La présente invention concerne un procédé pour produire de L'acier au silicium à grains orientés sous la forme de tôles permettant des températures de réchauffage plus basses que par les procédés antérieurs. Les procédés pour produire des tôles d'acier au silicium utilisées dans les transformateurs et d'autres dispositifs électromagnétiques doivent assurer une commande précise pour obtenir dans le produit final un taux élevé d'orientation préférée d'aimantation et par suite des propriétés magnétique anisotropes optimales. D'une façon générale, les procédés commerciaux concernent la production d'aciers ayant des compositions chimiques soigneusement réglées, typiquement 2,5 à 3,5 % de silicium, 0,07 à 0,12 7. de manganèse, environ 0,025 Z de soufre, moins de 0,03 7 de carbone et moins de 0,015 % de phosphore. Des plaques de cet acier sont laminées à chaud jusqu'à une épaisseur d'environ 2 mm. Ensuite l'acier laminé à chaud est nettoyé et est laminé jusqu'à l'épaisseur finale en utilisant différentes techniques.Habituellement le laminage à froid comporte deux réductions à froid jusqu'à une épaisseur finale de 0,25 à 0,40 mm avec un recuit intermédiaire. La tôle laminée à froid est ensuite soumise à un recuit de décarburation pour provoquer une recristallisation et une décarburation primaires, et ensuite est soumise à un recuit final en pot à haute température, soigneusement commandé, pour provoquer une recristallisation secondaire avec l'orientation préférée. La formation d'une microstructure orientée bien développée dépend non seulement dune commande précise des paramètres du traitement, mais aussi du réglage précis de la composition chimique. Par exemple, il est bien connu qu'une phase précipitée fine, par exemple de sulfure de manganse, doit être présente pendant le recuit final d'orientation pour constituer un inhibiteur de croissance des grains, et par suite pour favoriser une recristallisation secondaire orientée. Sans un tel précipité, le recuit final provoquera une croissance considerable des grains primaires avec peu ou pas de recristallisation secondaire vers une microstructure oriente. D'autre part, une telle phase precipitée n'est avantageuse que si elle est précipitée avant le traitement à chaud, la formation de lingots, etc., pro voquant la formation de précipités assez gros et mal dispersés dans les grains de la ttle laminée à chaud. Pour éviter ces difficultés les pratiques commerciales utilisent un préchauffage à haute température pour le laminage à chaud de la plaque, c'est-à-dire des températures d'environ l3700C pour la dissolution des particules de la phase précipitée devant ensuite être à nouveau précipitée pendant ou après le laminage. Bien que le laminage à chaud à haute température soit efficace pour dissoudre les sulfates de l'acier, afin que ces sulfates soient ensuite précipités, ces sulfates constituant des inhibiteurs de croissance des grains, cette pratique coûteuse demande du temps et est gênante, en particulier en ce qui concerne les effets destructeurs des températures élevées sur les garnissages en matière céramique du four de réchauffage, ainsi que de la structure support et de l'oxydation excessive des surfaces de plaques ainsi chauffées. Des recherches considérables ont été faites pour obtenir des procédés ne nécessitant pas ces hautes températures de réchauffage. Ces procédés sont ainsi basés seulement par l'utilisation de produits précipités comme l'inhibiteur de croissance des grains ou des combinaisons de ces précipités. Cependant aucun de ces procédés n'a pu être utilisé commercialement. Plus récemment il a été montré (brevet des Etats-nnis d'Amérique nO 3 671 337) que des températures inférieures de réchauffage de la plaque peuvent être utilisées en réduisant la quantité de sulfure de manganèse dans l'acier pourvu qu'une phase de nitrure d'aluminium soit présente en quantité suffisante pour assurer une augmentation par rapport au sulfure de manganèse en tant qu'inhibiteur de croissance des grains. Bien que des résultats particulièrement bons puissent être obtenus par ce procédé, ce procédé est plus croûteux en raison de la nécessité de commande exacte et du fait que la production en produit de qualité est assez faible. De plus, du fait de l'oxydation de l'aluminium la teneur élevée en aluminium est gênante pendant la coulée des lingots si des précautions exccptionnelles ne sont pas prises pendant la coulée. L'invention concerne un nouveau procédé pour la production des ttles d'acier au silicium à grains orientés permettant des températures de réchauffage de la plaque plus basses qu'avec le larnioag: h chaud antérieur, sans réduction de la qualité des produits.L'utilisation de tem ratures plus basses de réchauffage de la plaque apporte de nombreux avantages parmi lesquels la réduction de la quantité de chaleur devant etre fournie au cours du réchauffage, la réduction des déformations de la plaque, la réduction