FR 2123341 A1 19720908 FR 7201698 A 19720119 72 01698 1 2123341 La présente invention concerne ion traitement perfectionné de décarburation d'aciers. La disponibilité d'oxygène gazeux bon marché en quantités abondantes a conduit à son emploi à grande échelle dans plusieurs 5 phases de la production d'acier. Les méthodes actuelles de fabrication d'acier impliquent une opération durant laquelle de l'oxygène gazeux ou un alliage contenant de l'oxygène, tel que l'oxyde de nickel, est introduit dans la charge fondue ou semi-fondue afin de le faire réagir avec des impuretés telles que le carbone, 10 le silicium, l'aluminium, etc... qui y sont contenues. De telles réactions oxygène-impuretés provoquent un abaissement des quantités de ces éléments à des niveaux désirables spécifiés en formant des produits de réaction gazeux (oxydes) qui s'échappent du bain. Tandis que l'emploi d'oxygène ou de composés contenant 15 de l'oxygène provoque une élimination rapide des impuretés, il donne aussi naissance à une oxydation simultanée d'éléments utiles. Ces éléments sont oxydés et transférés dans le laitier, rendant par conséquent nécessaire une opération de réduction durant laquelle les ferro-alliages tels que le ferrosilicium sont incorporés au 20 bain afin de récupérer les éléments de l'alliage à partir du laitier. L'équilibre thermodynamique existant durant la décarburation d'acier contenant du chrome a été"étudié et les teneurs en carbone et en chrome qui existent, à l'équilibre à uné température 25 donnée de fusion ont été établies. D'une pertinence particulière pour la décarburation de l'acier au chrome sont les travaux de Hilty ("La relation entre le chrome et le carbone dans l'affinage de l'acier au chrome", Travaux de l'Institut Américain des Ingénieurs Mécaniciens, Vol. 185* (19^9)» page 91), et de Hilty, 30 Rassbach et Crafts ("Observations sur les méthodes de fusion de l'acier inoxydable", - Juurnal des Instituts du Fer et de l'Acier (Londres) Vol. 180 (1955) page 116). Les relations développées dans ces études montrent que, dans des conditions de pression atmosphérique autour du bain fondu, la proportion minimale de carbone en 35 équilibre avec une valeur donnée de chrome décroît lorsque la température de la masse fondue croît. Si la décarburation a lieu dans un bain saturé en oxygène en dessous de la proportion de carbone en équilibre pour des conditions de pression et de températures données, l'élimination de carbone se produit simultanément à 40 l'oxydation du chrome et une telle oxydation continue jusqu'à ce bad 72 01698 2 2123341 que l'équilibre chrome-carbone-température-pression soit rétabli. Il est évident par conséquent que la production d'un acier à teneur élevée de chrome et faible en carbone exigerait des températures relativement élevées afin d'empêcher l'oxydation du chrome. De 5 telles températures élevées sont impraticables et conduisent à une détérioration rapide de la paroi réfractaire du four de réaction ou de la poche de coulée. Une méthode de compromis de fabrication d'acier allié implique par conséquent les opérations suivantes : fusion, décarburation par injection d'oxygène ou par chargement 10 d'un alliage contenant de l'oxygène à une température tolérable, (une telle décarburation étant accompagnée de l'oxydation de l'alliage dans le laitier), réduction des constituants de l'alliage à partir du laitier et retour dans le métal et finalement "finissag3M qui nécessite l'ajustement de la chimie de la masse fondue confor-15 mément aux spécifications. La récupération des constituants de l'alliage à partir du laitier r.''est jamais totale et habituellement entre 5 et 15# des éléments de l'alliage pouvant être oxydé sont perdus dans le laitier. Dans un effort pour réduire l'oxydation de l'alliage 20 métallique, plusieurs méthodes ont été proposées et certaines d'entre elles sont décrites dar.s des brevets. Le brevet américain n° 3.003.865, au nom de John B. BRIDGES, publié le 10 Octobre 1961, divulgue un procédé selon lequel un matériau gazeux sec choisi dans le groupe constitué par l'air, des mélanges d'air et d'oxygène 25 et des mélanges d'oxygène et