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PROCEDE DE REGLAGE DE LA COMPOSITION D'ON METAL LIQUIDE TEL
QUE L'ACIER, ET INSTALLATION POUR SA MISE EN OE~VRE
L'invention concerne l'élaboration de l'acier liquide.
Elle s'applique particulièrement à l'élaboration d'aciers de
haute pureté, à teneurs extrêmement faibles en carbone, voire
également en azote et en oxygène.
L'utilisation lors de l'élaboration de l'acier liquide
de réacteurs sous vide du type appelé "RH" est aujourd'hui
courante. On rappelle que ces réacteurs se composent .
- d'une cuve de grande hauteur et de forme
grossièrement cylindrique, revêtue intérieurement de
réfractaires, et dont la partie supérieure est connectée à
une installation d'aspiration des gaz capable de maintenir
_15 dans cette cuve une pression réduite qui peut descendre
jusqu'à moins de 1 torr lorsque le réacteur est en
fonctionnement ;
- de deux tubes ou plongeurs, de section cylindrique ou
ovale, revêtus intérieurement et extérieurement de
réfractaires, dont l'une des extrémités débouche dans le fond
de la cuve ; l'un de ces plongeurs est muni d'un dispositif
permettant d'y insuffler un gaz, habituellement de l'argon.
Ces installations sont utilisées comme suit. La poche
contenant le métal liquide à traiter est amenée sous le RH,
et les extrémités inférieures des plongeurs y sont immergées.
Après quoi, la cuve est mise sous vide, ce qui provoque
l'aspiration d'une certaine quantité de métal en son
intérieur. Enfin, l'insufflation de gaz dans le plongeur
équipé à cet effet débute. La fonction de cette insufflation
est d'entrainer en direction de la cuve le métal qui se
trouve dans ce plongeur, appelé pour cette raison "plongeur
ascendant". Le métal transitant par la cuve redescend ensuite
dans la poche en empruntant l'autre plongeur, dit "plongeur
descendant". On obtient ainsi une circulation continue de
métal entre la poche et la cuve. Pendant toute la durée du
traitement (soit généralement une dizaine à une trentaine de
minutes), une même gouttelette de métal effectue donc
plusieurs séjours à l'intérieur de la cuve. Leur durée
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moyenne est fonction du débit de circulation du métal dans
les plongeurs et du rapport entre les capacités respectives
de la poche et de la cuve. Le passage du métal liquide dans
la cuve maintenue sous vide permet principalement de diminuer
ses teneurs en hydrogène et, dans une moindre mesure, en
azote dissous. Les autres opérations métallurgiques
susceptibles de se produire dans la cuve sont .
- une décarburation partielle, par combinaison du
carbone avec de l'oxygène déjà dissous dans le métal ou y
étant insufflé à cet effet par une lance ou des tuyères
insérées dans la paroi de la cuve ;
- une addition d'éléments d'alliages qui est ainsi
effectuée à l'abri de l'air et du laitier de poche, donc avec
un rendement optimal ;
- un réchauffage du métal par aluminothermie . on lui
ajoute de l'aluminium, puis on y insuffle de l'oxygène, et
l'oxydation de l'aluminium qui en résulte provoque ce
réchauffage.
Parallèlement, la circulation du métal entre la poche
et la cuve provoque une agitation douce du métal en poche,
favorable à une bonne décantation des inclusions non
métalliques.
Les dernières années ont vu s'accroitre la demande des
industries consommatrices d'acier en produits sidérurgiques à
teneur extrémement basse en carbone (moins de 50 ppm), en
particulier pour les tôles laminées à froid à hautes
ductilité et résistance à la traction, pour les aciers pour
emboutissage profond, pour les aciers inoxydables ferritiques
au chrome-molybdène, etc. Le RH est vite apparu comme le
réacteur de métallurgie en poche le mieux adapté à
l'obtention de tels aciers dans des conditions industrielles.
En effet, la cinétique de décarburation y est favorablement
influencée par l'insufflation massive de gaz qui est
effectuée dans le plongeur ascendant, voire également à
l'intérieur de la cuve. Ainsi, pour une poche contenant 300 t
d'acier liquide, une cuve de RH en contenant 15 t, et un
débit de circulation de 240 t/min, un temps de traitement de
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minutes peut suffire à abaisser la teneur en carbone dans
l'acier de 300 ppm à 20 ppm.
L'accroissement de la demande en aciers d'une pureté de
plus en plus poussée rendra probablement, dans un très proche
5 avenir, nécessaire de pouvoir obtenir couramment des teneurs
en carbone encore plus basses (5 à 10 ppm) avec une
w productivité au moins équivalente à celle des installations
actuelles (environ 10 t/min dans les grandes usines
intégrées). Or, dans les RH classiques, on constate un net
10 ralentissement de la cinétique de décarburation lorsque la
teneur en carbone moyenne de l'acier liquide devient
inférieure à 30 ppm. Une accélération sensible de cette
cinétique permettrait d'obtenir les performances
métallurgiques souhaitées dans un temps toujours compatible
avec une marche optimale des autres ateliers de l'aciérie.
Mais elle ne serait concevable qu'en augmentant
considérablement la vitesse de circulation du métal et la
quantité de gaz insufflée. I1 en résulterait une usure
exagérément accélérée des réfractaires, donc des arrêts plus
fréquents et un fonctionnement moins fiable de
l'installation. En définitive, l'obtention en marche
industrielle de teneurs en carbone sensiblement inférieures à
10 ppm dans des conditions techniques et économiques
satisfaisantes ne parait pas à la portée d'un RH de
conception traditionnelle.
L'obtention d'une teneur en carbone aussi basse que
possible dans l'acier liquide est d'autant plus importante
que, dans la suite des opérations d'élaboration et de coulée,
l'acier aura de multiples occasions de se recarburer, par
exemple, au contact des réfractaires et des poudres de
couverture du répartiteur et de la lingotière.
Le but de l'invention est de proposer un nouveau type
de réacteur métallurgique, qui donne accès aux teneurs en
carbone dans l'acier liquide de l'ordre de 10 ppm et moins
dans des conditions de productivité satisfaisantes. Ce
réacteur devrait aussi pouvoir être utilisé pour produire des
aciers moins profondément décarburés mais â très faible
teneur en inclusions oxydées.
