Commission des Communauts europennes

recherche technique acier

Production de l'acier

TRAITEMENT METALLURGIQUE DE L'ACIER EN POCHE CHAUFFEE PAR INDUCTION

Rapport EUR 9628 FR

Agrandissement partir d'un original microfiche

Commission des Communauts europennes

recherche technique acier

Production de l'acier

TRAITEMENT METALLURGIQUE DE L'ACIER EN POCHE CHAUFFEE PAR INDUCTION

R. VASSE, J. MICHELET, J.P. MOTTE

IRSID 185, rue du Prsident Roosevelt

F-78105 SAINT-GERMAIN-EN-LAYE

Convention n 7210.CA/310 (03.05.1979 - 02.05.1983)

RAPPORT FINAL

Direction Gnrale Science, recherche et dveloppement

1985 EUR 9628 FR

Publi par: COMMISSION DES COMMUNAUTS EUROPENNES

Direction gnrale March de l'information et innovation

L-2920 LUXEMBOURG

AVERTISSEMENT

Ni la Commission des Communauts europennes, ni aucune autre personne agissant au nom de la Commission, n'est responsable de l'usage qui pourrait

tre fait des informations ci-aprs

CECA-CEE-CEEA, Bruxelles-Luxembourg,

INSTITUT DE RECHERCHES DE LA SIDRURGIE FRANAISE

IRSID

RE. 1079 Mars 1984

TRAITEMENT METALLURGIQUE DE L'ACIER EN POCHE CHAUFFEE PAR INDUCTION

Recherche CECA 7210 CA 310

Rapport final

R. VASSE, 3. MICHELET, O.P. MOTTE

Etablissement professionnel rgi par la loi du 17 novembre 1943 Direction Gnrale et Laboratoires : 185. rue Prsident-Hoosevelt - 78105 SAINT-GERMAIN-EN-LAYE CEDEX - Tel (3) 451.24.01 - Tlex : 696 248 IRSIDSG - SIRET 77570787000017 Station d'Essais : Voie Romaine - 57210 MAIZIRES-LS-METZ - Tel (B) 780.21 1 1 - Tlex 860.253 IRSIDMZ SIRET 77570787000025

J I R 5 I D

R E S U M E

Le four poche de 5 tonnes install la station d'essais de l'IRSID MAIZIERES LES METZ est prsent.

L'enceinte de la poche, ralise en acier inoxydable austnitique (amagntique), est fragmente pour limiter son chauffement par courants de FOUCAULT. La poche est place dans un four de structure identique celle des fours induction creuset.

L'inducteur est aliment la frquence industrielle (50 Hz) et la puissance active disponible de 700 kW permet le chauffage du mtal une vitesse de 3C/minute, qui pourrait atteindre 4,5 C avec une configuration optimale de l'installation.

Le brassage par induction lectromagntique est caractris exprimentalement en apprciant les cintiques de dcantation des inclusions de dsoxydation et de dsulfuration par brassage mtal-laitier.

Ces performances sont compares d'une part celles obtenues avec un four poche arc et brassage par injection de gaz inerte de mme capacit et d'autre part avec ceux d'un modle thorique reliant les phnomnes de turbulence aux cintiques des ractions mtallurgiques.

L'extrapolation de ce procd de plus grandes capacits est discute sous deux aspects : fonction de chauffage de l'acier liquide en conservant la mme configuration d'installation que le prototype, fonction de maintien en temprature de l'acier liquide en diminuant la hauteur de la bobine et en proposant une nouvelle structure de poche.

I R S I D

S U M M A R Y

The 5-ton ladle induction furnace located at IRSID in MAIZIERES LES METZ is presented in this report.

The ladle casing, made of austenitic stainless steel, is fragmented to limit overheating due to FOUCAULT's currents. It is placed in a furnace of identical structure to crucible induction furnace.

The inductor is supplied at industrial frequency (50 Hz) and the available active power of 700 kW enables a temperature increase rate of 3C/min which could reach 4,5 C/min for an optimized pilot unit.

