FR 2543161 A1 19840928 FR 8304973 A 19830325 La présente invention concerne un procédé de dé- carburation de métal fondu, notamment d'acier. Dans les procédés classiques contrôlés par ordi- nateur, utilisés pour la décarburation d'un métal fondu, diverses analyses sont effectuées dans l'hypothèse d'une relation d'équilibre (Cr)% (C)% (Cr 2 03 ou Cr 304)% Pco température. Par exemple, le brevet des Etats-Unis d'Amérique n O 3 816 720 décrit un procédé de décarburation d'un métal fondu mettant en oeuvre un ordinateur Ce procédé est dé- crit de la manière suivante. "Un procédé commandé par ordinateur destiné à l'optimisation de la décarburation d'une masse prédéterminée de métal fondu, par réglage du rapport de dilution d'oxygène au gaz inerte injecté, comprend le calcul, à partir du coef- ficient d'activité de chaque élément dans la masse, d'une pression partielle théorique d'équilibre de l'oxyde de carbone, pour la réaction d'oxydation de chaque élément, le calcul de la pression partielle maximale absolue de l'oxyde de carbone, la sélection de la pression partielle la plus faible et le calcul d'une nouvelle analyse des mé- taux dans la masse, la modification du rapport de dilution suivant un critère déterminé, et la répétition de l'opé- ration jusqu'à ce que la concentration du carbone dans le bain ait diminué à une valeur finale. Lorsque l'acier est décarburé par l'oxygène, un équilibre s'établit entre les métaux, le carbone et l'oxygène, à la température et à la pression particulières Cet équilibre détermine l'importance possible de l'enlèvement du carbone, sans oxydation d'éléments métalliques tels que le chrome en particulier, présents dans la masse fondue Il est main- tenant bien connu que l'activité thermodynamique dans le bain et l'équilibre qui s'établit entre les éléments ainsi que l'atmosphère gazeuse qui se dégage peuvent être modifiés par dilution de l'oxygène par un gaz inerte. La limite à laquelle la température peut être portée dépend de considérationspratiques et de rentabilité, portant notamment sur l'effet des températures élevées sur la durée du revêtement du convertisseur ainsi que sur la durée des tuyères qui sont nécessaires à l'injection de l'oxygène et du gaz inerte directement dans la masse fon- due, au-dessous de sa surface D'autre part, la dilution de l'oxygène soufflé par un gaz inerte pose aussi des pro- blèmes de rentabilité puisqu'elle réduit le débit de produc- tion d'acier en proportion du pourcentage volumique de gaz inerte introduit, même si l'on ne tient pas compte du coût du gaz inerte lui-même, qui peut être important. Jusqu'à présent, la considération principale était la réduction de la teneur en carbone du bain fondu jusqu'à une valeur spécifiée avec réduction au minimum des pertes des autres éléments par oxydation Mis à part la réduction de la détérioration rapide du réfractaire par une surveil- lance soignée de la température, l'opération a été réalisée au prix d'une production relativement faible d'acier et sans que la quantité de gaz inerte utilisée soit prise en con- sidération Le manque de considération apparent des problèmes, de rentabilité était justifié par l'hypothèse qu'il était impossible d'échantillonner périodiquement le bain pendant un lot de production afin de déterminer l'importance de l'oxydation des métaux et la température réelle du bain. On a considéré qu'il était bien plus avisé d'assurer une composition finale acceptable de la matière fondue plutôt que de risquer de préparer toute une coulée en dehors des spécifications par augmentation du débit de production et réduction du gaz inerte utilisé Certaines directives générales ont au mieux été établies empiriquement, à la suite d'expériences réelles, portant sur la modification du rapport de dilution à des intervalles fixes de temps, et pour une température supposée d'une matière fondue par- ticulière, lors de la mise en oeuvre d'une composition dé- terminée d'un revêtement réfractaire. L'invention concerne un procédé d'optimisation de la décarburation d'une masse de métal fondu, par détermina- tion d'une composition finale prédéterminée obtenue dans les conditions les plus favorables de rentabilité, à partir de la température, du poids et de la composition massique initiaux. L'invention concerne aussi un procédé d'optimi- sation de la rentabilité et des caractéristiques finales en combinaison, de la décarburation-d'une masse de métal fondu, le procédé donnant une manière fiable, une composi- tion et *une température finales correspondant à une spé- cification fixée pour cette matière fondue, avec un débit relativement élevé de production. Le procédé selon l'invention repose sur l'hypo- thèse selon laquelle, dans tout petit intervalle de temps, l'oxygène se combine avec le carbone jusqu'à ce que la pres- sion de l'oxyde de carbone soit suffisante pour qu'elle empêche toute combinaison supplémentaire de l'oxygène avec le carbone, dé préférence à la combinaison de l'oxygène et de l'élément métallique dont l'oxyde donne par réduction la plus faible pression partielle d'équilibre de l'oxyde de carbone A partir d'une telle hypothèse, un modèle mathématique est utilisé selon l'invention pour le calcul, à des intervalles donnés choisis de temps, de la plus faible pression partielle d'équilibre de l'oxyde de carbone per- mettant la détermination d'une nouvelle composition massique, d'un nouveau poids et d'une nouvelle température de la ma- tière fondue, et à partir de laquelle de nouveaux réglages du rapport de dilution peuvent être effectués, automatique- ment ou par un opérateur, afin que le procédé soit optimisé. Le modèle mathématique simule les processus na- turels complexes qui ont lieu dans le convertisseur ayant un revêtement réfractaire, et notamment le comportement thermodynamique des réactions ainsi que les équilibres ther- miques et massiques, si bien que la progression d'une coulée peut être prédite Bien que les calculs mathématiques puis- sent être exécutés par une personne, ce calcul n'est pas suffisamment rapide pour être utile en pratique si bien qu'il est avantageux que le procédé soit mis en oeuvre en pratique par un ordinateur. 