d'un gaz inerte est soufflé à travers l'acier fondu pour la décarburation. La teneur en oxygène du mélange de gaz est de 15 à "JQ%, et des réductions importantes de l'oxydation de l'alliage de masses fondues contenant du chrome sont obtenues, mais un empêchement complet des pertes métalliques n'est 30 pas réalisé. Un perfectionnement dans le traitement de décarburation à l'aide d'un mélange de gaz est divulgué dans le brevet américain n° 3.046.107j publié le 24 Juillet 1962 au nom de Edward C. Nelson et Neal R. Griffing. Une relation quantitative est présentée, 35 basée sur l'équilibre thermodynamique déjà mentionné entre la teneur en chrome, la teneur en carbone, la température et la pression ambiante du bain. La teneur en oxygène par volume de gaz de décarburation est donnée par l'expression : bad ORIGINAL1 À 72 01698 3 2123341 Pourcentage d'oxygène = 1/2 100 Z (4? - '■+ dans laquelle % Cr et % C sont respectivement les teneurs en chrome et en carbone, T est la température absolue de la masse fondue, et Z est une constante empirique dont la valeur dépend de la méthode 5 de décarburation adoptée. Une méthode basée sur la relation précédente a été proposée et exige une ou plusieurs opérations de réduction de la proportion d'oxygène dans le gaz de décarburation lorsque la teneur en carbone du bain décroît. Un autre perfectionnement du traitement est décrit dans 10 le brevet américain n° 3.252.790 (publié le 24 Mai 1966 au nom de Williams A. Krivsky). En considérant les conditions d'équilibre thermodynamique durant la décarburation, une relation est développée donnant la teneur en carbone du bain réalisable en fonction de la teneur en chrome, % Cr, en équilibre avec cette"teneur de 15 carbone, la pression ambiante P autour de la masse fo ndue, et la constante d'équilibre thermodynamique pour la réaction carbone-oxygène dérivée des activités thermodynamiques du carbone et du chrome à une température donnée : 1/4 20 Pourcentage de carbone = 1 "5 (Pourcentage Cr) Kt Les traitements de décarburation précités qui sont basés sur des considérations thermodynamiques quantitatives provoquent des améliorations substantielles dans la quantité de chrome et autres métaux oxydés dans le laitier durant la décarburation. Dans 25 des bains contenant du chrome, les pertes réelles de chrome pourraient s'élever à 10 à 15$ du chrome chargé, la quantité exacte étant une fonction de la décarburation particulière et des techniques d'injection de gaz utilisées aussi bien que des teneurs en carbone et en chrome initiale et finale recherchée, de la masse 30 fondue. Le traitement de la présente invention procure une décarburation améliorée en tenant compte des cinétiques de la réaction carbone-oxygène et du rendement de consommation d'oxygène (défini ici comme le degré auquel l'oxygène fourni oxyde préférentiellement 72 01698 4 2123341 le carbone fondu). Les cinétiques du système sont prises en considération dans le développement d'une relation quantitative pour la teneur en oxygène tolérable du gaz de décarburation requise pour obtenir une décarburation sans pertes excessives de chrome. 5 De plus, la concentration du carbone à l'équilibre est reconnue exister à l'interface de réaction gaz-métal seulement, et en conséquence la concentration globale du carbone dans la masse fondue diffère de la valeur d'équilibre préalablement utilisée. La réaction de décarburation dans des aciers au chrome 10 se produit à l'interface gaz-métal. Un film liquide mince sépare le reste du métal de la phase gazeuse et la vitesse de diffusion soit de l'oxygène, soit du carbone, à travers ce film détermine la vitesse de réaction carbone-oxygène. Aux températures normales de fabrication de l'acier, la réaction survient instantanément dès que 15 carbone et oxygène sont en contact. Lorsque la teneur en carbone fondu est relativement élevée, la vitesse de décarburation est déterminée en grande partie par la vitesse d'alimentation d'oxygène, et puisque le carbone est disponible dans des quantités relativement grandes à l'interface gaz-métal, il est oxydé préfé-20 rentiellement et aucune oxydation importante de l'alliage