Induction stirring is experimentally characterized by studying kinetic removal of deoxidation inclusions and desulphurization under basic slags.

These metallurgical results are compared, on the one hand, with those obtained with the combined process, arc heating and argon stirring, on a unit of similar capacity, on the other hand with the results obtained with a model developped to describe mass transfer in this new process.

The extrapolation to larger units is discussed from two diffrents view points : first, reheating of liquid steel while keeping the same configuration as the pilot unit, and second temperature holding with a smaller coil and a new ladle casing.

. R S I D

Z U S A M M E N F A S S U N G

In dieser Zusammenfassung wird der 5t-Pfannenoffen, der in der IRSID Versuchsanstalt in MA1ZIERES LES METZ aufgestellt ist, beschrieben.

Die Umwallung,die aus rostfreien austenitischen (unmagnetischen) Stahl gemacht ist, ist aufgeteilt, um ihre Erwrmung durch Wirbeltrome zu beschranken. Die Pfanne wird in einem Ofen, deren Struktur identisch mit der der Tiegelinduktionsfen, aufgestellt.

Der Induktor wird mit der industrielle Frequenz beschickt, und die verfgbare Wirkleistung ber 700 kW macht die Erhitzung des flssigen Metalls mit einer Geschwindigkeit von 3 C/min mglich, die 4,5 C/min mit einer optimalen Bildung erreichen knnte.

Das induktive Umrhren wird experimentell nach der Schtzung der Abklrungsgeschwindgkeit der Desoxidations - und Entschwefelungseinschlsse durch das Umrhren des Metalls und der Schlacke charakterisiert.

Diese Ergebnisse werden verglichen : einerseits mit den Ergebnissen die mit einem gleichinhaltigen Lichtbogenpfannenofen und Umrhren durch inertes Gas Splung, und andrerseits mit den Ergebnissen die mit einem theoretischen Modell, der die Turbulenz-Phnomene mit den Geschwindigkeiten der metallurgischen Reaktionen verbindet, erhalteten werden.

Die Extrapolation dieses Verfahren zu greren Kapazitten wird von zwei Seiten untersucht : Erhitzung des flssigen Stahls mit der Erhaltung der Anlagebildung des Prototyps, Erhaltung der Temperatur des flssigen Stahls mit der Verminderung der Hhe der Spule und dem Vorschlag einer neuen Pfannenstruktur.

4 I R S I D

P L A N

INTRODUCTION

I.- DESCRIPTION DE L'INSTALLATION

Li.- LE FOUR

1.1.1.- L'inducteur 1.1.2.- L'alimentation lectrique

1.1.3.- Ensemble mcanique

I.2.- LA POCHE

I.3.- ENCEINTE SOUS VIDE 1.3.1.- Installation d'jecteurs .3.2.- Enceinte sous vide

I.4.- CONDITIONS OPERATOIRES

IL- CARACTERISATION ELECTROTHERMIQUE DU PROCEDE

H.I.- SOLLICITATIONS THERMIQUES

.2.- EFFICACITE DU CHAUFFAGE

II.3.- OPTIMISATION DU PROCEDE

III.- EFFICACITE METALLURGIQUE DU BRASSAGE ELECTROMAGNETIQUE

III.i.- RESULTATS EXPERIMENTAUX

III.1.1.- Cycle d'laboration III.1.2.- Rsultats exprimentaux

III.2.- COMPARAISON DES BRASSAGES ELECTROMAGNETIQUE ET PNEUMATIQUE

III.2.1.- Desoxydation III.2.2.- Dsulfuration

III.3.- DISCUSSION

III.3.1.- mouvements du mtal liquide III.3.2.- Puissance de brassage

IV.- EXTRAPOLATION DU PROCEDE

IV.i.- CHAUFFAGE DE L'ACIER LIQUIDE

IV.1.1.- Frais d'exploitation IV.1.2.- Frais d'investissement

IV.2.- MAINTIEN EN TEMPERATURE DE L'ACIER LIQUIDE EN POCHE

CONCLUSION

BIBLIOGRAPHIE

FIGURES

. F I S I C I

I N T R O D U C T I O N

Actuellement, les procds industriels de four poche utilisent un systme triphas d'arcs lectriques, semblable celui que l'on trouve sur les fours arc.