de la vitesse et de l'importance de l'oxydation et des pertes de rendement qui en résultent, la réduction de l'accumulation de laitier dans le four, la réduction de la dégradation de la structure et du garnis sage du four permettant d'augmenter la durée d'utilisation du four, l'augmentation de la durée d'utilisation des cylindres et des laminoirs à chaud, et la réduction de la température et l'élimination du soufre pendant le recuit en pot pour augmenter la capacité de production des équipements existant déjà pour le recuit en pot. L'invention a par suite pour objet un procédé pour la production d'une tale d'acier au silicium à grains orientés permettant des températures inférieures de réchauffage. L'invention a aussi pour objet un procédé pour produire une talle d'acier au silicium en utilisant une teneur faible en manganèse et/ou en soufre, conjointement avec une teneur faible en oxydes résiduels pour permettre une température plus basse de réchauffage sans réduction des caractéristiques magnétiques du produit. L'invention a aussi pour objet un procédé pour la production d'une tôle d'acier au silicium à grains orientés qui, par une désoxydation plus efficace, augmente l'efficacité du sulfure de manganèse pour empocher la croissance indésirable des grains et permettre ainsi des quantités plus faibles de précipités dans l'acier. Les caractéristiques de l'invention ressortiront plus particulierement de la description suivante, donnée à titre d'exemple et faite en se référant au dessin annexé, sur lequel - la figure unique est un diagramme montrant la solu bilié pour le sulfure de manganèse en fonction de la température. I1 a été déjà indiqué que,dans la production d'un acier au silicium à grains orientés, l'établissement d'une microstructure bien orientéependant le recuit final dépend de la présence d'une phase précipitée fine dispersée dans les grains primaires. Quand ces précipités sont en quantités suffisantes ils servent comme inhibiteurs de croissance des grains pendant le recuit final et,par suite, ils favorisent une recristailisation secondaire plûtot qu'une croissance non sélective primaire par migration à travers les joints. Bien que différentes formes aient été propssees pour ces précipités > par exemple VN, TiC, MnS, la pratique commerciale la plus courante est l'utilisation de précipités de sulfure de manganèse parce que les constituants de ce sulfure existent déjà dans l'acier, et que leurs quantités peuvent être facilement commandées. D'après les techniquesantérieures il a par suite été nécessaire de former un acier au silicium con tenant 0,07 à 0,11 7 de manganèse et 0,02 à 0,04 Hz de souvre. Avec ces quan- tités de manganèse et soufre, une quantité suffisante de sulfure de manganèse est en général formée et est disponible pour assurer le précipité nécessaire inhibiteur de croissance des grains, c'est-à-dire d'environ 0,055 à 0,11 % de MnS. Pour btre un inhibiteur efficace de croissance des grains, il est connu que le sulfure de manganèse ou n'importe quelle phase précipitée analogue doit être finement dispersé dans l'acier, les particules minuscules formant des "aiguilles", pour empêcher la migration des joints des grains et par suite la croissance des grains pendant la recris tallisation primaire en favorisant la croissance des grains de III ll0 uniquement pendant la recristallisation secondaire. Un travail à chaud important de l'acier solidifié provoquera une croissance appréciable de ces précipités et leur concentration intergranulaire de sorte que ces précipités ne seront pas des inhibiteurs désirables de la croissance des grains. Par suite, il est essentiel aussi que la phase précipitée puisse être dissoute en solution solide, et qu'elle soit dissoute pendant le réchauffage de la plaque, afin qu'elle soit précipitée sous la forme de particules finement dispersées pendant ou après le laminage à chaud final, clest-h-dire le laminage jusqu'à l'épaisseur désirée à chaud. Il apparatt dans le cas de la technique antérieure décrite ci-dessus, qu'un excédent de manganèse au-dessus de la quantité nécessaire pour une réaction stoéchiométrique avec le soufre pour former du MnS existe dans un acier suivant la technique antérieure. Par exemple 0,02 7 de soufre de la façon indiquée ci-dessus réagira à peu près complètement avec environ 0,035 7 de manganèse en laissant une quantité considérable de manganèse ayant pas réagi.Cet excès de manganèse aide à empêcher une résistance faible à la chaleur de l'acier. Cependant comme du manganèse en excédent est présent cn solution dans l'acier solidifié, il réduit aussi la facilité de dissolution du sulfure de manganèse précipité au moment du réchauffage de la plaque. La difficulté de dissolution du sulfure de manganèse précipité est proportionnelle à la quantité de manganèse en excédent n'ayant pas réagi se trouvant déjà en solution. Comme le processus de solution du sulfure de manganèse est une réaction