métallique ne survient. Toutefois, en dessous d'une certaine teneur en carbone déterminée par la masse fondue, la température et la pression aussi bien que par la teneur en chrome, la vitesse de décarburation est déterminée par la vitesse de diffusion du carbone à 25 travers le film liquide. Si l'oxygène est fourni selon des quantités dépassant celles requises pour se combiner avec le carbone arrivant à l'interface gaz-métal, une fraction seulement de l'oxygène réagit avec le carbone, le reste se combinant avec des constituants utiles de l'alliage et provoquant une oxydation métallique 30 indésirable. Il ressort de ce qui précède que la vitesse de décarburation est une fonction de la surface de contact gaz-métal disponible à tout moment de la décarburation. Lorsque la décarburation est effectuée en soufflant le gaz de décarburation sur la surface 35 de la masse fondue, la vitesse de réaction dépend du montant de la surface et de la vitesse à laquelle une nouvelle surface est soumise au gaz de réaction. Un moyen préféré pour optimaliser la surface de contact gaz-métal consiste à injecter le gaz par des moyens situés en dessous de la surface dans le volume de la masse 40 fondue, et par conséquent à y créer un grand nombre de petites 72 01698 5 2123341 bulles. La taille de ces bulles dépend de la dimension de l'orifice d'injection. La taille moyenne de bulle formée à un orifice est fonction du nombre de Reynolds, NRe, où : NRe - = ~ (1) i Tîd p. 5 et où d est le diamètre de l'orifice circulaire V la vitesse de sortie du jet de gaz à travers l'orifice f5 la densité du gaz p. la viscosité du gaz W est la vitesse d'écoulement de la masse de gaz à travers 10 l'orifice. En pratique, selon l'invention, le gaz d'oxydation est introduit à un diamètre moyen équivalent de bulle D en accord avec les équations suivantes : D = 0,18 d NRe pour un écoulement laminaire de gaz et 15 D = 0,28 N^e ~0,°5 pour un écoulement turbulent de gaz. Lorsque le nombre de Reynolds à un orifice excède 10.000, les bulles sphériques créées sont petites et d'un diamètre virtuellement constant plus petit que 5 11101 environ. Cette dimension est pratiquement indépendante des propriétés du liquide dans lequel 20 les bulles sont formées. De manière analogue, la vitesse moyenne de montée de telles petites bulles est pratiquement indépendante des propriétés du liquide et lorsque lesbulles forment une succession, c'est-à-dire ne s ' ag§.utinent pas, la vitesse moyenne de montée des bulles V- est donnée (selon D. W. Van Krevelen et JD 25 P. J. Hoftijzer, Chemical Engineering Progress, vol. 46, Janvier 1950, page 29) par : ^ VB * [ f-) où £ est l'accélération de la pesanteur. Il a été déjà mentionné que le transfert de. carbone à 30 travers le film liquide séparant la phase gazeuse de décarburation de la phase liquide du reste du métal est un facteur qui détermine la vitesse et le rendement de l'interaction carbone-oxygène spécialement aux teneurs en carbone relativement basses dans la masse fondue. Différents modèles ont été proposés pour le mécanisme de 35 ce transfert de carbone et correspondant à chaque modèle un coef 72 01698 6 2123341 ficient de transfert. Par exemple, par analogie au modèle "deux films" pour l'absorption de gaz, un gradient de concentration de carbone existe à travers le film liquide séparant le métal liquide du gaz de décarburation. Le reste du métal est supposé avoir une 5 concentration uniforme de carbone. De plus, la gradient de concentration de carbone est établi immédiatement après le contact gaz-métal et demeure durant toute la période de contact. Dans le cas d'une décarburation par bulles de gaz, ce temps de contact est le temps de séjour des bulles à l'intérieur de la masse fondue. Le 10 coefficient de transfert de carbone correspondant à ce modèle, K, est alors donné par : D K = -=2- (3) 15 20 25 où Dc est le coefficient de diffusion du carbone dans le film liquide à la température de la masse fondue et £ l'épaisseur du film. Un autre modèle,et peut-être préféré, a été proposé par R. Higbie (Travaux de l'institut Américain des Ingénieurs Chimistes, vol. 31.» 