Les inconvnients majeurs de ce type de chauffage sont de trois ordres :

- le rendement est mdiocre (60 %), la puissance perdue tant rayonne sur les rfractaires de la partie suprieure de la poche, ce qui les soumet une forte sollicitation.

- L'utilisation d'lectrodes de graphite prsente un risque de pollution du mtal et constitue un poste de cot non ngligeable du traitement.

- Il n'est pas possible de chauffer le mtal sous vide (l'arc ne s'tablit pas au-dessous de 200 torrs).

Le chauffage par induction permet d'viter ces inconvnients : rendement lectrique pouvant atteindre 70 % (la puissance perdue tant dissipe au niveau de la bobine d'induction et non sur les rfractaires de la poche), pas de consommation d'lectrodes, brassage simultan du mtal pendant le chauffage, possibilit de chauffer le mtal sous vide.

Cependant, ce mode de chauffage se heurte une difficult lectrotechnique fondamentale : la cuirasse de la poche place l'intrieur de la bobine d'induction ne doit pas intercepter le champ inductif, ce qui provoquerait la dtrioration de la cuirasse et empcherait le chauffage du mtal liquide.

L'IRSID, en collaboration avec CREUSOT-LOIRE, a tudi un projet de poche enceinte fragmente o les diffrentes parties mtalliques sont isoles les unes des autres.

L'valuation mtallurgique de ce procd a t faite sur l'installation pilote de 7 tonnes situe la station d'essais de l'IRSID :

- tablissement des caractristiques lectrothermiques de ce nouveau procd de chauffage : rendement lectrique, vitesse de chauffage, pertes thermiques, comportement du matriel pendant les priodes de traitement.

- apprciation des performances mtallurgiques du brassage par induction : vitesse de dissolution et d'homognisation des ferro-alliages, vitesse de dcantation des inclusions aprs dsoxydation, possibilits de dsulfuration par change mtal laitier.

- comparaison de ces performances mtallurgiques celles des procds de mtallurgie en poche existants.

I R S I D

L- DESCRIPTION DE L'INSTALLATION

Le four poche est install la station d'essais de MA1ZIERES LES METZ. Il se compose de deux parties : le four qui comprend l'inducteur et la poche qui contient l'acier liquide.

Li. LE FOUR (figure )

Sa conception est celle d'un four induction classique. On peut distinguer deux parties dans la ralisation : l'inducteur et l'ensemble mcanique assurant la rigidit.

I.I.I.- L'inducteur

L'lment actif du four est l'inducteur compos de deux bobines mises lectriquement en parallle. Chacune de ces bobines a un diamtre intrieur de 1610 mm, une hauteur de 375 mm et comporte 10 spires (figure 2). Le conducteur utilis est un profil en cuivre refroidi l'eau, dont on trouve les caractristiques sur la figure 2 . Chaque bobine est refroidie par un dbit d'eau de 6 m3/h.

Afin de diminuer la puissance ractive induite, le champ magntique est canalis par 23 culasses rparties autour des bobines (figure 2). Ces culasses sont ralises en tles au silicium (2,6 W/kg, paisseur 0,7 mm) et maintiennent les bobines en place en les empchant de vibrer sous l'effet des forces lectrodynamiques.

I.I.2.- L'alimentation lectrique

L'alimentation lectrique est assure par un transformateur dlivrant en charge et en continu, une intensit maximale de 1050 A sous tension variant entre o et 660 volts, la frquence du rseau 50 Hz. Une batterie de condensateurs de 7,4 MVAR permet d'obtenir un cos 0 voisin de 1 au niveau du transformateur. La puissance lectrique disponible est donc de 700 kW. Le schma lectrique de l'ensemble est reprsent sur la figure 3.