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L'invention a pour objet un procédé de réglage de la
composition d'un métal liquide, caractérisé en ce que, à
partir d'un récipient de départ, on aspire ledit métal
liquide à l'intérieur d'un réacteur que l'on met sous
pression réduite par rapport audit premier récipient, on fait
s'écouler ledit métal à l'intérieur dudit réacteur selon un
régime proche d'un écoulement piston et on lui fait subir un
traitement métallurgique, et en ce que, après son cheminement
dans ledit réacteur, on rejette ledit métal dans un récipient
d'arrivée par rapport auquel on met ledit réacteur également
sous pression réduite.
De préférence, on alimente ledit récipient de départ en
métal de manière continue, et on fait s'écouler ledit mëtal
dudit récipient d'arrivée également de maniëre continue.
Dans un exemple de mise en oeuvre du procédé, le métal
liquide est de l'acier, le traitement métallurgique comporte
une décarburation, une dénitruration ou une désoxydation par
le carbone sous vide, et le récipient d'arrivée est un
répartiteur de coulée continue.
L' invention a également pour objet une installation de
réglage de la composition d'un métal liquide, tel que de
l'acier, caractérisée en ce qu'elle comporte un récipient de
départ contenant ledit métal liquide, un réacteur, et un
récipient d'arrivée, ledit réacteur comportant une cuve
pourvue de moyens permettant le maintien de son intérieur à
une pression réduite par rapport à celles régnant dans ledit
récipient de départ et ledit récipient d'arrivée, d'un
premier plongeur dit plongeur ascendant dont une extrémité
trempe dans le métal liquide contenu dans ledit récipient de
départ et dont l'autre extrémitê est connectée au fond de
ladite cuve, d'un deuxième plongeur dit plongeur descendant
dont une extrémité trempe dans le métal liquide contenu dans
ledit récipient d'arrivée et dont l'autre extrémité est
connectée au fond de ladite cuve, et des moyens pour assurer
une circulation continue dudit métal liquide entre ledit
récipient de départ et ledit récipient d'arrivée à travers
lesdits plongeurs et ladite cuve du réacteur, et en ce que
ladite cuve est conformée de manière à imposer audit métal
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c~
liquide un écoulement proche d'un écoulement de type piston
sur son parcours entre lesdits plongeurs.
Cette installation peut, selon l'invention, être
insérée dans une installation de réglage de la composition de
l'acier liquide comportant .
- un engin d'élaboration primaire de l'acier liquide ;
w - des moyens pour déverser de manière continue ledit
acier liquide issu de l'engin d'élaboration primaire dans un
premier récipient pourvu de moyens d'introduction de
désoxydants dans le métal liquide et de moyens de brassage ;
- un réacteur de décarburation grossière du métal
liquide comportant une cuve pourvue de moyens pour sa mise
sous pression réduite, d'un premier plongeur trempant dans le
métal liquide contenu dans ledit premier récipient et d'un
deuxième plongeur trempant dans un récipient intermédiaire,
ladite cuve comportant également des moyens d'insufflation
d'oxygène dans ledit métal liquide ;
- des moyens pour assurer une circulation continue
dudit métal liquide entre ledit premier récipient et ledit
récipient intermédiaire ;
- au moins une installation de réglage de la
composition de l'acier liquide du type que l'on vient de
décrire pour laquelle ledit récipient intermédiaire constitue
ledit récipient de départ.
Comme on l'aura compris, le nouveau réacteur proposé
présente des points communs avec le RH, à savoir la présence
d'une cuve mise sous vide et de deux plongeurs, par lesquels
le métal pénètre dans la cuve et en repart. Mais le principe
de circulation continue du métal liquide entre la poche et le
réacteur est abandonné . le métal sortant du réacteur se
déverse ici dans un autre récipient que son récipient de
départ et ne reviendra plus dans ce même réacteur. De plus,
alors que le Rii se comportait comme un réacteur parfaitement
brassé, l'acier liquide, dans le réacteur selon l'invention,
doit avoir un écoulement proche d'un écoulement piston. Au
besoin comme on le verra, ce pseudo-écoulement piston est
obtenu gràce à une fragmentation du réacteur en une
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a'~ ~ 7~/ b~
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multiplicitê de cellules parfaitement brassées entre
lesquelles les échanges de matière sont réduits au minimum.
Enfin, ce réacteur peut avantageusement être inséré
dans une chafne d'élaboration en continu ou serai-continu de
l'acier liquide.
L'invention sera mieux comprise à la lecture de la
Description qui suit, donnée en référence aux figures
annexées suivantes .
- la figure 1 qui schématise, vu en coupe
longitudinale, un exemple de réacteur métallurgique selon
l'invention ;
- la figure 2 qui schématise l'ensemble d'un exemple de
chaine d'élaboration et de coulée d'un acier à ultra-basse
teneur en carbone, dans laquelle est inséré un réacteur selon
l'invention.
I1 est apparu aux inventeurs que l'une des raisons pour
lesquelles une décarburation très poussée n'était pas
accessible suffisamment rapidement dans un RH est qu'en fait,
une portion élémentaire de métal liquide donnée n'y est
exposée au vide que durant un temps moyen relativement bref.
Si on reprend l'exemple, donné plus haut, d'un RH d'une
capacité de 15 t de métal liquide couplé à une poche de 300 t
avec une circulation de 240 t/min, le temps de séjour moyen
d'une portion du métal dans la cuve du RH n'est que de 30
secondes pour 10 minutes de traitement. Sur ces 30 secondes
la plus grande partie est consommée par les premiers stades
de la décarburation, qui permettent de passer relativement
facilement d'une teneur de 200-400 ppm à 30 ppm. I1 n'y a
ensuite plus suffisamment de temps disponible pour parachever
la décarburation, jusqu'à des niveaux de 10 ppm et moins,
d'une manière compatible avec la productivité des autres
ateliers de l'aciérie (convertisseur ou four électrique, et
coulée continue).
D'autre part, le principe de la recirculation continue
du métal entre la poche et la cuve fait que la cuve est
constamment alimentée en métal moins décarburé que ne l'est
le métal en cours de décarburation qui s'y trouve déjà. Comme
la cuve se comporte comme un réacteur parfaitement brassé, on
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peut définir à tout instant une teneur moyenne en carbone CV
du métal dans la cuve, de même qu'une teneur moyenne en
carbone CL du métal dans la poche. Comme en permanence CL est
supérieure à CV, on comprend que la décroissance de CV est
ralentie par l'apport de métal moins décarburé, de teneur en
carbone CL. Cela est bien traduit par les modèles
mathématiques de la décarburation qui font intervenir le
C
rapport CL dans l'expression du coefficient cinétique de la
réaction. Pour obtenir une décarburation rapide, le rapport
C
CL doit être aussi proche que possible de 1. I1 est de
l'ordre de 0,6 en moyenne dans les RH classiques, et varie en
fonction du stade d'avancement de la décarburation et du
débit de recirculation du métal.