1934-35* page 365) selon lequel ledit film liquide est continuellement rechargé durant la période de contact ou temps de séjour de la bulle. En conséquence, le gradient de concentration en carbone à l'équilibre n'est jamais atteint d'un coté à l'autre du film avant qu'il ne s'écoule autour et au-delà du gaz. Le coefficient de transfert du carbone dans de tels cas est donné par : K = 2 Dc *tr 1/2 (4) où t = le temps de contact gaz-métal ou temps de séjour de la "R 0 bulle et h = la hauteur de montée de la bulle. Le traitement selon la présente invention tient compte 30 des indications de la discussion précédente dans une équation de vitesse de décarburation de la forme suivante : dn A K p, — - AK (CB - CT) = ^ (* CB - ? CX) (5) 72 01698 7 2123341 dans laquelle j = vitesse de décarburation de la masse fondue (moles par seconde) A = interface totale de réaction (cm ) K = coefficient de transfert du carbone 5 Cg= concentration globale du carbone (en moles par crn-^) 0^= concentration interfaciale du carbone = densité de la masse fondue M = poids moléculaire de carbone % cg= pourcentage global de la concentration en carbone 10 % Cj= pourcentage de la concentration en carbone à l'interface. La relation précédente (5) constitue la base du "traitement selon la présente invention. Des expressions équivalentes peuvent être substituées aux différent^termes contenus dans l'expression. Les valeurs substituées dépendraient de la technique 15 d'injection de gaz particulière et du modèle de transfert du carbone adopté. Par exemple, en supposant que le gaz de décarburation est injecté dans le métal liquide au moyen d'un ou de plusieurs orifices submergés présentant une hauteur de montée de bulles 20 H x 25,4 mm, et en adoptant le modèle de transfert du carbone de Higbie discuté ci-dessus, une expression de la forme suivante est obtenue en substituant les termes de la relation donnée ci-dessus: Mg^V 1/2 % cB - % c1 = 25 (25/4) O^2P0l/2) P H1/2 9/5T % 02 (6) où P est la pression des bulles (en atmosphères). T est la température du bain en ° KELVIN $ 0g est le pourcentage de volume d'oxygène dans les bulles. Comme indiqué précédemment, la concentration du carbone 30 à l'équilibre est seulement obtenue lorsque l'interface gaz- liquide et cette valeur % Ceq serait substituée à % Cj. La valeur exacte de # Ceq peut être calculée par des méthodes types et dépend des éléments d'alliage contenus dans la masse fondue,de 3a température du bain et de h. pression partielle de monoxyde de carbone 35 développée. 72 01698 8 2123341 En outre, % Ox pourrait être utilisé dans la relation précédente où % Ox désigne la teneur équivalente en oxygène du mélange de gaz de décarburation. En plus de l'oxygène, d'autres gaz, tels que la vapeur d'eau et le gaz carbonique, peuvent effectuer l'élimination du carbone selon les réactions suivantes : 2Ç + 02 = 2C0 C + H„0 = CO + Hn ç + co2 = 2C0 On notera qu'un volume donné de vapeur d'eau ou de gaz 10 carbonique réagit avec seulement la moitié de carbone fondu que le même volume d'oxygène. En conséquence, dans un mélange d'oxygène, de vapeur d'eau et de gaz carbonique, % Ox est représenté par : % Ox = % 02 + 1/2 (# C02 + % HgO). Une forme modifiée de l'équation (6) est par conséquent: 15 20 *CB-*Ceq= (25/4) (3R f;,Dcl/2) PD ,5/4 H1/2 9/5T % Ox (7) Si f, est pris comme étant approximativement égal à •Z • 2 7,21 g/cnr et DQ comme étant égal à 48,6 x 10 cm /s, et si des valeurs usuelles sont substituées à M, g, et R, l'équation (7) devient : % CB - % Ceq = 12,21^6 PD- ,5/4 % Ox = 0,081875 CB - % Ceq) H1/2 9/5T_^ 9/5T Je % Ox PD^ (8) (8a) 25 30 La pression P des bulles est la somme de la pression ambiante dans le récipient, la tête ferro-statique etla tension superficielle des bulles. En pratique, le coefficient numérique 0,08l875 peut être arrondi à 0,08. Comme cela est décrit, la présente invention suppose que seul le carbone est éliminé par les gaz oxydants injectés. Habituellement toutefois, d'autres éléments tels que le silicium sont présents dans la masse fondue et sont oxydés préférentiel-lement à un niveau inférieur d'équilibre avant le commencement de 72 01698 9 2123341 l'élimination