L1.3.- Ensemble mcanique (figure 1)

La rigidit de l'ensemble est assure par deux ceintures circulaires en acier inoxydable assembles par des poteaux sur lesquels sont fixes les culasses.

Chacune des ceintures est refroidie l'eau afin d'viter une dtrioration sous l'effet des courants induits. Des cales isolantes ont t fixes sur la ceinture suprieure afin de l'isoler lectriquement de la poche.

OP I R 5 I D

I.2.- LA POCHE (figures 4 et 5)

La conception de la poche rsulte d'un compromis entre deux ncessits :

- d'une part celle d'viter des chauffements par courants de FOUCAULT dans les parties massives places dans le champ magntique de chauffage,

- d'autre part celle d'assurer une tenue mcanique satisfaisante l'ensemble tout en gardant des proportions normales pour une poche d'acirie.

Cela a conduit concevoir une carcasse mtallique en acier inoxydable austnitique (amagntique) compose de deux ceintures assembles par 60 tirants creux.

Chacun des tirants est isol lectriquement des ceintures par un systme de cales et de canons isolants (figure 5). De plus, chaque ceinture est fendue et isole radialement grce la mme rsine isolante. Des barreaux de cette matire sont disposs entre les tirants et compltent la virole de la poche.

La ceinture suprieure ainsi que les tirants creux sont refroidis par une circulation intrieure d'air pendant les priodes de traitement. Le dbit maximal disponible est de 1000 m3/h.

Le garnissage rfractaire (figure 5) se compose d'une couche d'amiante, de deux couches de briques de scurit 42 % d'alumine et d'une couche d'usure en briques basiques rsistant l'agression des laitiers lors de traitement mtallurgiques (en particulier magnsie chrome).

I.3.- ENCEINTE SOUS VIDE

L'installation permettant d'effectuer les exprimentations sous vide se compose de deux parties : les lecteurs qui permettent d'obtenir le vide et l'enceinte proprement dite o ont lieu les ractions sous vide.

L3.1.- Installation d'jecteurs (figure 6)

A la sortie de l'enceinte dgazer et aprs la boite crasse (condenseur poussires), 3 jecteurs jet de vapeur J 1 - J 2 - J 3 sont monts en srie et refoulent dans un condenseur principal (c) dont le rle est de condenser la vapeur motrice des jecteurs situs en amont afin que les jecteurs suivants n'aient pas l'aspirer en plus du dbit nominal de gaz.

A la sortie du condenseur principal sont monts en parallle :

- un jecteur d'amorage JE qui a pour but d'abaisser le temps de mise sous vide de l'enceinte dgazer,

I R 5 I D

- deux jecteurs J 4 - J 5 monts en srie avec un condenseur (c') intermdiaire. L'jecteur J 5 refoule dans le circuit de rchauffage des jecteurs J 1 et J 2.

La mesure du vide est effectue :

- par des capteurs manomtriques en Inconel, dont le dplacement de la membrane est suivi par un noyau magntique et transformateur diffrentiel,

- par une jauge de Pirani pour les pressions infrieures 1 torr.

Avec une pression de vapeur motrice de 8 bars sur les jecteurs J 1 J 5, le dbit d'aspiration est de :

- 20 kg/h 0,1 torr

- 60 kg/h 1 torr

I.3.2.- Enceinte sous vide

La figure 7 reprsente l'enceinte sous vide : la poche est dispose dans une cuve qui se compose de quatre parties :

- le couvercle suprieur avec ses accessoires (prlvement d'chantillons sous vide, sas additions, hublot et petite vanne casse vide, collecteur de vide)

- la virole du four

- l'cran tanche

- le couvercle infrieur

Cette configuration de vide en cuve est impose par le fait que la structure particulire de la poche (enceinte fragmente) ne permet pas d'obtenir un vide sur poche suffisant, condition ncessaire pour l'tude des-ractions de dgazage.

La figure 7 montre galement qu'une nouvelle poche est utilise pour les traitements sous vide. Une des principales modifications consiste en l'augmentation de la capacit (8 tonnes) ce qui permet d'avoir une hauteur de garde suffisante pour contenir des dbordements ventuels lors des essais sous vide.