4 2543161 Sous sa forme la plus générale, l'invention con- cerne un procédé de réglage de la décarburation d'une masse prédéterminée de métal fondu contenant du carbone et du fer, placée dans un convertisseur qui a un revêtement réfractaire et un dispositif d'injection-d'oxygène et d'un gaz de dilu- tion dans-la masse, ainsi qu'un dispositif de réglage du débit de gaz afin que celui-ci puisse varier, ce procédé comprenant (a) le réglage du dispositif de réglage afin qu'un premier débit supérieur à O soit fixé pour l'oxygène etqu'un premier débit soit fixé pour le gaz de dilution, (b) l'utilisation d'un ordinateur pour l'exécution de la séquence suivante d'étapes: ( 1) le calcul de plusieurs coefficients d'activité, déterminant les activités thermodynamiques de chaque élément dans la masse en fonction de la composition de celle-ci, à par- tir de la composition, du poids-et de la température ini- tiaux de la masse de métal, chaque coefficient reflétant l'activité de chaque élément sous forme du pourcentage de l'élément et la dépendance de l'élément au pourcentage des autres éléments dans la masse, l'activité du fer étant égale à sa fraction molaire, les activités des oxydes de tous les éléments ayant des valeurs prédéterminées, ( 2) le calcul d'une pression partielle théorique d'équilibre de l'oxyde de carbone pour la réaction d'oxydation de chaque élément, à l'aide des coefficients, à la tempéra- ture donnée, ( 3) le calcul de la pression partielle maximale absolue de l'oxyde de carbone, dans l'hypothèse o tout l'oxygène injecté n'a réagi qu'avec le carbone, ( 4) la sélection de la plus faible pression par- tielle théorique d'équilibre de l'oxyde de carbone obtenue dans l'étape ( 2) et sa comparaison à la pression partielle absolue maximale de l'oxyde de carbone-obtenue dans l'étape ( 3), ( 5) si la plus faible pression partielle théorique d'équilibre est au moins égale, en amplitude, à cette pres- sion partielle maximale absolue, le calcul ultérieur, à partir des premiers débits de gaz, de la quantité de car- bone oxydé, ainsi que de la température et de la composi- tion nouvelles de la composition, ( 6 >si la plus faible pression partielle théorique d'équilibre a une amplitude inférieure à la pression par- tielle maximale absolue, le calcul ultérieur, à partir de la presion partielle théorique d'équilibre de l'oxyde de carbone et des premiers débits de gaz, des quantités de carbone et de métal oxydé, ainsi que de nouvelles valeurs de l'analyse des métaux et de la température pour la com- position, ( 7) la présentation d'une indication de cette nouvelle teneur en carbone dans la masse, ( 8) la comparaison de l'importance de l'oxydation d'un élément unique particulier dans la masse, avec la limite préétablie d'oxydation de cet élément particulier, ( 9) la présentation d'une indication permettant un nouveau réglage du dispositif de réglage de débit de gaz afin que la proportion de gaz diluant soit accrue lorsque l'importance de l'oxydation de l'élément particulier est au. moins égale à la limite préétablie d'oxydation, (c) le nouveau réglage du dispositif de réglage de débit de gaz en fonction de l'indication donnée dans l'étape ( 9), (d) la répétition de la séquence depuis l'étape l'étape ( 7) ait diminué au moins jusqu'à une valeur pré- déterminée". Tout ce qui précède concerne un procédé connu de réglage de décarburation La présente invention concerne elle-même un procédé perfectionné d'optimisation de la dé- carbi Xration d'une masse de métal fondu, donnant une compo- sition finale prédéterminée dans les conditions de renta- bilité les plus favorables, à partir de la connaissance uni- quement de la température, du poids et de la composition massique initiaux Elle concerne aussi un procédé d'opti- misation des caractéristiques obtenues et de la rentabilité, de la décarburation d'une masse de métal fondu, avec obten- tion d'une composition de la matière fondue finale et d'une température qui sont reproductibles et qui correspondent à une spécification donnée pour la matière fondue, avec un débit relativement élevé de production. Le procédé selon l'invention repose essentielle- ment sur un procédé de réglage de la décarburation d'une masse prédéterminée d'un métal fondu contenant du carbone et du fer, placée dans un convertisseur qui a un revêtement réfractaire, un dispositif d'injection d'oxygène et d'un gaz inerte dans la masse, et un dispositif de réglage de débit de gaz Le procédé classique précité d'analyse de l'opéra- tion de décarburation repose sur l'hypothèse théorique selon laquelle, pour tout petit intervalle de temps, l'oxygène se combine au carbone jusqu'à ce que'la pression de l'oxyde de carbone soit suffisante pour qu'une combinaison plus importante de l'oxygène avec le carbone soit empêchée étant donné la préférence de l'oxygène pour l'élément métallique dont l'oxyde donne, par réduction, la plus faible pression partielle d'équilibre de l'oxyde de carbone Ainsi, dans un exemple d'opération d'affinage d'un acier contenant du chrome, on suppose qu'une relation théorique d'équilibre est observée entre (Cr)% C % (Cr 203 ou Cr 304) % Pco température Ce- pendant, l'utilisation d'un procédé reposant sur cette hypothèse rend difficile un réglage précis d'une telle opération d'affinage. Selon ce procédé, (i) l'oxydation des métaux est considérée unique- ment par utilisation des relations théoriques d'équilibre, mais elle n'est pas considérée par l'utilisation de la théorie des vitesses de réaction si bien que, pendant l'opération d'affinage, des changements de réaction ne peuvent pas être calculés En conséquence, le calcul des moments du chargement des agents de refroidissement est 7 2543161 difficile, et, dans les opérations réelles, à un moment o la température de l'acier fondu s'élève trop ou au con- traire s'abaisse trop, les agents de refroidissement sont habituellement chargés dans un convertisseur, si bien que l'oxydation-excessive du chrome n'est pas rare. (ii) Suivant cette hypothèse, les degrés d'oxyda- tion du silicium, du manganèse, du chrome et du fer sont calculés par comparaison de la pression partielle théorique de l'oxyde de carbone, en équilibre avec des oxydes de ces éléments, et de la pression partielle de l'oxyde de carbone produit par tout l'oxygène injecté En conséquence, selon le procédé connu, malgré la formation simultanée des oxydes des quatre éléments précités, on ne peut que calculer les degrés de réaction de ces oxydes dans le cas o seul de l'oxyde de carbone se forme ou, dans un autre cas, il se forme de l'oxyde de carbone et l'un quelconque des oxydes des quatre éléments précités. Ainsi, selon le procédé connu, le réglage précis de l'opération d'affinage est difficile. D'autres caractéristiques et avantages de l'inven- tion seront mieux compris à la lecture de la description qui va suivre d'exemples de réalisation et en se référant aux dessins annexés sur lesquels: la figure 1 est un graphique établi par le calcul à l'aide du modèle II du procédé selon l'invention et établi empiriquement, ce graphique représentant les variations de température d'acier fondu et les variations des pour- centages de chrome et de carbone de l'acier fondu pendant la décarburation d'acier fondu dans un convertisseur AOD ayant quatre tuyères la figure 2 est un graphique, établi par le calcul à l'aide des modèles I et II du procédé selon l'invention