C
Cette condition CL - 1 est idéalement réalisée si on
met simultanément sous vide l'ensemble du métal à traiter ;
cela correspond au cas d'une installation de vide en poche
classique. Mais si on utilise ce type d'installation, on se
prive d'un des avantages fondamentaux du RH, à savoir la
possibilité d'accélérer la cinétique de décarburation en
faisant passer dans le métal des quantités considérables de
gaz rapportées à la masse de métal en jeu. Faire passer ces
quantités de gaz dans une simple poche mise sous vide
provoquerait des projections de métal excessives qui
détérioreraient très rapidement l'installation. Un autre
avantage du RH est d'exposer au vide une grande surface de
métal par rapport au volume que renferme la cuve, et cet
avantage n'existe plus si on utilise une poche sous vide. De
fait, industriellement, les poches simples ou les fours-
poches sous vide ne sont que rarement utilisês pour
l' obtention de teneurs en carbone inférieures à 40 ppm, car
globalement la décarburation y est insuffisamment rapide.
Une autre façon de s'approcher de la condition idéale
CV
- C - 1 serait d'augmenter le débit de recirculation du métal
L
entre la poche et la cuve, en jouant sur la géométrie des
plongeurs et le débit de gaz insufflé dans le plongeur
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_ ~J~r ~lI ~~ s _
ascendant. Mais l'usure des réfractaires s'en trouverait
considérablement accélérée.
La figure 1 représente schématiquement le principe d'un
réacteur élémentaire selon l'invention, et un exemple de son
insertion dans une installation pour la production d'acier en
continu. Cette installation comprend un chenal 1 d'amenée de
l'acier liquide 2 qui s'écoule en continu avec un débit
maftrisable à partir d'un récipient métallurgique non
représenté, tel qu'une poche d'aciérie ou un engin
d'élaboration primaire du métal analogue à un convertisseur
ou un four électrique. Cet engin d'élaboration primaire
travaille lui aussi en continu. Ce chenal 1 est connecté à un
couvercle 3 qui coiffe un récipient intermédiaire 4 exposé à
la pression atmosphérique, dans lequel s'écoule l'acier
liquide 2. Optimalement, des injections d'un gaz neutre, tel
que l'argon, ont lieu dans le chenal 1 et sous le couvercle 3
pour protéger le métal 2 de l'air ambiant. C'est cet acier
liquide 2 que l'on souhaite débarrasser autant que possible
des gaz dissous (hydrogène, azote) qu'il contient, et
également de son carbone. A cet effet, on utilise le réacteur
métallurgique 5 selon l'invention. Comme les réacteurs
classiques du type RH, ce réacteur 5, revêtu intérieurement
de réfractaire, comporte .
- une cuve 6 destinée à renfermer à un instant donné
une certaine quantité d'acier liquide 2 en circulation ;
comme les cuves des Rü, cette cuve 6 doit être suffisamment
haute pour que sa partie supérieure ne risque pas d'être trop
endommagée par des projections de métal liquide ;
- une installation 7 d'aspiration des gaz destinée à
établir une pression réduite dans la cuve 6 ;
- un plongeur ascendant 8 traversant le couvercle 3 et
trempant dans le récipient intermédiaire 4 ; il peut être
équipé de moyens 9 d' inj ection d' un gaz tel que de l' argon,
destinés à provoquer ou assisster la circulation du métal
liquide 2 dans la cuve 6 ;
- un plongeur descendant 10 par lequel le métal liquide
sort de la cuve 6.
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__ ~ ,l ~~~~~~'I
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A la différence des RH, ce plongeur descendant l0 ne
débouche pas dans le même récipient que le plongeur ascendant
8, mais dans un récipient d'arrivée 11 qui, dans l'exemple
représenté, est un répartiteur de coulée continue. Comme il
se doit, ce répartiteur 11 est équipé d'au moins une busette
de sortie 12 grâce à laquelle le métal liquide 2 s'écoule en
continu, avec un débit maitrisable par une quenouille ou un
tiroir non représentés, dans au moins une lingotière 13 sans
fond, aux parois énergiquement refroidies par une circulation
interne d'eau. C'est dans cette lingotière 13 que s'amorce la
solidification d'une croûte 14 d'acier qui donne naissance à
un produit sidérurgique 15, brame, bloom ou billette selon le
format de la lingotière 13.
Les cuves des RH ont une forme sensiblement
cylindrique, d'un diamètre intérieur de quelques mètres au
plus. Cette configuration donne au RH les propriétés d'un
réacteur parfaitement brassé. Au contraire, selon
l'invention, la cuve 6 doit conférer au réacteur 5 des
propriétés aussi proches que possible de celles d'un réacteur
à écoulement piston, où l'acier qui a subi un dégazage et/ou
une décarburation jusqu'à des niveaux donnés ne peut ensuite
se trouver mélangé à un acier moins purifié. A cet effet, une
solution consiste à donner à l'intérieur de la cuve 6 la
forme d'un couloir, c'est-à-dire d'un chenal de section
rectangulaire ou approximativement rectangulaire, long et
étroit, aux extrémités duquel sont connectés les plongeurs 8,
l0. Le rapport entre la distance séparant les plongeurs 8, 10
et la largeur du chenal est au moins égal à 6. On peut donner
à la cuve 6, par exemple, une largeur de 1 m à 1,50 m et une
longueur séparant les plongeurs 8, l0 de 8 â 10 m.