du carbone. Le programme d'injection du gaz, lorsque le silicium est présent en quantité supérieure au niveau d'équilibre, pourrait être basé sur la considération qu'au début du soufflage seulement le silicium est partiellement oxydé dans le 5 laitier et s'échappa partiellement en tant qu'oxyde volatil jusqu'à ce que l'équilibre soit atteint. La quantité d'oxygène ou d'équivalent d'oxygène requise pour cette phase du traitement peut être calculée en supposant réalisée la stoechiométrie chimique, à partir de la réaction : 10 Si + 02 = Si02 Dans le mode de réalisation préféré de la présente invention, le métal fondu est maintenu à une pression convenable soit dans un four, soit dans un autre récipient de réaction tel qu'une poche de coulée convenablement isolée. Pour l'injection de gaz,tous 15 moyens appropriés,tels que des tubes en céramique réfractaire, tuyaux,'ajutages, tuyères et analogues, peuvent être utilisés, pourvu que le dispositif provoque une dispersion uniforme de bulles à travers toute la masse fondue et effectue également un mélange adéquat du bain. 20 Les mesures des vitesses d'écoulement du gaz et de l'oxy gène sont faites au moyen des dispositifs de mesure habituels de débit de volume tels que débitmètres ou plaques perforées. La composition du gaz est déterminée par des techniques traditionnelles d'analyse des gaz, par exemple spectromètres de masse, etc. 25 La mise en pratique de l'invention implique certaines ou la totalité des opérations suivantes : (a) Détermination de la teneur initiale en carbone du bain et de sa température. La concentration en carbone peut être obtenue en utilisant les techniques d'analyse rapide du carbone 30 familières aux techniciens de la fabrication de l'acier. La température du bain est déterminée à l'aide de dispositifs tels que des thermocouples à immersion ou des pyromètres. La connaissance des concentrations des autres éléments de l'alliage dans la masse fondue est également désirable, mais ces concentrations, sont géné- 35 ralement considérées comme étant équivalentes à celles dans le matériau chargé. (b) Détermination de la teneur finale en carbone désirée dans la masse fondue à la fin de l'opération de décarburation. Si la décarburation doit être obtenue en une seule opération (c'est- 72 01698 10 2123341 à-dire en injectant un gaz à vitesse d'écoulement constante et à composition constante à travers la masse fondue), la teneur désirée en carbone devrait être celle spécifiée pour le bain. D'autre part, pour un traitement utilisant plus d'une opération, la teneur 5$ désirée en carbone pourrait être une valeur intermédiaire inférieure à la concentration initiale du carbone. Pour se rapprocher d'un fonctionnement permanent, des concentrations décroissantes de carbone peuvent être programmées. (c) La pression partielle de CO dans les gaz dégagés, est 10 donnée par Vitesse d'écoulement en volume de CO dans les gaz dégagés P = . P (9) Vitesse d écoulement volume total de gaz dégagés A partir de la connaissance de la vitesse d'écoulement et de la composition du gaz injecté, aussi bien que de la fraction du gaz injecté qui réagit pour former du CO, P est facilement U 15 calculé lorsque P est donné. Puisque les gaz oxydants réagissent avec le carbone selon les équations : 2Ç + 02 = 2C0 Ç + H2O = CO + H2 20 ç + C02 = 2C0 l'équation (9) peut être récrite de la façon suivante : Pco= 2x(entrée de Og) + y(entrée de HgO) + z(entrée de COg) (1+x) (entrée de Og) + y(entrée de H?0) + _ z(entrée de C0o) + (entrée de diluant) P (9 a) où X, ï et z représentent respectivement les fractions d'oxygène, de vapeur d'eau et de COg qui réagissent avec le carbone fondu. 25 (Entrée de Og) = la vitesse d'écoulement du volume d'oxygène introduit (Entrée de HgO) = la vitesse d'écoulement du volume de vapeur d'eau introduit (Entrée de COg) = la vitesse d'écoulement du volume de COg 30 introduit (Entrée de diluant) = la vitesse d'écoulement du volume de diluant dans le flux introduit. 