et établi empiriquement, ce graphique représentant les va- riations de température de l'acier fondu et les variations des pourcentages de chrome et de carbone de l'acier fondu pendant sa décarburation la figure 3 est un graphique, établi par le calcul à l'aide des modèles I et II du procédé selon l'invention, représentant les variations de température d'acier fondu et des pourcentages de chrome et de carbone dans l'acier fondu pendant sa décarburation la figure 4 est un graphique, établi par le calcul à l'aide du modèle II du procédé selon l'invention, repré- sentant les variations du poids du laitier et les variations du pourcentage de Fe O, Mn O et Cr 203 dans le laitier pendant la décarburation d'un acier fondu; la figure 5 est un graphique établi, par le calcul suivant le modèle II du procédé de l'invention et établi empiriquement, représentant les variations de la teneur en azote de l'acier fondu et le rendement d'absorption d'azote dans l'acier fondu pendant la décarburation dans un conver- tisseur AOD ayant cinq tuyères; la figure 6 est un graphique, établi par le calcul par mise en oeuvre du modèle II du procédé de l'invention et établi empiriquement, représentant les variations de température d'un acier fondu et les variations des pour- centages de chrome et de carbone dans l'acier fondu pendant la décarburation effectuée dans un convertisseur AOD ayant un nouveau revêtement réfractaire et comprenant cinq tuyères;et la figure 7 est un graphique, établi par le calcul à l'aide du modèle II du procédé seloh l'invention et établi empiriquement, représentant les variations de température d'un acier fondu et les variations des pourcentages de chrome et de carbone dans l'acier fondu pendant la décarburation dans un convertisseur AOD, les traits pleins représentant, dans ce graphique, les variations de température de l'acier fondu et les variations des pourcentages dé chrome et de carbone calculés connaissant la température mesurée en ré- alité pour l'acier fondu à un moment qui se trouve à mi- chemin au cours de la décarburation. Selon l'invention, un modèle mathématique a été établi, ce modèle étant appelé modèle I dans la suite du présent mémoire et pouvant simuler avec une grande précision la procédure de décarburation, par considération de la re- lation théorique d'équilibre et d, la théorie de la vitesse de réaction de décarburation L'utilisation du modèle I dé- crit dans la suite du présent mémoire élucide la décarbura- tion d'acier contenant du chrome dans un convertisseur AOD (convertisseur de décarburation à l'aide d'argon et d'oxygène). Modèle I: 1) Un gaz d'affinage formé d'un mélange d'oxygène et d'argon est injecté dans un convertisseur d'affinage par plusieurs tuyères et commence à former des bulles et dès que l'oxygène gazeux est introduit, il réagit avec le carbone, le silicium, le manganèse et le chrome présents dans l'acier fondu si bien qu'il se forme CO, Si O 2, Mn O et Cr 203 Dans ce cas, on suppose que la quantité de ces oxydes formés par la réaction dépend de la vitesse de transfert massique de ces quatre éléments vers l'interface du gaz et du liquide. Les équations ( 1) à ( 4) représentent le comportement au voisinage des tuyères 02 + 2 C 2 i 2 CO ( 1) 2 + 02 + 2 Mn ' 2 (Mn O) ( 3) 2 + S 02 + Si (Si O 2) ( 4) Les répartitions d'oxygène conformément aux équa- tions ( 1) à ( 4) sont exprimées par les équations ( 5) 02 (c) j= (/j) 02 mol/s ( 5) 02 (Cr) =( n O mol/s ( 6) Jj 2 1/2 J Mn ( 2 (N) M=, mol/s ( 7) 02 (Si) = N mol/s ( 8) oki /J 2 En outre, le flux Jj vers l'interface, à partir de la masse de l'acier liquide, est donné par les équations ( 9) et ( 10). l M k %C %C) , mol/s ( 9) l Ok Nj AB '(Cb,j 1,3 J 100 M J J J J Jj 1 J + 4 Jcr + 2 J Mn + J Si'mol/s ( 10) 2 4 Cr 2 Mn S avec j = un élément quelconque choisi parmi C, Si, Mn et Cr, % Cbj = concentration massique de j % Ci, = concentration de j à l'interface n = quantité d'oxygène injecté dans le réacteur en moles/s Pm= masse volumique de l'acier fondu, g/cm 3 k = coefficient de transfert massique de j, cm/s A = surface des bulles, cm B 2) Cr 203 et Mn O formés selon les équations ( 2) et ( 3) remontent avec des bulles dans l'acier fondu et, dans cette opération de remontée comme indiqué par les équations (il) à ( 14), Cr 203 et Mn O sont réduits par le carbone et le silicium dans l'acier fondu (le carbone et le silicium sont repérés par les symboles C et Si respectivement). C( Cr 23) + c ( 11) 203 3- (n O) + C e Mn + CO ( 12) 1 1 2 1 ( Cr 20) + Si CCr + ( Si O 2) ( 13) ( n O) + S i Mn + Si O ( 14) On suppose que les vitesses de réaction données dans les équations( 11) à ( 14) dépendent de la vitesse de transfert massique de l'oxygène dans une région à teneur élevée en carbone de l'acier liquide et dépendent d'une vitesse de transfert massique du carbone dans une région à faible teneur en carbone de l'acier liquide; en outre, les vitesses de réaction des équations ( 11) à ( 14) dépendent de l'énegie libre des équations respectivement. Les variations de la concentration de l'oxyde de carbone d(CO)/dx dans les bulles qui remontent et de la concentration du chrome, du manganèse et du silicium d(Cr) d(Mn) d(Si) dxi) dxn d=x contenues dans les oxydes respectifs restant dans les bulles et la variation de la concentration de l'azote dans les bulles sont indiquées par les équations ( 15) à ( 19). d( CO)= A 1 +/AG A12 "o/ s( 5 d( so 3 G 11 +AG 12 dx =Jo'É o/m s( 6 dx Mn O =t 14, mol/cmis ( 15) /GT- d( Cr) AG 1 l +AG 13 dx =-Jo, mo I/cmS ( 16) _____ AG 1 AG d( M) AG 12 +SGI 4 dx -J o AGT, mol/cm S ( 17) AGT d( Si) AG 13 +AG 14 dx = -Jo dx O o AG mol/cm S ( 18) d( N 2) Pm AB dx 2800 * V k N(%Nb-%Ni), mol/s ( 19) B dans lesquelles G 1,12,13,14 est l'énergie libre de l'é- quation ( 11), ( 12), ( 13), ( 14) en calories respectivement jo est le flux d'oxygène, k O est le transfert massique de l'oxygène k N est le transfert massique de l'azote, VB est la vitesse d'ascension d'une bulle, % Oi est la concentration d'oxygène en équilibre avec Cr 203 % % Ob est la concentration d'oxygène dans la masse de l'acier % % Nb est la concentration de l'azote dans la masse de l'acier % % N, i est la concentration de l'azote à l'interface d'une bulle et de l'acier liquide, % Le flux d'oxygène jo de l'interface à la masse est indiqué dans l'équation ( 20) = 1600 A B k (%Oi %t Ob), mol/s ( 20) o 1600 ' VR o 3) L'équilibre matière de l'acier fondu et du laitier est calculé dans l'hypothèse o les oxydes qui ne sont pas réduits dans l'ascension des bulles sont-absorbés dans la phase du laitier Le changement de poids de l'acier fondu d Wm/dt est indiqué dans l'équation ( 21) et la varia- tion de composition de l'acier fondu d%(Ci)/dt est indiqué dans les équations ( 22) et ( 23): r d d Wm A Ci Mi) S dsci g/s ( 