L'efficacité de la décarburation et du dégazage est largement
fonction du rapport entre la surface de métal liquide 2
offerte au vide et le volume de ce même métal liquide 2
présent dans la cuve 5. Ce rapport doit être le plus élevé
possible, ce qui implique que, pour un volume de métal donné,
la profondeur "e" du métal présent dans la cuve 5 ne doit pas
être trop importante (0,40 à 0,80 m par exemple). Cette
profondeur est gouvernée par la géométrie de l'ensemble de
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lo
l'installation, (en particulier les dénivellations entre la
cuve 6, et le récipient intermédiaire 4 et le répartiteur 11)
et aussi par la différence de pression ~P entre l'intérieur
de la cuve 6 et l'atmosphère à laquelle sont exposées les
surfaces 16 et 17 de l'acier liquide 2, respectivement dans
le récipient intermédiaire 4 et dans le répartiteur 11. Si on
appelle Oh la différence moyenne de niveau entre la surface
de l' acier liquide 2 dans le cuve 6 du réacteur et lesdites
surfaces 16, 17 exposées à l'atmosphère, on a la relation
Oh = ~P
P~g
où p est la masse volumique de l'acier liquide (environ
7000 kg/m3) et g l'accélération de la pesanteur (9,8 m/s2),
soit .
~h (en m) ~ 1,46.10-5 ~P (en Pa)
Si on appelle P la pression absolue dans la cuve 6, et
si on suppose que le récipient intermédiaire 4 et le
répartiteur 11 sont exposés à une pression de 1 atm (soit
101 325 Pa), on a donc .
~h ~ 1,46-10-5 (101325 - P)
Ainsi, si P est de 50 torrs, 0h ~ 1,40 m
et si P est de 1 torr, Oh ~ 1,50 m.
La profondeur e du métal liquide 2 dans la cuve 5 est
donc relativement peu dépendante, dans les domaines usuels de
pression, du niveau de vide obtenu dans la cuve 5.
Comme on l'a dit, la circulation du métal entre les
récipients 4, 11 à travers le réacteur 5 est gouvernée en
partie par l'injection de gaz dans le plongeur ascendant 8 si
elle y est pratiquée. Mais dans tous les cas, l'existence de
cette circulation et le débit de métal qu'elle met en jeu
dépendent de la dénivellation entre la surface 16 du métal
liquide 2 dans le récipient intermédiaire 4 et la surface 17
du métal liquide 2 dans le répartiteur 11. Cette
dénivellation est liée notamment à la différence entre le
débit d'alimentation du récipient intermédiaire 4 et le débit
de métal 2 sortant du répartiteur 11.
La forme en couloir pour la cuve 6 du réacteur 5 est la
plus adaptée à l'établissement d'un écoulement de type piston
pour le métal liquide 2. Cependant l'arrivée du métal en
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provenance du plongeur ascendant 8 et les dégagements gazeux
dus à l'argon éventuellement injecté dans ce plongeur 8 et la
décarburation du métal (au moins dans la zone amont de la
cuve 6 où cette décarburation est la plus intense) provoquent
une forte agitation qui peut dégrader notablement et d'une
manière non maftrisable les conditions de cet écoulement.
C'est pourquoi il est conseillé de réaliser un écoulement se
rapprochant d'un écoulement piston en divisant la cuve 6 du
réacteur 5 en une suite de cellules parfaitement brassées et
entre lesquelles les échanges de métal liquide 2 sont aussi
limités que possible. A cet effet, on peut implanter dans le
fond 18 de la cuve 6 des dispositifs 19-23 d' injection d'un
fluide tel que de l'argon, par exemple des éléments
perméables ou des tuyères, semblables à ceux utilisés sur les
convertisseurs, fours électriques et poches d'aciérie. Ces
dispositifs d'injection 19-23 assurent dans leurs zones
d'implantation respectives un brassage intense du métal
liquide 2. Si les dispositifs d'injection 19-23 sont assez
éloignés les uns des autres, on peut considérer que ces zones
d'influence sont suffisamment distinctes pour que les
communications entre elles s'effectuent sans rétrodiffusion
de métal liquide 2 de l'une à l'autre. On réaliserait ainsi à
l'intérieur de chaque cellule l'obtention d'une concentration
en carbone homogène et constante dans le temps (dans la
mesure où les autres conditions opératoires seraient
constantes), ce qui correspond aux conditions idéales pour la
décarburation prévues par les modèles mathématiques. De plus
ces injections d'argon accélèrent considérablement la
cinétique de décarburation.
Optimalement, on peut, comme représenté sur la figure
1, prévoir une séparation physique des différentes cellules
en implantant des barrages 24-28 dans la cuve 6. Ces barrages
24-28 sont disposés transversalement à l'orientation générale
de la cuve 6 et délimitent des cellules 29-34, chacune
équipée d'un dispositif d'injection de fluide 19-23 (sauf
éventuellement la première cellule 29, si on pratique une
injection de fluide dans le plongeur ascendant 8 ; c'est
alors cette injection qui provoque l'agitation du métal dans
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cette première cellule 29). Le premier barrage 24, c'est-à-
dire celui qui sépare la première cellule 29 de la deuxième
cellule 30, de préférence, part du fond 18 de la cuve 6 et a
une hauteur telle que sa partie supérieure ménage un seuil 35
que le métal liquide 2 peut franchir lors de sa progression
dans la cuve 6. Cette configuration contribue à une bonne
maftrise du débit du métal 2 en circulation. Des ouvertures
36-39 sont ménagées dans les autres barrages 25-28 pour
permettre une communication minimale des cellules 30-34 entre
elles assurant la progression du métal liquide 2 dans la cuve
6. Ces ouvertures 36-39 sont de préférence placées dans les
parties inférieures des barrages 25-28 pour autoriser la
vidange complète de la cuve 6. De cette façon, les zones
d'influence respectives des dispositifs d'injection de fluide
19-23 sont bien délimitées, et on peut prévoir un grand
nombre de tels dispositifs sans augmenter le risque
d'échanges excessifs de métal entre deux cellules voisines.
On se rapproche ainsi davantage des conditions d'un
écoulement piston idéal qu'en l'absence de tels barrages.
On peut aussi envisager que des moyens d'agitation du
métal 2 par des champs électromagnétiques mobiles
convenablement orientés se substituent ou, éventuellement,
s'ajoutent aux dispositifs d'injection de gaz. Cela constitue
ainsi une autre possibilité de maftriser les écoulements du
métal 2 qui pourrait même permettre de se passer des barrages
24-28 pour réaliser une délimitation satisfaisante des
cellules 29-34.