72 01698 ii 2123341 L'équation (9a) néglige la transformation de CO en COg. Lorsque celle-ci se présente, il faut en tenir compte lors de la déterrai-nation de PGO« (d) La réaction de aécarburation pour une masse fondue 5 contenant, en plus du carbone et du chrome, des éléments d'alliage Mn, Cu, Mo et Ni, peut être représentée comme suit : FeO . Cro0,-+ 4 C = Fe+2 Cr + 4 CO 23 . La concentration du carbone à 1 équilibré pour une telle masse fondue à une température de °K est donnée par : 10 % Ceq = Pco Exp (2^»88° - 16,221 + 0,0552 x % Cr - 0,0368 x fo Cu + K 0,0207 x Mo - 0,0276 x % Ni) \/(J> Cr + % Mn)' (10) Si l'on suppose que la concentration finale recherchée du carbone est identique à la concentration à l'équilibre, la valeur correspondante de PCQ peut être alors calculée en substituant 15 les valeurs appropriées par l'équation (10). La composition requise du gaz pour obtenir cette Pqo est alors déterminée à partir de l'équation (9a). En maintenant une telle composition de gaz, une oxydation préférentielle de C peut être effectuée à partir du niveau initial de C audit niveau d'équilibre0 20 (e) Détermination du temps voulu pour obtenir l1élimina tion dj. carbone au niveau défini. Une telle détermination est basée principalement sur des conditions.économiques. Celle-ci fixe à son tour la vitesse d'écoulement de l'oxygène et la vitesse de l'écoulement de tout le gaz selon la composition de gaz recherchée. La 25 vitesse de l'oxygène est déduite des relations 2 C + 02 = 2C0 (a) 10,88 kg de C avec 274,5 vè? de Og donnent 549 rrp de CO (b) (f) Détermination (cas de l'injection de gaz par un organe submergé) du nombre d'orifices nécessaires pour effectuer une 30 dispersion uniforme du gaz à l'intérieur du volume de la masse fondue. Détermination pour chaque orifice du diamètre requis pour obtenir un nombre de Reynolds d'au moins ÎO4 selon l'équation (l). Le diamètre moyen de bulle sera par conséquent supposé constant et a'environ 4,57 mm. utilisant des équations usuelles d'écoule-35 ment de gaz, on calcule la pression nécessaire pour obtenir des vitesses d'écoulement de gaz recherchées à travers les dimensions ' 6A0 om®WAU 72 01698 12 2123341 calculées des orifices. (g) A partir de considérations économiques et pratiques, détermination de la profondeur d'injection de bulles et de la hauteur moyenne de montée. Cette dernière quantité est déterminée 5 partiellement par la conception de l'injecteur et partiellement par la pression et le diamètre de l'orifice. (h) Par substitution dans l'équation (8), le carbone global pouvant être obtenu avec le système donné est oaLeulé. Si cette valeur est plus élevée que le carbone final désiré, la 10 composition du gaz injecté est modifiée pour donner une valeur de P inférieure. co (i) Les opérations (b) - (h) sont répétées. Le carbone global déterminé en (h) devient maintenant le carbone initial. La séquence précédente illustre un traitement de décar-15 buration en une seule opération. En adoptant des échelons de réduction infinitésimalement petits pour le carbone final désiré, une réduction progressive de carbone et un programme de soufflage des gaz peuvent être créés. Les réductions de rapport de gaz peuvent être obtenues automatiquement dans ce cas par un dispositif de 20 contrôle de la vitesse d'écoulement convenablement conçu. L'exemple qui va suivre illustrera la mise en pratique de la présente invention. Décarburation d'un acier à 10 % de chrome. En appliquant la procédure exposée ci-dessus, un program-25 me de décarburation en six étapes est calculé pour une masse fondue de 60,039 kg contenant initialement 10 % de chrome et 0,5 % de carbone et utilisant seulement de l'oxygène et de l'argon, une température de bain de fusion constante de 1648,9°C et une vitesse d'écoulement de gaz constante de 0,085 nP/mn. Un rendement d'uti-30 lisation oxygène-carbone (rendement d'utilisation oxygène-carbone= fraction de l'oxygène injecté qui réagit avec le carbone fondu) de 90 % est utiliséj le reste de l'oxygène quitte le bain sans avoir réagi. Le matériau à traiter est mis en fusion dans un four à 35 oxygène basique de 226,80 kg. La gaz de décarburation est fourni par l'intermédiaire, d'une lance immergée et refroidie par eau dont les deux orifices (de 1,587 mm de diamètre) sont usinés dans de l'acier