21) dt dt dt W m 1 d W dc Cil -l OO Mi A %Ci d Wm ^'%Ci^ i d Wsc,1 dt Wm =t Wm ' Wm dt %/s ( 22) avec i: C,Si,Mn,Ni,Cr restectivement d l%Nl 2800 AN Wm dt dt WM 2 Wm dt Pm k' A- Wm N ( %N' -%Nb), %/s ( 23) +Wm avec A Ci = oxydation de i en moles/s Mi = masse atomique de i, g/mole 1 = type de ferraille chargée dans le convertisseur Wsc = masse de ferraille chargée dans le convertisseur, g sc AN 2 = quantité d'azote perdue dans la bulle, mole/s 3- P m masse volumique de l'acier fondu, g/cm k'N = transfert de masse d'azote dans le métal liquide N à la surface libre, cm/s N' = concentration d'azote à la surface libre, % A = étendue de la surface libre, cm La variation de poids du laitier fondu d Ws/dt et la variation de composition du laitier fondu d(%Mx O) dt sont indiquées dans les équations ( 24) et ( 25) 13 2543161 respectivement. d Ws ttc r 2 o, d Ws = e 2 3 A Cr + M Mno A Mn + Msio 2 A Si d Wc o AFM a, g/s ( 24) + M Feo A Fe dt d ( %Mx Oy l OOMMXOY % Mx Oy d Ws ____________ Mx Oy d Ws___ __ _ dt Ws Mx O Ws dt %/s ( 25) avec Mx Oy= Cr 203, Mn O, Fe O, Si O 2 A Cr = quantité de Cr oxydé, mole/s A Mn = quantité de Mn oxydé, mole/s A Si = quantité de Si oxydé, mole/s A Fe = quantité de Fe oxydé, mole/s 4) si l'on considère toute la chaleur de réaction produite dans une opération d'affinage, les pertes par rayonnement à l'embouchure du convertisseur, les pertes de chaleur à travers l'enveloppe du convertisseur, la chaleur de fusion des agents de refroidissement et l'en- thalpie du gaz, on calcule le bilan thermique et on calcule alors la variation de température de l'acier liquide à l'aide de l'équation ( 26). d T = Q/ ( W + CW) C/s ( 26) dt Ps S Pm m ' avec C S = chaleur spécifique du laitier en J/ C g o,s C = chaleur spécifique du métal en J/ C g p,m ZQ = somme des chaleurs de réaction des pertes de chaleur du convertisseur et autres, en J. Le procédé d'affinage calculé suivant le modèle I est comparé à un procédé mis en oeuvre en réalité La figure 1 illustre cette comparaison La condition de mise en oeuvre du procédé réel précité est décrite dans un exemple indiqué dans la suite du présent mémoire La figure 1 re- présente la variation de température d'un acier fondu; les variations de concentration du chrome et du carbone dans l'acier fondu, et les pertes par oxydation du chrome en moles/s, en fonction du temps écoulé. Sur la figure 1, les traits pleins, les traits interrompus et les traits mixtes représentent les valeurs calculées pour le modèle I On note que les valeurs cal- culées sont en bon accord avec les valeurs mesurées en réalité comme indiqué par les triangles et les cercles clairs ou sombres Sur la figure 1, la perte de chrome par unité de temps, c'est-à-dire la vitesse d'oxydation du chrome, est indiquée aux points A', B', C', et D', sous forme du trait mixte, en fonction du temps écoulé comme indiqué par les points A, B, C et D On note que,-au temps correspondant A, B, C et D, une oxydation du chrome a lieu. La tendance des oxydations du chrome aux points A, B, C et D au cours du temps, l'oxydation étant calculée d'après le modèle I, et les tendances de l'oxydation du chrtome calculées d'après le modèle connu donnent les ré- sultats indiqués dans le tableau I qui suit Suivant le calcul mis en oeuvre de façon classique, aux points A, B et C au cours du temps, une pression partielle théorique d'équilibre de l'oxyde de carbone en équilibre avec Cr 304 est supérieure à la pression partielle maximale absolue de l'oxyde de carbone calculée pour des quantités d'oxygène et de gaz de dilution injectés dans le convertisseur si bien qu'aucune oxydation du chrome ne peut avoir lieu. Cependant, l'oxydation du chrome a lieu à tout moment en réalité si bien que cette considération montre à l'évi- dence que ce modèle mathématique connu est défectueux. TABLEAU I Tableau comparatif pour l'oxydation du chrome Temps Modèle I Technique antérieure 3 (Peo) 0,25 ETAPE 1 02 2880 m 3/h c r K Cra Cr 0402 2 P co=Kr Or 3 'O 4 a N 2 720 m /h perte Cr oui p 2 x 2880 2 Pc O = 2 x 2880 + 10 =e 0,889 A 1,956 % C, 0,05 % Si 9,5 moles/s e >pcvet C 0,67 % Mn 9,14 % Ni (Pco)cr> Pco perte Cr 7 % Mn, 9,14 % Ni r non 17,90 % Cr, 15360 C ETAPE 1 02 N 2 B 1,637 % C, 9,20 % Ni, 1604 C ETAPE 2 0. C 0,344 0,5 % 16,94 2880 m 3/h 720 m 3/h 0,01 % Si 17,84 % Cr, 1200 m 3/h z N 2400 m 3 /h % C, O % Si Mn, 8,75 % Ni % Cr, 16800 C perte Cr oui 2,2 moles/s perte Cr oui 13,7 moles/s e (Pco) Cr= 6,089 Pco = 0,889 (e (Pco) cr > 0,889 perte Cr non e (Pco)Cr= 0,998 2 x 1200 Pc O= 2 x 1-2-00 + 2400 = 0,5 -(Pco)Cr > Pco - perte Cr non perte Or non ETAPE 4 02 900 m /h (PO)cr= O o)32 D Ar 2700 m /h perte Cr oui Pco 2 x 900 - c 2 x 900 + 2700 =, 0,07 % C, O % Si 7,1 moles/s e 0,40 % Mn, 8,84 % Ni (Pco) Cr être utilisé en pratique En conséquence, on a mis au point. selon l'invention un autre modèle mathématique, le modèle II qui peut être effectivement utilisé en pratique. Modèle II Une réaction d'affinage d'un acier fondu est représentée par les équations suivantes ( 27) à ( 31) sous forme macroscopique. t o 02 + 4/3 Cr = 2/3 in ( 27) i 2 Mn 2 ( Mn O) ( 28) l 2 O+S = ( Si O) ( 29) 21 + 2 1 21 + C = 2 f C Ol ( 30) N 1/2 |N 2 ( 31) 1/3 + Fe = ( Fe O) + 2/3 Cr ( 32) les crochets représentant l'état solide, les parenthèses l'état liquide et les accolades l'état gazeux, Cr, Mn, Si et C représentant les éléments correspondants dans l'acier fondu. Les vitesses des réactions représentées par ces équations peuvent être calculées dans l'hypothèse o ces vitesses de réaction dépendent des vitesses de transfert massique des éléments à l'interface du gaz et du métal dans l'acier fondu. On utilise alors un ordinateur pour la mise en oeuvre de la séquence d'étapes suivantes. ( 1) on calcule les quantités des métaux oxydés de la manière suivante. ( 1-1) on calcule les quantités de carbone, de silicium et de manganèse oxydés par unité de temps à partir des produits de la différence de concentrations de chaque élément par un facteur du convertisseur, ce facteur étant calculé d'après des données réelles mesurées et le résultat étant calculé à l'aide du modèle I. ( 1-2) on suppose que ce qui reste après soustraction de la quantité d'oxygène consommé dans ces réactions d'oxy- dation représentées par les équations ( 28) à ( 30), par rapport à la quantité d'oxygène injecté pendant l'unité de temps, représente la quantité d'oxygène consommé par l'oxydation du chrome. ( 1-3) comme l'indique l'équation ( 32), le fer qui se trouve dans l'acier fondu est oxydé par Cr 203 dans le laitier A-un moment quelconque de la réaction, la fraction molaire Cr/Fe qui est calculée à partir des résultats obtenus dans une opération réelle sur le laitier, est supposée conservée. ( 2) En cas d'utilisation d'azote comme gaz de dilution ou en cas d'utilisation