Par ailleurs, le réacteur 5 est pourvu de tous les
êquipements (non représentés) que l'on peut rencontrer
habituellement sur les RH, à savoir . une ou des caméras de
télévision permettant aux opérateurs d'observer la surface du
métal liquide 2 dans la cuve, un ou des dispositifs de
prélèvement d'échantillons de métal (on a avantage à en
prévoir plusieurs échelonnés le long de la cuve 5 pour suivre
l'évolution de la composition du métal lors du traitement
sous vide), un ou plusieurs dispositifs d'introduction
d'éléments d'alliage, un ou des dispositifs d'insufflation
d'oxygène, une ou des résistances en graphite réalisant un
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préchauffage des réfractaires de la cuve 6. I1 est avantageux
d'installer un dispositif d'insufflation d'oxygène (lance ou
tuyère) au moins dans la première cellule 29. On peut ainsi,
lorsque c'est nécessaire, augmenter la teneur initiale du
métal liquide 2 en oxygène dissous et éliminer les éventuels
éléments désoxydants (A1, Si) présents dans le métal qui
empêcheraient la décarburation. I1 peut aussi être avantageux
d'en installer dans la dernière cellule 34, si cette cellule
est aussi équipée de moyens d'introduction d'aluminium dans
le métal liquide 2 . il est alors possible de réaliser un
réchauffage final du métal par aluminothermie. Cela sous-
entend toutefois que l'on puisse se contenter de la teneur en
carbone obtenue juste avant l'entrée du métal liquide 2 dans
la dernière cellule 34. En effet, l'introduction d'aluminium
implique la captation sous forme d'alumine de l'oxygène
dissous, et donc l'arrêt définitif de la réaction de
décarburation. Cela implique aussi que l'on se donne la
possibilité, dans la suite de l'élaboration, d'enlever
l'alumine ainsi formée au sein du métal 2.
En variante, le fluide injecté dans le fond 18 de la
cuve 6 par au moins certains des dispositifs 19-23 peut être
non de l'argon, mais un gaz susceptible, dans un premier
temps,de se dissoudre partiellement dans l'acier liquide, et
dont le départ sous l'effet du vide tend à favoriser la
décarburation. Ce gaz peut être de l'azote et, surtout, de
l'hydrogène. Ce faisant, bien sûr, on accepte que la teneur
du métal en ce gaz dans la plus grande partie de la cuve soit
plus élevée qu'avec la pratique habituelle d'insufflation
d'argon. Mais comme l'hydrogène est un gaz relativement
facile à enlever de l'acier liquide, il est suffisant
d'injecter à sa place de l'argon dans la ou les toutes
dernières cellules pour retrouver les niveaux d'hydrogène
dans le métal 2 habituellement rencontrés en sortie d'un
réacteur sous vide. En ce qui concerne l'azote, son départ du
métal liquide est plus lent et risque de ne pas être total .
il vaut mieux ne pas l'utiliser comme gaz de brassage si des
très basses teneurs en azote sont recherchées conjointement
aux très basses teneurs en carbone.
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On peut également utiliser ce réacteur 5 non comme un
réacteur de décarburation poussée, mais comme un réacteur de
désoxydation sous vide. A cet effet, une fois que la teneur
en carbone a atteint un niveau jugé suffisamment bas (par
exemple 80 ppm), on ajoute du carbone au bain sous forme
solide ou gazeuse (par exemple sous forme de CH4) en un ou
plusieurs endroits de la cuve 6, pour qu'il se combine à
l'oxygène dissous et diminue sa concentration. L'avantage
d'un tel mode de désoxydation est qu'il permet d'économiser
une grande partie de l'aluminium habituellement utilisé pour
désoxyder le bain, et, par là même, d'éviter la formation
massive d'inclusions d'alumine qu'il faudrait ensuite
éliminer avant la coulée du métal. On peut ainsi couler un
acier à haute propreté inclusionnaire, ce qui se traduit par
une très faible teneur en oxygène sur le produit final. Cette
méthode peut aussi être appliquée à l'élaboration d'aciers
inoxydables pour lesquels la désoxydation par le carbone peut
être un préalable à l'addition massive de chrome.
Un autre avantage de l'installation selon l'invention
est que le débit de métal qui la traverse est très modéré par
rapport à celui qui circule dans un RH (l0 t/min contre 240
t/min). Les réfractaires s'usent donc sensiblement moins
vite, en particulier au niveau des plongeurs.
Au lieu d'insérer ce réacteur 5 dans une chaine
d'êlaboration en continu du métal liquide 2, on peut
également l'utiliser simplement de manière à transvaser ledit
métal d'un récipient contenant au départ une certaine
quantité d'acier liquide (et n'en recevant plus par la suite)
dans un autre récipient, poche ou répartiteur, initialement
vide. A cet effet, il faut cependant s' arranger pour que la
surface du métal dans le récipient d'arrivée se trouve en
permanence à une altitude inférieure à celle de la surface du
métal dans le récipient de départ. Cela peut obliger à
déplacer ces appareils les uns par rapport aux autres en
cours d'opération d'une manière assez complexe, et imposer
aux récipients de dêpart et d'arrivée d'être peu profonds,
afin que leurs déplacements n'aient pas une trop grande
amplitude.
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~~~~~~ PCT/FR94/01161
IS
Si la teneur initiale en carbone de l'acier liquide
n'est pas très élevée à l'entrée du réacteur 5 (par exemple
de l'ordre de 80 ppm), un réacteur unique de dimensions
raisonnables permet d'abaisser cette teneur à des niveaux de
l'ordre de 5 ppm, comme on le verra dans l'exemple décrit
plus loin. Si la teneur initiale en carbone est de quelques
centaines de ppm, on peut adjoindre au réacteur 5 un réacteur
supplémentaire situé en amont de lui dans la chafne
d'élaboration en continu, et qui aurait pour fonction
d'amener la teneur en carbone au niveau requis à l'entrée du
réacteur 5 (80 ppm dans notre exemple). Comme le passage,
lors d'un traitement sous vide, d'une teneur en carbone de
200-800 ppm à une teneur de 80 ppm est très rapide pour peu
que la décarburation soit assistée par une forte injection de
gaz, un réacteur ne comportant qu'une seule cellule
parfaitement brassée (et donc beaucoup plus court que le
réacteur 5) suffirait à cet usage. Un réacteur qui aurait la
configuration d'un RH classique mais dont les plongeurs
tremperaient chacun dans un récipient différent conviendrait
tout à fait.
On va à présent décrire un exemple de chafne
d'élaboration et de coulée en continu d'un acier à ultra
basse teneur en carbone, voire en d'autres éléments tels que
le soufre, l'azote et l'oxygène. Cet exemple est représenté
sur la figure 2 .