I.4.- CONDITIONS OPERATOIRES

La poche a d'abord t utilise comme une poche normale de transfert et de coule. Sa tenue mcanique est satisfaisante et l'exploitation ne prsente pas de difficults particulires.

. R S I D Il a ensuite t possible d'exploiter le procd de chauffage de l'acier liquide

en poche.

Le droulement d'un traitement type est le suivant :

Remplissage de la poche = la temprature du mtal en poche, la fin de la coule, est de 6ooC.

Transfert = pese et mise en place dans le four.

Chauffage de l'acier sous diffrentes puissances lectriques.

Transfert au stand de coule.

La dure du cycle est de l'ordre d'une heure dont 40 minutes de traitement thermique et mtallurgique.

IL- CARACTERISATION ELECTROTHERMIQUE DU PROCEDE

La caractrisation lectrothermique du procd consiste tablir la rpartition de l'nergie dans les diffrentes parties de l'installation afin de prciser le rendement rel de chauffage.

Le comportement de l'installation, d'un point de vue sollicitations thermiques est tout d'abord examin (1)

II.i. SOLLICITATIONS THERMIQUES

L'volution thermique des pices mtalliques de la poche qui sont places dans le champ de l'inducteur (figure 8) est telle que la temprature la plus leve mesure ne dpasse pas 400C aprs une heure de traitement sous la puissance lectrique maximale, ce qui est de l'ordre de grandeur de la dure de traitements mtallurgiques usuels. Quand la puissance de chauffage diminue, la temprature dcrot rapidement.

t

Les tempratures mesures sur les pices plus loignes du champ de l'inducteur, comme le fond et la virole, sont relativement basses. Il existe donc une possibilit de rduire les contraintes thermiques sur les brides de la poche en les loignant de l'inducteur de chauffage.

H.2. EFFICACITE DU CHAUFFAGE

La souplesse du procd de chauffage est illustre par la figure 9.

Avec une puissance faible de 100 kW, le brassage modr du mtal assure seulement son homognisation thermique et la temprature du mtal baisse de

ff I R S I D IO

de 2C/min. Ensuite, une puissance de 300 kW permet de maintenir la temprature et une puissance de 700 kW permet d'atteindre un chauffement du mtal de l'ordre de 3C/min. Il est ainsi possible de rgler, avec une grande prcision, la temprature du mtal en poche.

Le bilan nergtique du procd de chauffage peut tre fait en considrant la puissance rcupre par la charge liquide, mtal et laitier, (puissance utile) en fonction de la puissance lectrique applique.

La puissance utile, reprsentant la diffrence entre la puissance transmise et les pertes thermiques de la charge liquide, s'obtient avec la relation suivante :

P.. = (MA CA + MT CT) ' u A A L L . t

avec MA M = masses d'acier et de laitier (tonnes)

C . = capacit thermique de l'acier liquide = 13,2 KWxmin/CJ

Cr = capacit thermique du laitier = 20 KWxmin/GT * = vitesse d'chauffement (C/min) . '

La relation exprimentale entre la puissance utile (P ) et la puissance lectrique applique (Pp) est du type :

Pu = A P E = 0,5 P E 140 (kW)

avec A = rendement de transfert

A Pp = puissance transmise

= pertes thermiques de la charge liquide

Le rendement de transfert est donc d'environ 0,5 et le bilan nergtique global pleine puissance (700 kW) est report dans le tableau 1.

Il apparat que, sur l'installation pilote, les pertes au niveau du four sont importantes (35 %) ce qui explique en partie le faible rendement de transfert observ.

I I I R S I D

TABLEAU I BILAN ENERGETIQUE GLOBAL

Rendement de transfert

- pertes thermiques

- puissance de chauffage

Pertes dans le four

- bobines - brides

- culasses

Pertes dans la poche

- brides + viroles - tirants - fond (par diffrence)

KW 350

140 210

2 4 9

200 42 7

101

26 6

69

%

2 20 30

l i

28 6 1

11

4 1

IO

II.3.- OPTIMISATION DU PROCEDE

La comparaison avec les fours induction creuset industriel de mme structure o les pertes dans la bobine ne sont que de 19 % et o le rendement de chauffage atteint 77 % (2) indique la marge de progrs possible du procd.