activée thermiquement, il peut etre représenté par la réaction dans laquelle le NnS précipité pendant le processus de dissolution devient du manganèse et du soufre dissous individuellement dans l'acier à l'état solide. En accord avec les conventions pour considérer les relations d'énergie dans ces réactions, la tendance pour ces relations de solution peut etre exprimée par En considérant les activités du MnS précipité et constantes, la difficulté de dissolution du MaS peut être considérée comme proportionnelle au produit de X Mn par 7.S qui est appelé le "produit de solubilité".Dans le cas considéré la température nécessaire pour une solution complète augmente avec le produit de solubilité. Par suite, un excédent de manganèse au-dessus de la quantité nécessaire pour la combinaison stoechiométrique du manganèse et du soufre augmente le produit de solubilité, et par suite de la température nécessaire pour la solution complète. Un exposé plus détaillé du produit de solubilité est donné dans Metallurgical Thermochemistry, O. Kubachewsky et E. Evans, John Wiley and Sons, New York 1956, pp, 32-72. Il découle de ce qui précède que ai la quantité de sulfure de manganèse est réduite dans l'acier, une température plus basse au réchauffage de la plaque pourra être utilisée pour la dissolution totale de ce sulfure. Par exemple, une plaque d'acier suivant les techniques antérieures devant être traitée pour obtenir une talle d'acier au silicium à grains orientés, contiendra typiquement en poids environ 0,08 7 de manganèse et 0,925 7 de soufre pour obtenir un produit de solubilité d'environ 0,002 % en poids de manganese-multiplié par le poids % de soufre.Pour la dissolution de sensiblement tout ce sulfure en solution solide, la plaque doit être chauffée à une température supérieure à 1300oC et de préférence de 1370"C à 1400"C. Dans le cas du minimum de manganèse et de soufre considéré suivant la technique antérieure, le produit de solubilité est 0,0014, ce qui nécessite une température minimale de réchauffage de la plaque d'environ 1290 C. Comme il est indiqué ci-dessus, ces températures élevée de réchauf- fage sont gênantes.Par contre, si le produit de solubilité est inférieur à 0,0012, c'est-à-dire le poids 7 de manganèse multiplié par le poids 7 de soufre dans l'acier, une température de 12600C suffira pour la dissolution de pratiquement la totalité du sulfure. Bien que ces températures relativement faibles de réchauffage soient évidemment avantageuses, du sulfure de manganèse en quantité faible ne sera normalement pas efficace pour constituer un inhibiteur de croissance des grains efficace si l'acier est par ailleurs traité selon la technique antérieure. I1 a été découvert conformément à l'invention que l'efficacité du sulfure de manganèse comme inhibiteur de croissance des grains, de la façon nécessaire pour favoriser l'orientation pendant le recuit final, est réduite par la présence de produits d'oxydation insolubles précipités, tels que Al203, Si02, MnO, FeSiO3, etc., dispersés dans l'acier.Bien que les raisons de cet effet nuisible ne soient pas entièrement connues, il peut être supposé que cela est dû à la solubilité très faible des oxydes dans l'acier d à l'état solide, en particulier aux températures basses de réchauffage de la plaque selon l'invention, et/ou à la tendance du soufre à s'associer à ces oxydes pour former des oxysulfures dont les limites et les conditions cinétiques de solubilité sont moins efficaces pour permettre le développement de l'orientation recherchée. Comme ces aciers à grains orientés contiennent nécessairement des taux importants de silicium, ils sont toujours coulés à l'état calmé et par suite ces produits d'oxydation sont toujours présents dans une certaine mesure.Il a cependant été constaté que les produits d'oxydation les plus gênants sont les produits de réoxydation formés pendant la coulée des lingots comme il est expliqué ci-après. Le phénomène ci-dessus a été en partie reconnu dans le brevet des Etas-Unis d'Amérique n" 3 671 337 précité qui indique que les inclusions siliceuses sont nuisibles et par suite que les teneurs inférieures en sulfures de manganèse constitueront un inhibiteur efficace de la croissance des grains si l'acier est désoxydé par de l'aluminium en quantité suffisante pour éviter la destruction du silicium et en même temps pour rendre plus de 0,005 7 en poids d'aluminium soluble dans l'acier pour former du nitrure d'aluminium Le nitrure d'aluminium est considéré comme un supplément du sulfure de manganèse en teneur faible de sorte que le sulfure de manganèse et le nitrure d'aluminium existeront en même temps pur former une quantité suffisante de précipités de la façon nécessaire pour obtenir l'orientation optimale des grains. Le procédé selon l'invention est similaire du fait que des quantités plus faibles de sulfure de manganèse sont utilisées et que de l'aluminium est-ajouté à l'acier en