inoxydable type 304. Chaque orifice est incliné de 10° par rapport à l'axe de la lance afin de provoquer une dispersion des 40. bulles dans le bain. Un isolement réfractaire entoure les orifices bad original 72 01698 13 2123341 dont les extrémités sont immergées à environ 50 mm en dessous de la surface de la masse fondue. L'analyse de la masse fondue au début de l'injection de gaz est : 5 C = 0,52# Mn = 0,018# Si = 0,080# Cr = 9,47# Al = 0,030# Le programme d'alimentation en gaz est le suivant : ,, " ~ " 7! ~ Durée de soufflage avec .un t a oxygéné dans le mélangé de gaz mélange de gaz particulier ï 70 # 4 minutes 00 seconde 10 50 # 0 minute 30 secondes 30 # 1 minute 10 secondes 20 # 1 minute 20 secondes 10 # 2 minutes 20 secondes 5 # 3 minutes 00 secondes 15 Temps de soufflage cumulés 12 minutes 20 secondes Des échantillons pour l'analyse chimique sont obtenus aux instants Imn 30 s, 4 mn 30 s, 5 mn, 7 mn et 12^ mn 20 s comptés à partir du début du soufflage. La figure jointe montre les trajets théorique et expéri-20 mental pour ce bain. La température du bain durant le soufflage va de 1643,33°C au début du soufflage à 1704,4°C après 4 mn et tombe à 1626,7°C à la fin du traitement. Comme on peut le voir, la masse en fusion est décarburée à 0,073# de carbone. Une variante de la mise en pratique de la.présente inven-25 tion est appliquée à un traitement lorsqu'on désire abaisser intentionnellement les proportions de certains éléments présents selon des quantités supérieures à celles spécifiées pour le bain. Dans certains cas, l'oxygène seul ou des teneurs d'oxygène en excès de celles recommandées par l'équation (8) pourraient être employés. 30 Puisque effectivement, l'oxygène est ainsi fourni à des vitesses supérieures à celles nécessaires pour réagir avec le carbone interfacial gaz-métal exclusivement, l'excès d'oxygène oxyde ces métaux tels que le chrome, dont on désire abaisser les proportions. De l'équation (8) on a vu qu'en plus de la teneur équiva-35 lente en oxydant, # de Ox, d'autres quantités dans l'expression peuvent être modifiées afin d'essayer de contrôler le procédé de 72 01698 i4 2123341 décarburation. De telles quantités telles que la pression des bulles, le diamètre des bulles (c'est-à-dire la surface de contact effective gaz-métal), la hauteur de montée des bulles, et la température du bain peuvent être modifiés d'une manière similaire à celle indiquée ci-dessus pour effectuer une oxydation préférentielle du carbone dans les aciers alliés. En fait, la mise en pratique optimale de la présente invention impliquerait l'ajustement de plus d'une de ces variables. 72 01698 15 2123341 REVENDICATIONS 1.- Procédé de décarburation d'acier fondu, caractérisé par les opérations de mesure de la teneur en carbone dudit acier, de calcul de la vitesse de décarburation nécessaire pour obtenir 5 la décarburation dudit acier à partir de ladite teneur en carbone mesurée à une teneur en carbone finale recherchée en un temps prédéterminé, d'introduction "de gaz d'oxydation sous forme de bulles calibrées dans ledit acier en fusion selon l'équation suivante : 10 # Ox = 0,08 (# C3 - % Ceq) ou 9/5T N H pd5/4 Ox est la teneur équivalente d'oxygène Cg est la teneur en carbone recherchée Ceq est la concentration du carbone à l'équilibre T est la température de la masse fondue en degrés KELVIN 15 H est la hauteur de montée des bulles (x 25,4 mm) P est la pression des bulles en atmosphères et D le diamètre moyen équivalent des bulles, de contrôle de la taille desdites bulles de gaz d'oxydation et de leur point d'introduction dans ledit acier fondu selon l'équa-20 tion précédente pour produire ladite vitesse de décarburation nécessaire. 2.- Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que ledit gaz d'oxydation contient de la vapeur d'eau. J>.- Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce 25 que ledit gaz d'oxydation contient du gaz carbonique. 4.- Procédé selon l'une quelconque des revendications 1, 2 ou 3, caractérisé en ce que ledit gaz d'oxydation comprend un gaz de dilution appartenant au groupe constitué par l'argon, l'hélium, l'azote et l'oxyde de carbone.