Aussi, un modle de calcul a t mis au point pour tenter d'optimiser la configuration de l'installation, donc le rendement de chauffage.

Ce modle rsoud les quations de MAXWELL par une mthode aux lments finis et permet de calculer les puissances dissipes dans le mtal liquide et les pices mtalliques conductrices du four et de la poche.

La figure 10 est une reprsentation schmatique des lignes de champ magntique. Les valeurs calcules et exprimentales des puissances dissipes dans certaines parties de l'installation sont reportes dans le tableau IL

Acier liquide Brides au four Poche

brides + tirants fond

PUISSANCE (kW)

Calcule

3 2 0

2 0

61

15

Exprimentale

350 4 2

5 2

2 8

TABLEAU II VALEURS CALCULEES ET EXPERIMENTALES DES PUISSANCES DISSIPEES

(680 kW au niveau de la bobine)

12 ?' I R S I D

L'accord entre les valeurs exprimentales et calcules est relativement satisfaisant. Le modle permet donc d'apprcier l'influence de certaines modifications de structure de l'installation sur le rendement de chauffage :

-au niveau du four, rduction de la largeur du conducteur de la bobine afin de diminuer les courants de FOUCAULT.

- au niveau de la poche, suppression de la bride suprieure et loignement de la bride infrieure et du fond par allongement des tirants.

- au niveau du rfractaire, diminution de l'paisseur du rfractaire afin d'augmenter le facteur de couplage entre l'inducteur et le mtal liquide.

L'ensemble de ces modifications, d'aprs le modle de calcul, devrait permettre d'obtenir un gain de l'ordre de 90 kW sur le rendement de transfert, soit une augmentation de 12 %.

La figure 11 reprsente le bilan thermique global pour une configuration optimale, du point de vue lectrothermique, de l'installation pilote.

Le rendement de chauffage atteignant ainsi 62 % pourrait tre quivalent celui obtenu par le systme triphas d' arcs lectriques (3) (4).

De plus, avec des poches de capacit plus importante, ce rendement de chauffage devrait encore augmenter, paisseur de rfractaire quivalente, compte tenu du meilleur couplage.

III.- EFFICACITE METALLURGIQUE DU BRASSAGE ELECTROMAGNETIQUE

Les possibilits mtallurgiques du brassage lectromagntique ont t tudies et compares avec celles obtenues avec un brassage classique par injection de gaz inerte travers un rfractaire poreux.

Les ractions mtallurgiques suivies pour cette valuation sont principalement :

- l'limination des inclusions de dsoxydation

- la dsuif uration d'acier dsoxyd sous laitier basique

III.i.- RESULTATS EXPERIMENTAUX

III.1.1.- Cycle d'laboration

Les essais ont t effectus sur un acier de composition moyenne suivante :

S?* I R 5 I D

C 0,2 - 0,3 %

Si 0,2 %

Mn 0,35 - 0,5 %

Al 0,010 - 0,050 %

Ce mtal est labor au four lectrique, soigneusement dcrass avant la coule pour simuler une sparation mtal laitier de fusion habituellement effectue par un poche poche ou un dcrassage en poche.

Les dsoxydants (Al, FeSi) et le laitier CaO Si02 A1203 (10 - 20 kg/t) sont ajouts dans le jet de coule pendant le remplissage de la poche.

III.1.2.- Rsultats exprimentaux

a.- homognisation

La figure 12, reprsentant l'volution des teneurs en chrome et manganse du mtal en fonction du temps aprs addition de FeCr et FeMn, montre que, une minute aprs l'introduction des ferro-alliages, le chrome et le manganse sont totalement dissous.

b.- dsoxydation

Le traitement de dsoxydation est tudi en suivant l'volution de la dcantation des inclusions (figure 13).