fusion. Cependant, du nitrure d'alu- minium n'est ni nécessaire, ni désirable. Le procédé selon l'invention utilise par contre des processus destinés simplement à éviter les produits de réoxydation insolubles, de sorte que des quantités plus faibles de sulfure de manganèse seront des inhibiteurs efficaces de la croissance des grains sans précipité supplémentaire tel que du nitrure d'aluminium, en permettant ainsi une température plus basse de réchauffage de la plaque. Selon un mode de mise en oeuvre de l'invention, une charge d'acier au silicium est affinée dans n'importe quel récipient d'affinage, tel qu'un four à sole Q-BOP ou BOF selon la technique antérieure pour obtenir un acier contenant 2,5 à 3,5 7 de silicium, environ 0,03 7 de carbone et moins de 0,015 7 de phosphore. Cependant les teneurs en manganèse et/ou en soufre doivent être inférieures à celles utilisées avec des procédés antérieurs pour obtenir une quantité plus faible de sulfure de manganèse dans L'acier avant le réchauffage de la plaque. Typiquement, les procédés antérieurs donnent un acier ayant en poids 0,08 à O,LO % de manganèse et environ 0,025 % de soufre. Dans l'acier refroidi cela donne 0,068 % en poids de sulfure de manganèse et un produit de solubilité de 0,0020 à 0,0025.Cependant, il est essentiel avec ce procédé que le produit de solubilité ne dépasse pas 0,0012 7 en poids de manganèse multiplié par le poids % de soufre et de préférence qu'il soit compris entre 0,0007 et 0,0010. Dans ce but, il est nécessaire de réduire la quantité de l'un ou l'autre de ces éléments ou des deux dans la production de l'acier. Par exemple une teneur en manganèse de 0,05 7 en poids de manganèse et/ou une teneur de 0,020 X en poids de soufre suffiront pour donner un produit de solubilité d' environ 0,0010. Le tableau ci-après convenable d'après l'état actuel de la technique pour le réglage de ces réactifs pendant la fabrication de l'acier donne d'autres exemples de l'invention. Poids 7 de Manganèse Poids 7 admissible dans le bain de soufre 0,08 O,Q09 à 0,013 0,07 0,011 à 0,015. 0,06 0,012 à 0,018 0,05 0,015 à 0,022 0,04 0,019 à 0,023 Les teneurs réduites en manganèse peuvent entre obtenues en choisissant des riblons et du métal chaud à faible teneur en manganèse avant l'élaboration de l'acier, en augmentant la durée de l'introduction d'oxygène ou en augmentant le rendement de l'oxydation du manganèse pendant la formation de l'acier, et/ou en réduisant la quantité de manganèse pendant la désoxydation du bain d'acier. Des teneurs réduites en soufre peuvent être obtenues par un choix des métaux et des procédés de fabrication de l'acier similaires et/ou par l'utilisation de différents procédés disponibles pour désulfurer l'acier en fusion avant ou pendant la coulée en lingots. Bien que chacune des plages de la teneur en soufre indiqué par le tableau soit donnée pour chaque teneur en manganèse, il est avantageux et par suite désirable de réduire là teneur en soufre en permettant ainsi un certain excédent de manganèse. Cela facilitera la désulfuration pendant le recuit final, c'est-à-dire nécessitera moins d'extraction du soufre pendant le recuit final en permettant ainsi d'obtenir des propriétés magnétiques supérieures pour l'acier.Par exemple, il est avantageux pour un recuit final plus économique de former un acier contenant en poids environ 0,07 ou 0,08 7 de manganèse avec des teneurs en soufre respectivement de 0,011à 0,015 % ou de 0,009 à 0,013 7. Ces choix des teneurs relatives en manganèse et en soufre d'après celles données par, le tableau donneront une teneur en manganèse supérieure à celle nécessaire pour des considérations stoechiométriques et par suite assureront la consommation la plus complète du soufre disponible, par formation de sulfure de manganèse. Quand la composition chimique du métal chaud est atteinte dans le four, l'acier est coulé en lingots. Cependant, contrairement à la technique antérieure, le mode de coulée en lingots doit être tel qutil élimine ou au moins minimise la formation de produits de réoxydation insolubles. Pour éclairer ce point, ii sera noté que, quand les aciers au silicium sont coulés, le courant étroit de coulée expose une superficie assez importante de l'acier en fusion propre à teneur faible en oxygène à l'atmosphère contenant de l'oxygène.Du fa-it de cette oxydation, une réoxydation substantielle des constituants de l'acier a lieu en formant ainsi des oxydes insolubles nuisibles comme il a été explique cidessus, Autrement dit, ces oxydes insolubles sont concentrés dans la masse du lingot et influent défavorablement sur les précipité de sulfure de manganèse comme inhibiteur de la croissance des grains. Par suite, pour que la quantité plus faible de sulfure de manganèse constitue un inhibiteur efficace de la croissance des grains pendant les traitements thermiques consé cutifs, la quantité de produits de réoxydation insolubles formés pendant la coulés doit