = k.
If, during the first phase of a hypothetical conversion, air of concentration b was used to treat a load with characteristics different from that of a normal load for normal conversion to air of concentration a to oxygen and if, during the second phase of this hypothetical conversion, we used the same air as in the normal conversion, we would realize, in relation to the whole of the normal conversion, a calorific surplus which, per tonne of cast iron, would be achieved. -
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algebraic would be the following sum / amounts of heat expressed in calories:
1 - an amount of approximately + 10.5 (1 / a - 1 / b) A calories from substitution, to supply bath A with moles of oxygen per tonne of cast iron, air of concentration b to the concentration air a.
2 - an amount of about + 5.5 s calories, coming from the increase s in the silicon content.
3 - an amount of approximately + 3.5 p calories originating, in the case of a basic Bessemer conversion, from the increase p in the phosphorus content.
4 - an amount of about -0.32 calories from heat absorption by increasing the weight of the bolts.
5 - an amount of about - 1.75 r calories from the increase r in the weight of iron incorporated in the form of iron oxides of average composition Fe 2 O 3. k
6 - an amount of about - 0.5 calories resulting, in the case of a basic Bessemer conversion, from the increase k in the weight of lime.
7 - a quantity of approximately +150 (tm- tn) calories resulting from the modification of the temperature in which the cast iron is placed.
The parameters s, p, f, r and k can be positive, zero or negative, depending on whether the quantities of silicon, of phosphorus from cold scrap, of iron oxides or of lime, which will be given by the charge treated according to the invention. are greater than, equal to or less than the quantities of these same elements in the charge that would be used for a normal conversion by air of concentration a into oxygen.
The calorific mali resulting from the substitution, during the second phase of the conversion according to the invention, of a mixture based on oxygen and carbon dioxide, with air from
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The concentration a which would be used in the second part of the normal reference conversion is, for the T-A moles of oxygen, incorporated in the metal bath during the second phase and per tonne of cast iron, of approximately:
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") (25,139 x 36 m- - 12 calories.
(T-A) (25 + 139 x + 36 m / 2 + x - 12 / a) calories.
In this expression, x denotes, for m moles of carbon dioxide (and possibly water) associated, in the mixture, with a mole of free oxygen, the number of these moles of carbon dioxide (and possibly water) which are dissociated on contact with the bath.
The value of the report depends on many factors and may vary during the conversion. The mean value, for a whole conversion, of the dissociation coefficient x can be determined experimentally. For this purpose, an arbitrary value X is chosen for x (preferably greater than the real probable value, x, corresponding to the working conditions envisaged). This value X is introduced into the expression by the method indicated below and giving the heat of heating per mole and one deduces therefrom, / having regard to this particular value X of the coefficient of dissociation, the value of the corrections to add to the constitution of a normal charge for conversion to air, in order to achieve the correct conversion by mixed blowing of the charge thus modified.
The conversion is then carried out exactly under the conditions for which it is desired to know the real mean value le of the dissociation coefficient. When the metal bath reaches the desired composition, the blowing is stopped and the temperature of the bath is measured. If we call t the excess, in degrees centigrade, of the temperature thus measured over the optimum temperature tf to be achieved in normal conversion (t is positive if the measured temperature is greater than the desired optimum temperature and negative in the case of contrary), we find for the considered working conditions, the real mean value x of the dissociation coefficient / in
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solving the equation:
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The condition to be satisfied so that, in the mixed blowing process according to the invention, with the same final composition of the bath, the latter reaches a temperature at least equal to that carried out in the normal reference conversion, is that
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In order for the value TA deduced from this relation to be acceptable, it is necessary, moreover, that, in the case of an acid Bessemer conversion, it satisfies the condition TA # A / 3 and, preferably, TA # A / 2 and, in the case of a basic Bessemer conversion, it meets the condition TA 3 A / 7 and, preferably, TA 4 A / 5. In the two previous applications, it has already been indicated that these conditions are necessary to obtain substantial denitriding of the bath.
From all of these relations, we can deduce the values to be given to the parameters b, s, p, f, r, k and t, in order to achieve, without fail, the optimum casting temperature at the moment when the desired final composition for the bath is reached and this without the blowing nozzles being destroyed quickly and without having to modify m during blowing.
An advantageous variant of the process according to the invention consists in the production of steel from cast irons richer in silicon than the cast irons normally used in basic Bessemer conversions.
It is known that in Thomas (Bessemer basic) steelworks it is good practice to use cast irons with as low a silicon content as possible and preferably at most 0.4%. If the smelts coming from the blast furnace have a higher silicon content, it has become common practice to lower, before conversion, the silicon content of the pig iron by
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a preliminary treatment such as the treatment of cast iron by an oxidizing addition (for example, desulfurization treatment with a sodium hydroxide compound) or by a short blowing with air or oxygen, before pouring into the mixer which supplies power to the converter.
According to the invention, in the case of a conversion during the second phase of which an O2 + m CO2 mixture, of index m # 1, is blown in, instead of reducing the silicon content of the cast iron, it is fixed at a value greater than that commonly adopted for normal conversion to atmospheric air, the value adopted being at least equal to 0.5%.
In this variant, the ratio m is between 1 and 2 and is preferably close to 1.2.
It is understood that the minimum silicon content of 0.5% of the weight of cast iron contained in the charge applies not only to the silicon that the cast iron initially contains when coming from the blast furnace or the mixer, but also to the silicon. added at any stage of the operation, either before or after charging.
The nitrogen content of the metal bath at the end of the conversion depends in particular on the precise moment when one passes from blowing with air, enriched or not, to blowing with the oxy-carbon mixture poor in nitrogen.
If we want to obtain a nitrogen content of at most 0.005%, it is necessary to pass to the oxycarbonic blowing before the carbon content of the bath has fallen to 1%.
If we want to obtain a nitrogen content at most equal to 0.004%; it is necessary to pass to the oxycarbonic blowing before the carbon content of the bath has fallen to 2%. If it is desired to obtain a final nitrogen content of less than 0.003%, the nitrogen content of the oxycarbonic mixture must not exceed 3% of the carbon dioxide content, at least at least at least 3%. end of the conversion operation. In particular,
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in the case of phosphorous melt, this mixture must then be used at least during the entire dephosphorization phase.
This prevents the nitrogen content of the bath which would have been brought to a low value during the blowing by means of the oxycarbonic mixture while the bath still contained a sufficiently high proportion of carbon from being able to rise to a higher value after the decarburization phase. .
When the conversion operation is completed by means of an oxycarbonic mixture of which the nitrogen content is very low, for example, at most equal to 3% of the carbon dioxide content, it is not essential to use an oxy-carbonic mixture which is also poor in nitrogen during the first part of the second phase of the conversion process according to the invention, to finally obtain a steel with a nitrogen content of less than 0.003%. It is possible, for example, to use during the period of active decarburization of the bath, that is to say that during which the carbon content is still at least 0.3%, an oxycarbonic mixture whose nitrogen content can be up to 10% of the carbon dioxide content.
It should be noted that in this case, the reduction of the nitrogen content of the oxycarbonic mixture at the end of the conversion is obtained by substituting one mixture for another, which is achieved by opening a valve allowing the mixture with the lowest nitrogen content to pass; and closing the valve which allowed the mixture with less nitrogen to pass through, used during the first part of the carbon dioxide blowing. This way of operating therefore has nothing in common with the variation of the oxygen content of the oxycarbonic mixture during the oxycarbonic blowing by variation of the section of the orifice allowing the oxygen to pass or that allowing the carbon dioxide to pass. , variation that the applicant had previously believed to be able to control the current conversion.