d'argon gazeux comme gaz de dilution, la quantité d'addition ou de retrait d'azote indiquée dans l'équation ( 31) pour l'acier fondu doit dé- pendre de la vitesse de transfert massique de l'azote dans l'acier fondu En conséquence, la quantité d'addition ou de retrait d'azote est calculée comme le produit de la dif- férence de concentrations de l'azote par le facteur du convertisseur obtenu d'après les résultats d'une opération réelle et un résultat est calculé à l'aide du modèle I. ( 3) On calcule un changement de température de l'acier fondu à l'aide des valeurs obtenues dans les étapes suivantes. ( 3-1) On calcule un bilan matière d'après l'im- portance des oxydations du carbone, du silicium, du man- ganèse et du chrome, ces importances étant obtenues comme indiqué dans les paragraphes précédents ( 1) et ( 2) La quantité d'azote absorbée dans l'acier fondu et la quantité d'azote retirée de l'acier fondu sont alors calculées. ( 3-2) On calcule alors la variation de poids de l'acier fondu,-la variation de composition des éléments contenus dans l'acier fondu, la variation de poids du lai- tier fondu et la variation de composition du laitier. ( 3-3) On calcule un bilan thermique pour l'acier fondu et le laitier à partir des chaleurs des réactions d'oxydation représentées par les équations ( 27) à ( 30) et ( 32), de la perte de chaleur du convertisseur et des cha- leurs de fusion des agents de refroidissement. ( 4) Le poids, la composition et la température de l'acier fondu et du laitier, après un intervalle pré- déterminé de temps qui est inférieur à 10 s, sont alors calculés à l'aide des valeurs précitées des variations par unité de temps. ( 5) Un rapport de la quantité d'oxygène à la quantité de gaz diluant est modifié afin que la proportion du gaz diluant soit accrue, et lesquantités de gaz injecté dans le convertisseur sont modifiées au moment o l'importance de la décarburation calculée dans le paragraphe précité ( 1) atteint une valeur inférieure à une décarburation prédéterminée. * ( 6) Les calculs des paragraphes ( 1) à ( 5) sont alors répétés jusqu'à ce que la teneur en carbone de l'acier fondu, calculée dans l'étape précitée ( 4) atteint-une valeur prédéterminée. ( 7) Une quantité nécessaire d'agents de refroidisse- ment est chargée afin que la température de l'acier fondu soit réduite jusqu'à une plage prédéterminée de tempéra- tures, au moment o la température de l'acier fondu atteint une température maximale prédéterminée. La répétition des calculs précités est interrompue lorsque la teneur prédéterminée en carbone dans l'acier fondu est obtenue, c'est-à-dire que ce temps correspond à la fin de la mise en oeuvre du procédé. Selon le procédé de l'invention, chaque intervalle prédéterminé de temps utilisé dans ces différentes étapes est inférieur à 10 s, et le gaz diluant est choisi dans le groupe qui comprend l'hélium, le néon, l'argon, le krypton, l'azote, le xénon et leurs mélanges. La figure 2 est un graphique représentant à titre comparatif des valeurs calculées obtenues à partir des mo- dèles mathématiques I et II On note sur la figure 2 que toutes ces valeurs calculées sont en très bon accord mutuel ainsi qu'avec les valeurs obtenues par une opération réelle. Les quantités d'agent de refroidissement introduites sont les suivantes: Quantité chargée d'agent de refroidissement, kg @ HC Fe Cr 1204 Ca O 390 sont les suivantes. Quantité chargée d'agent de refroidissement, kg Modèle I Modèle II " FCR = 1500 idem à gauche Ni O = 786 FCR = 500 idem à gauche Fe= 1460 Ca O = 660 O F Ni = 2124 F Ni = 2115 Ca O = 500 Ca O = 500 F Ni = 2009 F Ni = 2018 O ferrailles SU 5304 = 2833 ferrailles SU 5304 = 2658 @ ferrailles SU 5304 = 2661 ferrailles SU 5304 = 2763 @ ferrailles SU 5304 = 1681 ferrailles SU 5304 = 1404 Il faut environ 4 h pour l'exécution des calculs suivant le modèle mathématique I et d'autre part il ne faut pas plus de 3 min pour les calculs suivant le modèle II En conséquence, le modèle II peut être utilisé efficacement pour le réglage d'une opération réelle. On décrit maintenant l'invention dans des modes de- réalisation particuliers. De l'acier inoxydable du type SU 5304 est affiné par mise en oeuvre du procédé selon l'invention dans un con- vertisseur AOD ayant une capacité de 60 t. L'un des convertisseurs AOD est un convertisseur. ayant un nouveau revêtement réfractaire et comportant quatre ou cinq tuyères, le convertisseur ayant une plus grande épaisseur du bain fondu qu'un convertisseur ayant un ré- fractaire usé étant donné l'absence de l'érosion du re- vêtement, un autre convertisseur ayant un revêtement ré- fractaire quelque peu usé par fusion, ayant quatre ou cinq tuyères, ce convertisseur étant représentatif d'un bain fondu moins profond que dans un convertisseur ayant un nouveau revêtement réfractaire étant donné l'érosion du revêtement du convertisseur. EXEMPLE 1 La figure 1 représente des courbes de simulation obtenues par ordinateur dans une opération de décarburation mettant en oeuvre un convertisseur AOD à revêtement réfrac- taire neuf, comportant quatre tuyères Au cours de l'opé- ration de décarburation, la variation de température du bain d'acier (indiquée par les triangles), la variation de la concentration du chrome (indiquée par les cercles noirs) et la variation de la concentration du carbone (indiquée par les cercles blancs) au cours du temps sont mesurées Sur la figure 1, les références O à O indiquent les moments o les différentes matières sont chargées dans le convertisseur. Les matières chargées dans le convertisseur, aux différents moments respectifs ainsi que leurs poids sont les suivants. (D HC Fe Cr (ferrochrome à teneur élevée en carbone) 1450 kg D ferraille 2100 kg ferraille 2000 kg ferraille d'acier inoxydable 2500 kg Ca O (chaux) 620 kg ferraille d'acier inoxydable 2000 kg Ca O (chaux) 620 kg Les quantitésd'oxygène et d'azote et le rapport de l'oxygène à l'azote sont modifiés-aux étapes 1 à 4 res- pectivement pendant la décarburation comme l'indique le ta- bleau II. TABLEAU II (m /h) N 2 (m 3/h) rapport 02/N 2 étape 1 2880 720 4/1 étape 2 2400 1200 2/1 étape 3 1200 2400 1/2 étape 4 900 2700 * 1/3 * de l'argon gazeux constitue le gaz inerte On note sur la figure 1 que la variation de tem- pérature de l'acier fondu (indiquée en trait plein), la variation du pourcentage de chrome (indiquée en traits in- terrompus), la variation du pourcentage de carbone (indiquée en trait plein) et la variation de la vitesse de perte de chrome (représentée en traits mixtes), prédites-d'après les valeurs calculées à l'aide du modèle I selon l'invention sont en plein accord avec les valeurs réellement mesurées. Il se confirme que le procédé selon l'invention peut être appliqué d'une manière excellente à la décarburation