etre réduite au minimum. Dans ce but, il est évident que si l'acier est coulé à travers une atmosphère à faible teneur en oxygene, les résultats recherchés selon l'invention peuvent être obtenus.En fait, selon un mode de mise en oeuvre de l'invention, la coulée de l'acier est faite à travers une atmosphère à teneur faible en oxygène ou une atmosphère inerte pour réduire au minimum des produits de réoxydation insolubles. Evidemment, la coulée de l'acier au silicium dans une atmosphère inerte est une opération conteuse ne convenant pas pour la production de tonnages importants du point de vue commercial. Une autre caractéristique de l'invention est l'utilisation spéciale d'aluminium pour empecher la formation de produits de réoxydation sans qu'il soit nécessaire d'utiliser une atmosphère inerte. Par suite, selon un mode de mise en oeuvre préféré de l'invention, une addition "tardive" et '1excessive" d'alu- minium est faite dans l'acier en fusion avant la coulée en lingots. Pour expliquer cela, il sera noté que,suivant les pratiques antérieures pour la désoxydation,de l'aluminium ou d'autres désoxydants sont ajoutés dans la poche de coulée pendant la coulée à partir du four ou immédiatement après. Le terme "tardive" est utilisé pour indiquer que l'addition d'aluminium est retardée autant qu'il est possible raisonnablement, et qu'elle est faite juste avant la coulée en lingots. Le terme "excessif" indique que la quantité d'aluminium ajouté est supérieureâcelle habituellement nécessaire pour calmer convenablement l'acier en supposant que d'autres désoxydants ne sont pas ajoutés. Cependant dans ce cas, l'acier est déjà calmé du fait de la teneur déjà élevée en silicium et par l'addition antérieure d'aluminium et de manganèse. Par suite, l'addition tardive et excessive d'aluminium ne provoque en fait pas de désoxydation de l'acier ou ne calme pas l'acier. Au lieu de cela, cette addition tardive et excessive d'aluminium sert à protéger le courant d'acier en fusion pendant la coulée en lingots contre les réactions appréciables du silicium, du manganèse, (lu soufre et du fer de placier avec l'oxygène de l'atmosphère entourant le courant de coulée. L'addition tardive d'aluminium sert à minimiser l'oxydation de l'aluminium dans l'acier pour assurer une disponibilité suffisante d'aluminium soluble non réagi pendant la coulée, Par suite, pendant la coulée, il se produit une oxydation préférentielle de l'aluminium de l'acier par comparaison aux autres constituants oxydables.Les produits de cette reaction ont tendance à s'accumuler dans des masses visqueuses importantes qui flottent facilement sur le dessus du lingot coulé et qui par suite ne sont pas dispersées dans le lingot comme c'est le cas pour les produits normaux de réoxydation formés pendant la coulée. Cette addition tardive et excessive d'aluminium selon l'invention est faite idéalement en quantité telle que tout l'aluminium ainsi ajouté soit oxydé pendant la coulée du lingot et qu'il ne subsiste pas de quantité appréciable d'aluminium soluble dans le lingot. Par suite, cette addition excessive d'aluminium devra être d'au moins 0,075 kg environ d'aluminium par tonne d'acier. Comme l'aluminium soluble est facilement oxydé pendant la coulée du lingot, il a été difficile d'établir la quantité maximale pour cette addition d'aluminium. En fait, une quantité de 0,26 kg d'aluminium par tonne d'acier a été ajoutée sans augmentation appréciable d'aluminium soluble subsistant dans l'acier.Autrement dit, aussi bien sans addition d'aluminium appréciable que dans le cas d'une addition d'aluminium jusqu'à 0,25 kg/t juste avant la coulée, la teneur finale en aluminium soluble du lingot sera d'environ 0,003 % en poids. Pour les besoins de l'invention, une plage recommandée pour l'addition d'aluminium est de 0,075 à 0,26kg/t. I1 sera cependant noté que les additions d'aluminium en quantitéssupérieures peuvent convenir, bien que cela soit moins économique. Quand l'acier a été effectivement désoxydé et coulé de la façon indiquée ci-dessus, le lingot résultant est traité suivant les pratiques classiques. Cela comporte le maintien du lingot à environ l3000C et le laminage à chaud pour obtenir une plaque. Avant le laminage à chaud de la plaque pour obtenir l'épaisseur d'une bande chaude, il est bien entendu nécessaire de réchauffer la plaque et suivant les pratiques antérieures la plaque doit être chauffée à une température suffisante pour la dissolution en solution solide de pratiquement tous les sulfures de manganèse. Cependant, comme le produit de solubIlité MnS des plaques suivant ce traitement est compris seulement entre 0,0007 et 0,0012, une température de réchauffage de la plaque comprise entre 1170 C et 13259C, et de préférence inférieure à 1270"C pour un produit de solubilité inférieur à 0,0010, sera suffisante. Bien entendu, cela est pour le cas où les avantages principaux de l'invention sont obtenus.La figure unique