Cette chafne d'élaboration comporte tout d'abord un
engin d'élaboration primaire 40. Sa fonction est de produire,
de manière continue ou discontinue, un acier liquide dont la
composition doit être ajustée dans la suite des opérations.
Cet engin 40 peut, comme représenté sur la figure 2, être un
convertisseur de type LD classique, c'est-à-dire dans lequel
la fonte liquide qui y est introduite est transformée en
acier liquide par décarburation. Cette décarburatio-; est
obtenue par insufflation d'oxygène au moyen d'une lance
émergée 42. Mais bien entendu, tout autre engin d'élaboration
primaire connu peut convenir, par exemple un convertisseur de
type LWS à soufflage d'oxygène par le fond, un convertisseur
à soufflage mixte, ou un four électrique produisant l'acier
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liquide à partir de ferrailles. Périodiquement, cet engin
d'élaboration primaire 40 alimente en acier liquide 2 une
poche d'aciérie 43 de grande taille qui joue un rôle de
récipient-tampon. Le contenu de cette poche 43 se déverse de
manière continue dans un premier récipient 44. Le débit
d'alimentation de ce premier récipient 44 est contrôlé par
une fermeture à tiroir (non représentée) d'un type connu en
soi (ou son équivalent fonctionnel) implantée sur la poche
43. L'acier liquide 2 est introduit dans le premier récipient
44 par un tube de protection 45 en réfractaire conçu pour
limiter l'absorption d'oxygène et d'azote atmosphériques par
le jet de métal liquide. En régime permanent, le débit
d'acier sortant de la poche 43 est, par exemple, d'environ 10
t/min, correspondant à la productivité moyenne de l'engin
d'élaboration 40.
Dans le premier récipient 44 peuvent avoir lieu
diverses opérations de réglage de la composition de l'acier
liquide 2, notamment l'addition d'éléments d'alliages, et
surtout une désulfuration. I1 est, en effet, conseillé de
procéder à la désulfuration de l'acier 2, lorsqu'elle est
nécessaire, avant le traitement sous vide. Une raison pour
cela est que cette opération nécessite l'apport de matériaux
tels que la chaux qui peuvent présenter une forte teneur en
humidité. Ils sont donc susceptibles d'apporter de
l'hydrogène à l'acier liquide 2. De plus la désulfuration
nécessite un intense brassage de l'acier liquide 2 qui risque
ainsi d'absorber de l'azote atmosphérique. I1 faut donc que
le dégazage de l'acier liquide 2 suive la désulfuration pour
en compenser les effets négatifs sur la teneur en gaz
dissous. De plus, le départ d'azote lors de ce dégazage est
d'autant plus facile que la teneur en soufre de l'acier
liquide 2 est plus faible.
Avantageusement, le premier récipient 44 est divisé en
deux compartiments 46, 47 par une cloison transversale 48
dont la partie inférieure est munie d'une ou plusieurs
ouvertures 49 ménageant une communication entre les deux
compartiments. Le premier compartiment 47 est celui où est
introduit l'acier liquide 2 provenant de la poche 43, et où a
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7 ~ )~~~// ~~
lieu la désulfuration. A cet effet, des moyens classiques
d'introduction de matières solides (non représentés)
permettent de maintenir en permanence dans ce premier
compartiment 47 des conditions métallurgiques favorables à la
désulfuration du métal, à savoir .
- une très faible teneur en oxygène dissous de l'acier
liquide 2 ; elle est obtenue par une addition périodique ou
continue d'aluminium qui se combine avec l'oxygène dissous
pour former de l'alumine ;
- la présence à la surface de l'acier liquide 2 d'une
couche d'un laitier 50 à forte teneur en chaux et d'une
grande fluidité, de manière à faire réagir la chaux avec le
soufre du métal qui est alors piégé dans le laitier sous
forme de CaS ; il faut maintenir en permanence une
composition satisfaisante pour ce laitier, alors qu'il se
sature progressivement en CaS au fur et à mesure de
l'opération, et qu'il s'enrichit progressivement en alumine
provenant de la désoxydation ; il est donc nécessaire
d'éliminer périodiquement une fraction de ce laitier, et
d'ajouter simultanément de la chaux (et éventuellement
d'autres constituants assurant une bonne fluidité au laitier)
pour compenser ce prëlèvement.
Le premier compartiment 46 est également équipé de
moyens de brassage de l'acier liquide 2, tels que des moyens
51 d'insufflation d'argon, permettant d'assurer l'intense
brassage entre le métal 2 et le laitier 50 nécessaire à
l'exécution de la désulfuration, et d'éliminer une grande
partie des inclusions d'alumine formées lors de
l'introduction de l'aluminium.
La teneur en soufre de l'acier liquide 2 obtenue à la
suite de ce traitement dépend également de la teneur en
soufre des matières premières à partir desquelles il a été
élaboré, de la quantité de laitier 50 surmontant l'acier
liquide 2, et du temps de séjour moyen de l'acier liquide 2
dans ce premier compartiment 46. La capacité et la géométrie
de ce premier compartiment 46 doivent donc être calculées
pour garantir à l'acier liquide 2 un temps de séjour moyen
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18
suffisamment élevé pour que la teneur en soufre atteigne le
niveau désiré.
Dans le deuxième compartiment 47 du premier récipient
44 ne pénètre donc pratiquement que de l'acier liquide 2
désulfuré et débarrassé d'une grande partie des inclusions
d'alumine formées dans le premier compartiment 46. C'est dans
ce deuxième compartiment 47 que trempe l'extrêmité inférieure
du plongeur ascendant 52 d'un réacteur de décarburation
grossière 53. Ce réacteur 53 a, dans l'exemple représenté,
une configuration assez similaire à celle d'un RH classique.
I1 comporte une cuve cylindrique 54 pourvue de deux
plongeurs, à savoir ledit plongeur ascendant 52 qui peut être
équipé d'un dispositif 55 d'injection d'argon, et un plongeur
descendant 56, dont l'extrémité inférieure trempe dans un
récipient intermédiaire 57 distinct du premier récipient 44.