d'un métal fondu. La figure 4 représente la variation de poids du laitier, la variation du pourcentage de Fe O, la variation du pourcentage de Mn O et la variation du pourcentage de Cr 203 au cours du temps pendant la décarburation représentée sur la figure 1 Ces variations, au cours du temps, sont des variations calculées Au contraire, les mesures réelles de ces variations n'ont pas été effectuées étant donné la difficulté de la mesure. EXEMPLE 2 De l'acier inoxydable du type AISI 304 est affiné dans un convertisseur AOD à revêtement réfractaire usé, comptant cinq tuyères La figure 2 représente à titre com- paratif les courbes de simulation obtenues avec les modèles I et II selon l'invention et les valeurs réellement mesurées. La signification des triangles, et des cercles noirs et blancs est la même que sur la figure 1 Sur la figure 2, les références Q à Dreprésentent les moments du chargement des différentes matières Les matières chargées dans le convertisseur, aux temps indiqués, et leurs poids sont les 22 2543161 suivants. O HC Fe Cr 1204 kg Ca O 390 kg Fe-Ni 2000 kg D ferrailles 810 kg Fe-Ni 2200 kg Fe-Ni 2000 kg Ca O 510 kg Ca O 500 kg Les compositions des constituants du gaz injecté et les quantités injectées sont modifiées en quatre étapes pendant la décarburation comme indiqué dans le tableau III. Seul de l'argon est injecté dans le convertisseur pendant 2 min au dernier moment de l'étape 4. TABLEAU III 2 (m 3/h) N 2 (m 3/h) rapport 02/N 2 2 2 m/h)2 étape 1 3200 800 4/1 étape 2 2667 1333 2/1 étape 3 2000 2000 1/1 étape 4 1000 3000 1/3 On note sur la figure 2 qu'un changement de tem- pérature de l'acier fondu, un changement du pourcentage de chrome dans l'acier fondu et un changement du pourcentage de carbone dans l'acier fondu prédits d'après les valeurs calculées à l'aide des modèles I et II selon l'invention sont en très bon accord avec les valeurs réellement mesurées. Par exemple, l'augmentation de la concentration du chrome par chargement de HC Fe Cr (c'est-à-dire de ferrochrome à teneur élevée en carbone) dans le convertisseur et la ré- duction de la concentration du chrome par chargement de Fe-Ni aux étapes , et sont bien simulées. La figure 5 est un graphique représentant la va- riation des concentrations d'azote calculées et mesurées dans l'opération de décarburation représentée sur la figure 2. On note que, aux étapes 1 à 3, de l'azote gazeux est utilisé comme gaz inerte si bien que la concentration de l'azote dans l'acier fondu augmente et, au contraire, dans l'étape 4, de l'argon est utilisé comme gaz inerte si bien que la concentration de l'azote dans l'acier fôndu diminue con- sidérablement Les valeurs calculées sont bien en accord avec les valeurs réellement mesurées indiquées par des cer- cles noirs. EXEMPLE 3 On effectue une opération de décarburation dans un convertisseur ayant cinq tuyères du type utilisé dans l'exemple 2 mais avec un revêtement réfractaire neuf Les quantités de gaz injecté et le rapport de l'oxygène au-gaz de dilution sont les mêmes que sur la figure 2 Les ré- sultats de l'opération sont indiqués sur la figure 6. Sur la figure 6, les références W à repré- sentent les moments de chargement des matières introduites dans le convertisseur Les matières introduites dans le con- vertisseur au temps correspondant et leurs poids sont les suivantes. D ferrailles 950 kg Ni O 786 kg Fe-Ni 1685 kg ferrailles 510 kg Ca O 660 kg F Fe-Ni 2272 kg Fe-Ni 2176 kg t Ca O 500 kg Ca O 560 kg Ni O 103 kg On note sur la figure 6 que les valeurs calculées - avec le modèle II selon l'invention sont en bon accord avec les valeurs réellement mesurées. Le tableau IV indique la température de l'acier fondu et sa composition à la fin de l'opération de décarbu- ration réalisée dans les exemples 1 à 3. TABLEAU IV Comparaison des résultats et des calculs Opération à 4 tuyères (exemple 1) Temp % C % Si % Mn % Ni % Cr % N C résultat 1660 0,039 0,00 0,32 8,99 16,41 0,036 réel calcul 1657 0,033 0, 00 0,29 8,87 16,42 0,034 Opération à 5 tuyères (exemple 2) résultat 1715 0,026 0,00 0,52 8,84 15,98 0,064 réel calcul 1715 0,030 0,00 0,39 8,90 16, 06 0,065 Opération à 5 tuyères (exemple 3) résultat réel 1700 0,029 0,00 0,54 8,88 15,80 0,057 calcul 1694 0,027 0,00 0,53 8,99 15,81 0,061 EXEMPLE 4 Une opération de décarburation est réalisée à l'aide des modèles selon l'invention, une fois connues la composition et la température d'un acier fondu chargé dans un convertisseur AOD A la moitié des opérations, le procédé est arrêté et la composition et la température de l'acier fondu sont mesurées en réalité Ensuite, d'après la com- position et la température mesurées de l'acier fondu, l'opération est reprise par mise en oeuvre des modèles selon l'invention La figure 7 représente le résultat des opérations précitées, les traits interrompus représentant les valeurs calculées lorsque la température de l'acier fondu chargé dans le convertisseur est connue alors que les traits pleins correspondent aux valeurs calculées lorsque la température de l'acier fondu est connue à la fin de l'étape 2 Sur la fiure 7, les références Q à représentent les moments de chargement des matières introduites dans le con- vertisseur La nature et le poids des matières chargées dans le convertisseur, au temps correspondant, sont les suivants. O Fe 820 kg Ni O 786 kg Fe-NI 608 kg Ca O 590 kg Q Fe-Ni 1533 kg Fe-Cr 193 kg Ca O 500 kg Fe-Ni 1731 kg Fe-Ni 2476 kg Ca O 500 kg Sur la figure 7, les traits interrompus repré- sentent les courbes de simulation de la décarbration ré- alisée après connaissance de la composition et de la tempé- rature de l'acier fondu chargé dans le convertisseur et à l'aide des modèles mathématiques selon l'invention Au dernier moment de l'étape 2, la composition et la tempéra- ture de l'acier fondu sont vérifiées Après vérification, on constate que la température réellement mesurée est su- périeure de 151 C à la température calculée, et que le pour- centage de chrome dans l'acier est un peu inférieur au pourcentage calculé si bien que l'acier fondu est un peu trop oxydé dans une certaine mesure. En conséquence, la quantité d'oxygène injectée est réduite de 15 % par rapport à la quantité prédéterminée d'oxygène, dans l'opération suivante, afin que l'éléva- tion de température soit supprimée Sur la figure 7, les courbes en traits interrompus représentent les valeurs calculées une fois connue la température de l'acier fondu chargé dans le convertisseur et les traits pleins repré- sentent les valeurs calculées lorsque la température de l'acier fondu est mesurée en réalité à la fin de l'étape 2. Les valeurs mesurées en réalité pour la température, le pourcentage de chrome et le pourcentage de carbone sont indiqués par des triangles noirs, des cercles noirs et des cercles