montre la relation entre la température nécessaire de solution à l'équilibre et le produit de solubilité. Dans la pratique,les températures minimales de réchauffage ont été trouvées légèrement supérieures aux tempé ratures minimales à l'équilibre pour chaque produit de solubilité indiqué. La protection contre la réoxydation selon l'invention permet des teneurs en sulfure de manganèse sensiblement inférieures à celles considérées nécessaires jusqu'ici pour empêcher la croissance au hasard des grains. Cette protection contre la réoxydation permet une réduction du rapport du manganee/soufre jusqu'à environ 1,7 contrairement8 celui trouvé nécessaire jusqu'ici (environ 3,0) pour empecher la fragilité à chaud de l'acier au silicium. Quand la plaque a été réchauffée de la façon ci-dessus, elle est laminée à chaud jusqu'à une épaisseur de bande chaude par des pracédés classiques. Ce laminage comporte habituellement la réduction à l'état de feuille d'une épaisseur de 1,25 à 2,5 mm avant la réduction de la température à une valeur comprise entre 7500C et 9100C, et le refroidissement par arrosage à l'eau à une température comprise entre 4600C et 5650C préalablement à la mise en rouleau de la tble laminée à chaud. Après le décapage et le nettoyage de la bande chaude, elle est laminée à froid jusqu l'épaisseur finale habituellement de 0,28 mm avec ou sans un recuit intermédiaire de normalisation. Pour cette réduction, il est nécessaire de prévoir deux réductions à froid avec un recuit intermédiaire d'adoucissement. Pour obtenir l'orientation optimale dans le produit final, il est nécessaire que le second laminage à froid effectue une réduction d'épaisseur de 44 à 56 % et de préférence de 50 à 52 Z, pour obtenir l'avant-dernière orientation préférée.Par suite, si une épaisseur de 0,28 mm est désirée pour le produit final, il est nécessaire que le premier laminage à froid réduise l'acier à une épaisseur de 0,56 à 0,59 mm pour que le second laminage à froid à 0,28 mm soit une réduction d'environ 50 à 52 7. Auprès le laminage à froid, la finition de l'acier est faite de la façon habituelle. Cela comporte habituellement un recuit de décarburation qui influe aussi sur la recristallisation primaire et un recuit en pot à haute température pour provoquer une recristallisation secondaire pendant laquelle une texture (110) /0017 est développée. I1 a été indiqué ci-dessus que la bande chaude peut ou non etre normalisée avant le laminage à froid.Bien entendu, cette normalisation n'est pas courante avec les techniques antérieures. Bien que la normalisation ne soit pas essentielle avec le procédé selon l'invention, il a été constaté qu'unie normalisation est svantageuse pour obtenir les propriétés magnétiques optimales du produit final. De façon idéale, cette normalisation est un traitement thermique de normalisation en continu à une température d'au moins 9800C avant tout laminage à froid. Une température de recuit un peu inférieure est préférée ensuite pour le recuit intermédiaire après la premier réduction à froid.Autrement dit, alors que les procédés classiques sans normalisation utilisent un recuit interm- diaire à une température de 930 C à9600C, ce recuit est de préférence fait à une température de 880 à 900 C dans le cas d'une normalisation. L'invention est illustrée plus particulièrement par l'exemple suivant. Exemple Une charge placier BOF a été préparée avec la composition suivante dans les lingots solidifiés Carbone .............. 0,031 % Manganèse ............ 0,055 7 Phosphore ............ 0,006 % Soufre ............... 0,020 % Silicium ............. 2,97 % Aluminium ............ 0,002 % (total) Azote ................ 0,005 % Immédiatement avant la coulée en lingots de cet acier, environ 0,0078 % en poids d'aluminium a été ajouté. De façon surprenante la teneur finale en aluminium des aciers solidifiés (0,002 % en poids) n'a pas été supérieure à celle des aciers au silicium produits de façon classique (0,002 à 0,004 7 en poids).Des lingots formés avec ces aciers ont été maintenus à environ 13200C et ont été laminés pour obtenir des plaques d'une épaisseur de 160 mm. Différentes plaques ont été récbauffées à des températures comprises entre 1180 C et 1300 C et ont été laminées pour obtenir des tales de 2 mm. Les tales laminées à chaud ont été ensuite travaillées pour obtenir des tales de 0,28 mm en utilisant un premier recuit de deux minutes à 870 C, une réduction de 50 à 52 7 et un second recuit de décarburation à 8050C pendant 5 minutes, un recuit en pot de 7,5 heures 1180 C, et des essais ont été faits de la façon décrite dans le norme ASTM A343-60T. Pour des tales produites à partir des plaques réchauffées à des températures comprises entre 1240 C et 15200C, les essais de perte dans le fer à 17 kilogauss ont donné 1,5 à 1,65 watts par kilogramme à 60 Hz, toutes ces valeurs étant acceptables pour l'industrie de la talle d'acier électrique orientée de la qualité