La cuve 54 est équipée d'un dispositif 58 d'aspiration des
gaz permettant de maintenir une pression réduite dans le
réacteur 53, par exemple de l'ordre de 50 torrs ou moins,
sous l'effet de laquelle du métal liquide 2 est aspiré à
l'intérieur de la cuve 54. Le gaz insufflé éventuellement
dans le plongeur ascendant 55 contribue à assurer la
circulation du métal 2 entre le premier récipient 44 et le
récipient intermédiaire 57, avec un débit qui, en régime
permanent, est sensiblement égal au débit d'alimentation du
premier récipient 44. On maintient ainsi des conditions de
fonctionnement stables dans l'ensemble de l'installation si
on s'arrange pour conserver une dénivellation constante entre
les surfaces du métal dans le premier récipient 44 et le
récipient intermédiaire 57. Si on n'insuffle pas d'argon dans
le plongeur ascendant 52, il faut néanmoins en insuffler dans
la cuve 54 elle-même pour accélérer la décarburation du métal
2. La cuve 54 du réacteur 53 est équipée d'une lance 59 (ou
d'un dispositif équivalent) permettant d'insuffler de
l'oxygène dans le métal liquide, de préférence dans une zone
situé au droit du plongeur ascendant 52. L'oxygène ainsi
introduit pour une part consomme l'aluminium présent dans le
bain, et pour une autre part, se dissout dans l'acier 2 où il
peut ainsi se combiner au carbone pour effectuer la
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décarburation grossière requise. Celle-ci doit amener la
teneur en carbone du métal 2 de 200-800 ppm à, par exemple,
environ 80 ppm. La décarburation étant très rapide dans cette
gamme de teneurs, ce réacteur 53 parfaitement brassé est
suffisant pour obtenir ce résultat.
A la sortie du réacteur 53, l'acier liquide 2 a donc
une teneur en carbone déjà nettement amoindrie par rapport à
sa teneur initiale, et contient suffisamment d'oxygène
dissous pour que la décarburation puisse se poursuivre
jusqu'à une ultra-basse teneur si on le traite dans un
réacteur du type représenté sur la figure 1. Un tel
traitement constitue l'étape suivante de la chafne
d'élaboration.
A cet effet, l'acier liquide 2 est prélevé à partir du
récipient intermédiaire 57 par un réacteur de décarburation
poussée 5, identique à celui précédemment décrit et
représenté sur la figure 1. Pour cette raison, il n'est pas
utile de le décrire ici plus en détail. Le récipient
intermédiaire 57 remplit ici les fonctions du récipient
intermédiaire 4 de la f figure 1. Les autres éléments communs
aux deux installations sont désignés sur la figure 2 par les
mêmes signes de référence que sur la figure 1. On y a ajouté
des moyens 60 pour l'addition en continu à l'acier liquide 2
d'éléments d'alliage tels que de l'aluminium, du silicium, du
manganèse dans la ou les dernières cellules du réacteur de
décarburation poussée 5. A ce stade, la décarburation est
considérée comme achevée, et le métal peut être mis à nuance
définitivement après la captation par l'aluminium de
l'oxygène dissous résiduel.
De même que dans l'installation précédemment décrite et
représentée sur la figure 1, l'acier liquide 2 décarburé et
mis à la nuance pénètre dans un répartiteur de coulée
continue 11, dans lequel est immergé le plongeur descendant
10 du réacteur de décarburation poussée 5. Puis il commence à
se solidifier dans la ou les lingotières 13 pour former dans
chacune d'elles une brame, un bloom ou une billette 15. Ce
répartiteur 11 est, de préférence, équipé de tous les
perfectionnements connus qui permettent de couler des
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~ ) ¿~i~ 9 20
produits de haute qualité métallurgique, notamment du point
de vue de la propreté inclusionnaire . obstacles augmentant
le temps de séjour du métal, dispositifs de brassage par
insufflation de gaz ou par induction, couvercle capotant le
répartiteur et sous lequel on insuffle du gaz neutre... Ces
dispositifs sont particulièrement utiles ici dans la mesure
où la dernière désoxydation du métal 2 est ici effectuée
juste avant son entrée dans le répartiteur, et il faut donc
éliminer rapidement les inclusions résultant de cette
désoxydation. D'autre part, la présence dans le répartiteur
11 d'un dispositif de réchauffage du métal par induction ou
torche à plasma, comme cela est désormais bien connu, est
recommandée. En effet, les multiples transvasements subis par
le métal liquide 2 au cours de son traitement sont coûteux en
calories, surtout lorsque l'installation n'a pas encore
atteint son plein équilibre thermique. La possibilité de
réchauffer le métal 2 à divers stades de son traitement évite
donc de le couler de l'engin d'élaboration 40 à une
température trop élevée, ce qui abrégerait la durée
d'utilisation de son revêtement réfractaire. Un tel
réchauffage est également l'une des fonctions de la
combustion de l'aluminium par injection d'oxygène dans le
réacteur de décarburation grossière 53.
Avantageusement, les récipients métallurgiques 43, 44,
57 sont munis de couvercles et de moyens d'insufflation d'un
gaz neutre sous ces couvercles (non représentés) pour limiter
les contacts du métal liquide avec l'air ambiant.
A titre d'exemple, on peut imaginer le schéma
d'élaboration suivant, destiné à produire un acier à teneur
en carbone de l'ordre de 5 ppm
- élaboration dans le convertisseur 40 de capacité
300 t, au rythme de une coulée toutes les 30 minutes (soit
une productivité moyenne de 10 t/min), d'un acier de teneur
en carbone de 400 à 800 ppm environ ; coulée du métal 2 dans
la poche 43 ;
- transvasement en continu avec un débit de 10 t/min du
métal liquide 2 dans le premier compartiment 46 du premier
récipient 44 où il est désoxydé et désulfuré ;
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2~ ~ l ~'-~ ~ ~' ~
- aspiration du métal liquide 2 désoxydé et désulfuré à
partir du deuxième compartiment 47 du premier récipient 44
dans le réacteur de décarburation grossière 53, avec un débit
de 10 t/min ; dans ce réacteur 53, oxydation de la totalité
de l'aluminium et d'une partie du carbone présents dans le
métal 2 ; caractéristiques du réacteur 53 . capacité de la
cuve . 15 t de métal liquide, déterminant un temps de séjour
moyen du métal 2 de 90 sec ; pression . 50 torrs ; débit
d'argon dans le plongeur ascendant 52 ou la cuve 54 . 60 à 65
1/sec ; ces conditions conduisent à l'obtention à la sortie
du réacteur de décarburation grossière 53 d'un métal 2
contenant environ 80 ppm de carbone et 160 ppm d'oxygène
dissous, qui passe dans le récipient intermédiaire 57 ;
- aspiration du métal liquide 2 à partir du récipient
intermédiaire 57 dans le réacteur de décarburation poussée 5,
avec un débit de 10 t/min ; ce réacteur 5 a les
caractéristiques suivantes . longueur . 9 m ; largeur . 1 m ;
profondeur moyenne "e" du métal 2 . 40-45 cm ; pression de
travail . 50 torrs, voire moins ; nombre de cellules . 9, y
compris la première cellule 29 dans laquelle débouche le
plongeur ascendant 8 ; la dernière de ces cellules est
consacré à la mise à nuance et ne participe pas à la
décarburation si on y ajoute des éléments désoxydants
(aluminium, silicium, etc.) et d'autres éléments d'alliage ;
longueur de la première cellule 29 . 1,8 m ; longueur des
autres cellules . 0,9 m ; débit d'argon dans chaque cellule .