blancs respectivement Comme l'indique la figure 7, la température de l'acier fondu au dernier moment de l'opération de décarburation peut être réduite, et la perte de chrome peut être évitée, par suppression de l'oxydation excessive de l'acier fondu. Le tableau V représente la composition et la tem- pérature mesurées de l'acier fondu au début de l'opération, les compositions et températures calculées pour l'acier fondu au dernier moment de l'étape 2 et au dernier moment de la décarburation, une fois connues la composition et la température précitées de l'acier fondu au début de l'opé- ration, la composition et la température de l'acier fondu au dernier moment de la décarburation, calculées une fois cornues la composition et la température de l'acier fondu au dernier moment de l'étape 2, ainsi que la composition et la température réellement mesurées pour l'acier fondu au dernier moment de la décarburation Après l'étape 4, seul l'argon est injecté dans le convertisseur afin qu'il assure une réaction entre de l'oxygène en excès et du car- bone dans l'acier fondu, en totalité Température et composition de l'acier fondu mesuré au début de l'opération mesuré à la fin de l'étape 2 mesuré à la fin de l'étape 4 mesuré après décarburation à l'argon calculé d'après les valeurs mesurées pour l'acier fondu chargé dans le convertisseur calculé d'après les valeurs mesurées pour l'acier fondu à la fin de l'étape à la fin de l'étape à la fin de l'étape apres décarburation à l'argon à la fin de l'étape 4 après décarbu- ration à l'ar- gon TABLEAU V Temp C % C % Si 2 1640 4 1724 2,687 0,234 0,029 0,027 0,210 0,020 0,40 0,00 0,0 0,0 0,0 0,0 0,018 0,0 0,026 0,0 0,025 0,0 %Mn % Ni % Cr 0,89 0,57 0,52 0,52 0,55 0,50 ,63 9,09 9,16 9,16 9,20 9,22 19,59 16,25 ,85 ,85 16,15 ,68 0,50 9,22 15,68 PO 0,55 9,18 0,55 9,18 ,84 ,84 ré. w os Le tableau VI représente la composition des constituants gazeux injectés ainsi que leurs quantités, dans les différentes étapes - Selon le procédé de l'invention mis en oeuvre avec un ordinateur, la considération de l'oxydation du chrome et du fer hors de leur équilibre, cette oxydation n'étant pas prise en considération dans les procédés clas- siques de décarburation de métal fondu, la détermination des moments du chargement des agents de refroidissement et leur quantité, ainsi que le réglage du gaz injecté et de la fin de la décarburation peuvent être réalisés avec précision. TABLEAU VI Etape Quantité de gaz injecté (m 3/h) 151-1 02 = 3200 N 2 = 800 1-2 02 3000 N 2 = 1000 2-1 02 2667 N 2 = 1333 2-2 02 = 2400 N 2 = 1600 3 * = 2000 N = 2000 4 * 02 1000 Ar = 3000 décarburation à l'argon Ar = 2200 Note: dans une opération réelle, la quantité d'oxygène injectée à l'étape 3 * et à l'étape 4 * est réduite de 15 % par rapport à la quantité indiquée -dans le tableau VI. Bien entendu, diverses modifications peuvent être apportées par l'homme de l'art au procédé qui vient d'être décrit uniquement à titre illustratif sans sortir du cadre de l'invention. REVENDICATIONS 1 Procédé de réglage de la décarburation d'une masse prédéterminée d'un métal fondu contenant du carbone et du- fer, la masse étant contenue dans un convertisseur à re- vêtement réfractaire comprenant un dispositif d'injection d'oxygène et d'un gaz de dilution dans le métal fondu, et un dispositif réglable de réglage des débits de gaz des- tiné à faire varier le débit des gaz respectifs, ledit procédé étant caractérisé en ce qu'il comprend (a) le réglage du dispositif réglable de réglage afin qu'il détermine un premier débit supérieur à O pour l'oxygène et un premier débit pour le gaz de dilution, (b) l'utilisation d'un ordinateur pour la mise en oeuvre de la séquence suivante d'étapes ( 1) le calcul de l'importance de l'oxydation du métal à l'aide des valeurs obtenues dans les calculs sui- vants ( 1-1) le calcul des quantités de carbone, de si- licium et de manganèse oxydées par unité de temps à partir du produit de la différence de concentrations de chaque élément par un facteur de convertisseur, dans l'hypothèse. o 1 'importance de chaque oxyde formé par les réactions d'oxydation dépend de la vitesse de transfert massique de chaque élément à l'interface du gaz, du laitier fondu et du fer fondu, le facteur de convertisseur étant calculé d'après des données réelles mesurées, un résultat étant calculé à l'aide du modèle I qui est le suivant Modèle I 1) un gaz d'affinage comprenant de l'oxygène et de l'argon injecté dans un convertisseur d'affinage par plusieurs tuyères commence à former des bulles et, dès que l'oxygène gazeux commence à réagir avec le carbone, le silicium, le manganèse et le chrome dans l'acier fondu, CO, Si O 2, Mn O et Cr 2 03 se forment, dans l'hypothèse dans ce cas o la quantité de ces oxydes formés par la réaction dépend de la vitesse de transfert massique des quatre éléments vers l'interface du gaz et du liquide, les équations ( 1) à ( 4) représentant le compor- tement au voisinage des tuyères 02 + 2 C > 2 C O ( 1) 02 + 4/3 Cr 2/3 (Cr 203) ( 2) 02 + 2 Mn > 2 (Mn O) ( 3) 02 + Si (Si O 2) ( 4) 2 2 les répartitions de l'oxygène dans les diverses ré- actions représentées par les équations ( 1) à ( 4) étant exprimées par les équations ( 5) à ( 8) 02 (C) N,mol/s ( 5) 02 (Cr)=,r nolIs (f) 02 (Cr) /'n 02 nl / _l Z/2 "n 1 2 0,04 n)( E J,mol /s ( 7) Li k 02 (S) S, mol/s (fl) le flux Jj à l'interface, provenant de la masse de l'acier liquide, étant donné par les équations ( 9) et ( 10) J = m k AB (b, j %Ci),mol/s ( 9) Jl OO Mj J B b J 1,j I j J 3 +i J + J LJ = 2 JC + 4 Cr 2 Mn si,mol/s ( 10) dans lesquelles j = un élément quelconque choisi parmi C, Si, Mn et Cr, % Cbj = la concentration de j dans la masse, % Cij = la concentration de j à l'interface, 0 = la quantité d'oxygène injectée dans le convertisseur en moles/s Pm = la masse volumique de l'acier liquide en g/cm 3, kj = le coefficient de transfert massique de j en cm/s, i 2 AB = la surface des bulles en cm 2, 2).Cr 2 o 3 et Mn O formes dans les équations ( 2) et ( 3) remontant avec des bulles dans l'acier fondu, et, pen- dant cette remontée, comme l'indiquent les équations ( 11) à ( 14), Cr 203 et Mn O étant réduits par le carbone et le si- licium en acier fondu (le carbone et le silicium sont re- pérés par les désignations C et Si respectivement) ( Cr 203) + C Cr CO ( 11) )2 3 C 3 ( Mn O) + C M:M Mn + CO = ( 12 I I 2 Sil (V ( Cr 23) + 2 Si -> 2 C ( Si O 2)( 13 (Mn O) + 2 Si Mn + ( Sio 2) ( 14 dans l'hypothèse o les vitesses des réactions dans les équations ( 11) à ( 14) dépendent d'une vitesse de trans- fert masique de l'oxygène dans une région à-teneur élevée en carbone de l'acier liquide et dépendent d'une vitesse de transfert massique de carbone dans une région à basse teneur en carbone de l'acier liquide, les vitesses de ré- action