M-4. Les pertes dans le fer à 15 kilogauss pour ces tôles ont été comprises entre 1,02 et 1,15 watts par kg à 60 Hz. Les perméabilités à 17 kilogauss ont été comprises entre 10 761 et 12 500 et à 15 kilogauss entre 28 304 et 30 000. La perméabilité par l'intensité des champs d'excitation de 10 oersteds a été d'environ 1860 pour toutes ces tales. Bien entendu la description qui précède n'est pas limitative et l'invention peut etre mise en oeuvre suivant d'autres variantes sans que l'on sorte de son cadre. REVENDICATIONS 1. Procédé pour la production d'une tOle d'acier au silicium à grains orientés, comportant la production d'une plaque contenant du silicium, le laminage à chaud de cette plaque jusqu'à une épaisseur de bande de feuillard, la soumission de l'acier laminé à deux étapes de laminage à froid avec un recuit intermédiaire, la soumission de l'acier laminé à froid à un recuit de décarburation pour provoquer une recristallisation primaire, et flnalement le recuit en pot de l'acier pour provoquer une recristallisation secondaire avec une microstructure avec grains orientés, caractérisé par l'introduction dans la charge d'une quantité seulement suffisante de manganèse ou de soufre pour assurer un produit de solubilité représenté par le pourcentage en poids du manganèse multiplié par le pourcentage en poids du soufre entre 0,0007 et 0,0012, la coulée en lingots de l'acier dans des conditions de résistance à l'oxydation des constituants de l'acier à la surface du courant d'acier formant des oxydes insolubles dispersés dans l'acier, le chauffage de la plaque à une température de 1170"C à 13000C avant le laminage à chaud de la plaque pour obtenir une épaisseur de bande chaude et la soumission de l'acier à une réduction d'épaisseur de 34 à 56% pendant le second laminage à froid. 2. Procédé selon la revendication 1, caractérisé par la coulée de l'acier à travers une atmosphère inerte. 3. 1.'rocédé selon revendication 1 ou 2, caractérisé par la coulée de l'acier immédiatement après l'addition d'au moins 75 g d'aluminium par tonne d'acier sans dépasser la quantité assurant environ 0,0067. d'aluminium soluble dans l'acier solidifié. 4. Procédé pour la production de tales d'acier au silicium à grains orientés comportant la production d'use charge d'acier contenant du silicium, la coulée de cet acier dans une lingotière pour produire un lingot, le laminage à chaud de ce lingot pour obtenir une plaque d'acier, le laminage à chaud de cette plaque jusqu'à une épaisseur de bande chaude, la soumission de l'acier laminé à chaud à deux étapes de laminage à froid avec un recuit intermédiaire, la soumission de l'acier laminé à froid à un recuit de décarburation pour provoquer une recristallisation primaire, et la soumission de l'acier à un recuit en pot pour provoquer une recris tallisation secondaire pour obtenir une microstructure à grains orientés, caractérisé par l'addition en quantité seulement suffisante de manganèse et de soufre dans la charge d'acier pour obtenir un produit de solubilité constitué par le pourcentage en poids de manganèse multiplié par le pourcentage en poids de soufre compris entre 0,0007 et 0,0012, l'addition tardive et excessive d'aluminium à la charge d'acier avant la coulée en lingots, le chauffage de la plaque d'acier à une température de ll7oUC à 1310"C avant le laminage à chaud de la plaque à une épaisseur de bande, et la soumission de l'acier à une réduction de 44 à 567 avant le second laminage à froid. 5. Procédé selon la revendication 4, caractérisé par l'addition d'aluminium à l'acier immédiatement avant la coulée en lingots. 6. Procédé selon la revendication 4, caractérisé en ce que la quantité en excédent d'aluminium est supérieure à celle habituellement utilisée pour la désoxydation complète de cette quantité d'acier. 7. Procédé selon la revendication 4, caractérisé par l'addition d'au moins 75 g d'aluminium par tonne d'acier 8. Procédé selon la revendication 4, caractérisé par l'addition de 75 à 260 g d'aluminium par tonne d'acier. 9. Procédé selon la revendication 4, caractérisé en ce que les quantités de manganèse et de soufre dans la plaque d'acier sont suffisantes seulement pour obtenir un produit de solubilité de 0,0007 à 0,0010. 10. Procédé selon la revendication 4, caractérisé par l'addition d'environ 0,087én poids de manganèse èt environ 0,009 à 0,013% en poids de soufre dans la charge d'acier. 11. Procédé selon la revendication 4, caractérisé par l'addition d'environ 0,07% en poids de manganèse et environ 0,011 à 0,0157 en poids de soufre dans la charge d'acier. 12. Procédé selon la revendication 4, caractérisé par le chauffage de la plaque d'acier à une température comprise entre l2400C et l3200C avant le laminage à chaud de la plaque jusqu'à une épaisseur de bande de métal. 13. Procédé selon la revendication 9, caractérisé par le chauffage de la plaque d'acier à une température comprise entre 12400C et 13200C avant le laminage à chaud de la plaque jusqu'à l'épaisseur de la bande chaude. 