15 1/sec environ ; temps de séjour moyen du métal dans chaque
cellule . 15 sec, sauf dans la première cellule 29 où il est
de 30 sec, d' où un temps de séjour total de 150 sec dans le
réacteur ; teneur en carbone dans la première cellule . 30
ppm ; teneur en carbone dans les 8e et 9e cellules . 5 ppm ;
- introduction du métal liquide 2 décarburé, désoxydé
et mis à nuance dans le répartiteur 11 ;
- coulée du métal 2 dans les lingotières 13 pour former
des produits sidérurgiques 15.
Par rapport à un RH classique de même productivité, on
peut donc, dans cet exemple, multiplier par 8 le temps
pendant lequel une portion de métal est exposée au vide et
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peut se décarburer,, si on ajoute les temps de séjour du métal
2 dans le réacteur de décarburation grossière 53 et dans le
réacteur 5 selon l'invention.
Les ultra-basses teneurs en carbone obtenues vont
souvent de pair avec de très basses teneurs en azote (30 ppm
et moins), à condition que la teneur en azote en sortie de
l'engin d'élaboration 40 ne soit pas trop élevée, et que les
étapes suivantes (notamment les transferts d'un récipient à
l'autre et les brassages du métal) n'amènent pas de reprises
d'azote conséquentes. Au cas o>j on rechercherait un
abaissement de la teneur en azote le plus poussé possible, le
mode opératoire précédent ne serait pas optimal. En effet la
dénitruration dans les dernières cellules serait très faible
puisque le métal profondément décarburé aurait une teneur
élevée en oxygène dissous. Le balayage par le CO produit par
la décarburation y serait donc trop réduit pour pouvoir
contrebalancer l'effet négatif de l'oxygène dissous sur la
cinétique de dénitruration.
On peut alors augmenter le débit d'argon dans les
premières cellules du réacteur de décarburation poussée 5,
et/ou remplacer l'argon par de l'hydrogène pour accélérer la
cinétique de décarburation, et obtenir la teneur en carbone
visée plus tôt que dans la pratique précédente. On réalise
ensuite l'addition d'aluminium de désoxydation non dans la
toute dernière cellule, mais plus en amont. Les dernières
cellules peuvent ainsi être consacrées à la dénitruration, en
y insufflant un grand volume de gaz (argon ou hydrogène) dans
le métal désoxydé.
D'autre part, comme on l'a dit plus haut, on peut
utiliser le réacteur 5 non plus comme un réacteur de
décarburation poussée, mais comme un réacteur de désoxydation
du métal par le carbone sous vide. L'intérêt en est
l'obtention d'un métal final à très faible teneur en oxygëne
inclusionnaire, puisqu'une quantité minimale d'aluminium est
nécessaire pour la désoxydation finale du métal liquide. A
cet effet, dans le schéma d'élaboration précédent, on peut se
contenter de la teneur en carbone de 80 ppm (par exemple)
obtenue grâce au réacteur de décarburation grossière 53. Dans
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le réacteur 5 selon l'invention, on remplace les diverses
injections d'argon par des injections d'un hydrocarbure
liquide ou gazeux tel que du méthane CH4~ qui se décompose
par craquage en carbone et hydrogène. Le carbone se combine à
l'oxygène dissous dans le métal 2 pour former du CO, dont la
cinétique de formation est accélérée par l'hydrogène. On peut
éventuellement moduler dans chaque cellule la quantité
d'hydrocarbure injectée pour que la teneur en carbone du bain
reste constante au fur et à mesure de la désoxydation. Il est
ainsi possible d'obtenir une teneur en oxygène dissous de 10
ppm environ tout en conservant les 80 ppm de carbone
initiaux.
On peut enfin envisager d'obtenir simultanément une
ultra-basse teneur en carbone (5 ppm) et une ultra-basse
teneur en oxygène dissous (10 ppm). Pour cela, il faut
abaisser la pression dans le réacteur à 10 torrs ou moins,
afin de diminuer la teneur en oxygène en équilibre
thermodynamique avec une teneur en carbone donnée.
En variante de la chaine d'élaboration qui vient d'être
décrite, on peut envisager de remplacer l'engin d'élaboration
primaire 40 et la poche 43 par un engin d'élaboration
primaire qui fonctionnerait en continu. I1 déverserait en
permanence du métal liquide directement dans le premier
récipient 44, avec un débit sensiblement égal au débit de
circulation du métal liquide dans l'installation.
Bien entendu, l'invention n'est pas limitée aux
exemples qui ont été décrits et représentés, et on peut
apporter des modifications à la constitution du réacteur
métallurgique selon l'invention et au procédé d'élaboration
de l'acier liquide qui l'utilise. L'essentiel est que soit
conservé le principe général gouvernant la conception du
réacteur, à savoir, un écoulement du métal liquide en son
sein aussi proche que possible du cas idéal d'un écoulement
piston. On peut, par exemple, utiliser une cascade de
réacteurs selon l'invention. De même, il est clair que le
réacteur qui a été décrit peut sans problèmes être aussi
utilisé pour la production d'aciers dont la teneur en carbone
n'est pas particulièrement basse, et pour lesquels on ne
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recherche qu'une propreté inclusionnaire élevée et une teneur
en gaz dissous faible. Enfin, l'invention peut trouver des
applications dans l'élaboration de métaux autres que l'acier.