des équations ( 11) à ( 14) dépendant en outre de l'énergie libre des réactions correspondant à ces équa- tions, les variations de la concentration de l'oxyde de carbone d(CO) dans les bulles qui remontent, les variations dx des concentrations du chrome, du manganèse et du silicium d(Cr) d(Mn) d(Si) nd-x, -3 M a-, contenues dans les oxydes respectifs restant dans les bulles et la variation de la concentration de, l'azote dans les bulles étant indiquées par les équations ( 15) à ( 19) d(CO) LGT 1 LX 12 dx O = i GT d(Cr) dx AGIO + AG 13 o l G /' G d(Mn) LAG 12 +:14 dx : -Jo' t GT d(Si) LG 13 LGI 4 dx = -Jo 'T d(N 2) dx /3 m AB k (I 2800 B N' k P('r B mo 1 C S mol /cm s mol/cm s mol/cm s % N,i),mol s dans lesquelles G 11,12,13,14 désigne l'énergie libre pour la réaction de l'équation ( 11), ( 12), ( 13), ( 14) respecti- vement, go O le flux d'oxygène k le transfert massique d'oxygène, o k N le transfert massique de l'azote, VB la vitesse de remontée d'une bulle, % Oi la concentration d'oxygène en équilibre avec Cr 203, en % Ob la concentration d'oxygène dans la masse de l'acier, % Nb la concentration de l'azote dans la masse de l'acier, % N,i la concentration de l'azote à l'interface des bulles et de l'acier liquide, %, le flux d'oxygène j à partir de l'interface et - vers la masse étant indiqué par l'équation ( 20) PM A jo 1600 k (%Oi %Ob), mol/s ( 20) 3) le bilan matière de l'acier fondu et du laitier étant calculé dans l'hypothèse o les oxydes qui ne sont pas réduits dans l'ascension des bulles-sont absorbés dans la phase du laitier, la variation de poids de l'acier fondu ('17) / d Wm/dt étant indiquée par l'équation ( 21) et la variation de composition de l'acier fondu d%(Ci) étant indiquée par les dt équations ( 22) et ( 23) d Wm,=-k c dw Scî12 1 2 dt Ci dt gis d %, Ci l OO Mi A %C d Wm C,l d W oc l dt WM Wm dt Wm t d dans lesquelles i désigne C, Si, Mn, Ni, Cr dr Nl 2800 -N 2 ( 2 d Wm + Pmk' NA ' dt = Wm 2 Wm dt Wm- %Is ( 23) A Ci représentant l'importance de l'oxydation de i, en moles/s, Mi la masse atomique de i en g/mole 1 la nature des ferrailles chargés dans le convertisseur, W Sc le poids de ferrailles chargés dans le convertisseur en g, AN l'importance du retrait d'azote dans les bulles en moles/s, 2 3 Pm la masse volumique de l'acier fondu en g/cm, k'N le transfert de masse de l'azote dans le métal liquide N à la surface libre en cm/s, N' la concentration d'azote à la surface libre en % A l'étendue de la surface libre en cm 2, le changement de poids du laitier fondu d Ws/dt et le changement de composition du laitier fondu d(%M O) dt X y-étant indiqués par les équations ( 24) et ( 25) res. pectivement M Icr O d' S = r 22 A Cr+ Mn O A Mn + M 02 L Si dt = 2 S'0 + F ''a O,g/s (?tl + Fe dt d l M Mxoj IOOM Mx Oy %Mx Oy dws, ' dt Es' Mx Oy Ws dt /s dt = A 'M Cxoy Ws 'dt dans lesquelles Mx Oy = Cr 203, Mn O, Fe O, Si O 2, A Cr = la quantité de Cr oxydé en moles/s A Mn = quantité de Mn oxydé en moles/s A Si = quantité de Si oxydé en moles/s A Fe = quantité de Fe oxydé en moles/s 4) le bilan thermique étant calculé par considé- ration de toute la chaleur de réaction produite au cours de l'affinage, des pertes par rayonnement par l'embou- chure du convertisseur, des pertes de chaleur par l'enveloppe du convertisseur, de la chaleur de fusion des agents de re- froidissement et de l'enthalpie du gaz, et la variation de température de l'acier liquide étant alors calculée d'après l'équation ( 26) d T= Q/( C W + Cp mwm)' C/s ( 26) dans laquelle Cp S représente la chaleur spécifique du laitier en J/ C g Cp N désigne la chaleur spécifique du métal en J/PC g z Q représente la somme des chaleurs de réaction, des pertes de chaleur par le convertisseur et autres, en J ( 1-2) la supposition que le reste, après sous- traction de la quantité d'oxygène consommée dans les ré- actions d'oxydation décrites dans le paragraphe précédent. ( 1-1) de la quantité d'oxygène injectée pendant l'unité de temps représente la quantité d'oxygène consommée par oxydation du chrome, ( 1-3) pendant la réaction précitée d'échange, le fer de l'acier fondu s'oxyde sous l'action de Cr 203 dans le laitier, la fraction molaire Cr/Fe qui est calculée à partir des résultats obtenus au cours d'une opération ré- elle dans le laitier, étant supposée maintenue à une même valeur à tout moment au cours de la réaction, ( 2) dans le cas d'utilisation d'azote comme gaz diluant ou d'argon comme gaz diluant, le calcul d'une quantité d'addition ou de retrait d'azote dépendant des vitesses de transfert massique de l'azote dans l'acier fondu, ( 3) le calcul du changement de température de l'acier fondu à l'aide des valeurs obtenues dans les calculs suivants: ( 3-1) le calcul du bilan matière à partir de l'im- portance de l'oxydation du carbone, du silicium, du manganèse et du chrome, cette importance étant obtenue suivant les paragraphes précédents ( 1) et ( 2), la quantité d'azote absorbée dans l'acier fondu ou la quantité d'azote retirée de l'acier fondu, ( 3-2) le calcul du changement de poids de l'acier fondu, du changement de composition des éléments contenus dans l'acier fondu, du changement de poids du laitier fondu, et du changement de composition du laitier, ( 3-3) le calcul du bilan thermique de l'acier fondu et du laitier fondu à partir des chaleurs de réaction de la réaction précitée d'oxydation, les pertes de chaleur du con- vertisseur et des chaleurs de fusion des agents de refroi- dissement, ( 4) le calcul des poids, des compositions et de la température de l'acier fondu et du laitier après un inter- valle prédéterminé de temps, à l'aide des valeurs précitées des variations par unité de temps, ( 5) le changement du rapport de l'oxygène à un gaz diluant afin que la proportion du gaz dilui nt soit accrue et le changement de la quantité des gaz injectés dans le convertisseur au moment o la décarburation calculée au paragraphe précité ( 1) devient inférieure à une décarbura- tion prédéterminée, ( 6) la répétition des calculs des paragraphes ( 1) à ( 5) jusqu'à ce que la teneur en carbone de l'acier fondu, calculée dans le paragraphe précité ( 4)devienne égale à une teneur prédéterminée en carbone, et ( 7) le chargement de la quantité nécessaire d'agents de refroidissement afin que la température de l'acier fondu soit abaissée dans une plage de températures prédéterminée au moment o la température de l'acier fondu devient égale à une température maximale prédéterminée. 2 Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que chaque intervalle de temps prédéterminé utilisé dans l'étape (b) est inférieur à 10 s. 3 Procédé selon la revendication 2, caractérisé en ce que le gaz de dilution est choisi dans le groupe qui comprend l'hélium, le néon, l'argon, le krypton, l'azote, le xénon et leurs mélanges.