14. Procédé selon la revendication 4, caractérisé en ce que l'acier est soumis à une réduction de 50 à 52% pendant le second laminage à froid. 15. Procédé selon la revendication 4, caractérisé par la normalisation de l'acier laminé à chaud jusqu'à l'épaisseur d'une bande pendant environ 1 mn à une température d'au moins 980"C avant le laminage à froid, le recuit intermédiaire étant effectué à une température de 870"C à 900"C. 16. Procédé pour la production de tOles d'acier au silicium à grains orientés comportant la production d'une charge d'acier contenant du silicium, la coulée de cet acier dans une lingotière pour obtenir un lingot, le laminage à chaud du lingot pour obtenir une plaque d'acier, le laminage à chaud de cette plaque jusqu'à une épaisseur de bande, la soumission de l'acier à un laminage à froid en deux étapes avec un recuit intermédiaire, la soumission de l'acier laminé à froid à un recuit de décarburation pour provoquer une recristallisation primaire, et finalement la soumission de l'acier à un recuit en pot pour provoquer une recristallisation secondaire pour obtenir une microstructure à grains orientés, caractérisé par l'addition d'environ 0,07 à 0,08% en poids de manganèse dans la charge d'acier, l'addition d'une quantité suffisante de soufre dans l'acier pour obtenir un produit de solubilité sous la forme du poids pour cent de manganèse multiplié par le poids pour cent de soufre de 0,0007 à 0,0010 immédiatement avant la coulée en lingots de l'acier, l'addition d'au moins 0,075 kg d'aluminium par tonne d'acier mais sans une quantité d'aluminium conduisant à environ 0,006% d'aluminium soluble dans l'acier solidifié, le chauffage de la plaque d'acier a une température de 1170"C à 1315"C avant le laminage à chaud de la plaque jusqu'à une épaisseur de bande chaude, et la soumission de l'acier à une réduction d'épaisseur de 44 à 567 pendant une seconde étape de laminage à froid. 17. Procédé selon la revendication 16, caractérisé en ce que la charge d'acier a une teneur en manganèse d'environ 0,07 à 0,087 en poids, et une quantité suffisante de soufre pour assurer un produit de solubilité de 0,0007 à 0,0010, le chauffage de la plaque à une température de 1240"C à 12600C avant le laminage à chaud de la plaque jusqu'à l'épaisseur d'une bande chaude et la soumission de l'acier à une réduction d'épaisseur de 50 à 52% pendant le second laminage à froid. 18. Procédé selon la revendication 17, caractérisé par la normalisation de l'acier à une température drau moins 980"C pendant environ 1 mn avant le laminage à froid, le recuit intermédiaire après le premier laminage à froid étant effectué à une température de 870"C à 9000C. 19. Procédé pour la production d'une tble d'acier au silicium à grains orienté, caractérisé par la formation dtune charge d'acier en fusion contenant en poids 2,5 à 3,5% de silicium7 0,04 à 0,08X de manganèse et une quantité suffisante de soufre pour assurer un produit de solubilité représenté par le poids pour cent de manganèse multiplié par le poids pour cent de soufre de 0,0007 à 0,0012, l'addition d'au moins environ 0,075 kg d'aluminium par tonne d'acier à cette charge d'acier fondu mais sans plus d'aluminium que la quantité assurant environ 0,00670 d'aluminium soluble dans ltacier solidifié immédiatement apres l'addition de l'aluminium, la coulée de l'acier dans des lingotières pour obtenir au moins un lingot, le laminage à chaud du lingot pour obtenir une plaque d'acier, le chauffage de la plaque d'acier à une température de 11650C à 1315 C et le laminage à chaud de cette plaque jusqu'à une épaisseur de bande, la soumission de cette bande d'acier à deux étapes de laminage à froid avec un recuit intermédiaire, la seconde étape de laminage à froid provoquant une réduction de l'épaisseur de 44 à 56% pour obtenir une épaisseur finale de 0,25 à 0,38 mm, et ensuite le recuit de cet acier laminé à froid dans une atmosphère de décarburation pour décarburer l'acier et provoquer une recristallisation primaire, et finalement un recuit en pot de l'acier pour provoquer une recristallisation secondaire avec une orientation préférée. 20. Procédé selon la revendication 19, caractérisé en ce que l'acier en fusion contient environ 0,07 à 0,082 en poids de manganèse et une quantité suffisante de soufre pour assurer un produit de solubilité de 0,0007 à 0,0010, cette plaque d'acier étant chauffée à une température de 12400C à 12600C avant le laminage à chaud de la plaque jusqu'à l'épais seur de la bande, et l'acier étant soumis à une réduction d'épaisseur de 50 à 527 pendant le second laminage à froid. 21. Procédé selon la revendication 20, caractérisé par la normalisation de l'acier à une température d'au moins 980"C pendant environ I mn avant le laminage à froid, le recuit intermédiaire après le laminage à froid étant effectué à une température de 870 à 900"C.