La dcantation des inclusions est assez rapide puisque les teneurs en oxygne total sont de 20-30 ppm aprs 5 minutes de traitement et 10-20 ppm aprs 10 minutes.

D'un point de vue propret inclusionnaire, les grosses inclusions ()>ioo pm), principalement des amas d'alumine, prsentes au dbut du traitement dcantent rapide-ment et aprs 15 minutes, on ne retrouve que de petits cristaux d'alumine (5 15 pm) et des silico aluminates globulaires de petite taille (

IRSID 4 6o et 80 % avec un laitier CaO A1203

III.2. COMPARAISON DES BRASSAGES ELECTROMAGNETIQUE ET PNEUMATIQUE

La comparaison a t effectue avec les rsultats obtenus prcdemment sur un four poche arc de 7 tonnes (5), dans les mmes conditions mtallurgiques, d'un point de vue nuances d'acier, types et quantits de laitier.

Dans ce cas, les puissances spcifiques de brassage pneumatique, calcules l'aide de l'quation de SUNDBERG (6) varient de 100 environ 1300 W/m3 pour des dbits spcifiques d'argon de 1 13 1/min.tonne d'acier.

Globalement, les rsultats de dsulfuration et de dsoxydation sont du mme ordre avec les deux procds de brassage.

Toutefois, les teneurs finales en oxygne total apparaissent lgrement plus faibles dans le cas du brassage lectromagntique.

Cela traduit un meilleur recouvrement de l'acier liquide par le laitier et une meilleure protection contre les phnomnes de roxydation atmosphrique dans le cas du four poche induction.

Cette dernire remarque ne doit cependant pas tre gnralise car la roxydation dans les fours poches arc peut tre contrle en limitant les entres d'air sous le couvercle par injection d'argon.

La comparaison des brassages s'effectue par une valuation des cintiques de raction.

III.2.1. Dsoxydation

Au dbut du traitement de brassage, la diminution des teneurs en oxygne total est essentiellement due l'limination des produits de dsoxydation de l'acier liquide, tant que la proportion volumique inclusionnaire est importante.

(?) Pendant cette priode, l'limination des inclusions suit une loi exponentielle

V ( ( Vmin = [(0T>o ( 0Tmin] k t e o

o Oj - teneur en oxygne total au temps t

(Oy.) = teneur initiale en oxygne total

(0y.)min = teneur minimale en oxygne total (aprs 10 15 min. de brassage)

. R 5 I D 15

L'volution ultrieure de la teneur en oxygne total, rsultant d'une comptition entre la roxydation et la dcantation des inclusions, n'est pas prise en compte. L'quation cidessus dfinit une constante cintique de dsoxydation k qui dpend des conditions de brassage.

La relation entre kQ et la puissance de brassage est reporte sur la figure 15 et permet ainsi d'effectuer une correspondance entre la puissance lectrique transmise et la puissance pneumatique, pour une valeur de k donne (tableau III).

TABLEAU III CORRESPONDANCE ENTRE PUISSANCE ELECTRIQUE TRANSMISE

ET PUISSANCE DE BRASSAGE PNEUMATIQUE

k 0

(min-1)

0,2

0,4

PUISSANCE TRANSMISE

(kW)

180

280

PUISSANCE PNEUMATIQUE

(W/m3)

200

650

III.2.2. Dsulfuration

La cintique de dsulfuration (8) suit une loi du type

d(%S_J A - = - k i l (% S - % S )

dt t eq

avec A (m2)

V (m3)

surface du bain

volume du bain

k

. H 5 I D 6 Cette quation dfinit un coefficient de transfert de masse k , fonction des

conditions de brassage, qui a t calcul pour les deux types de brassage (figure 16).

De mme que pour k , la relation entre k et la puissance de brassage permet d'effectuer, pour une valeur donne k , une correspondance entre la puissance lectrique transmise et la puissance de brassage pneumatique (tableau IV).

TABLEAU IV CORRESPONDANCE ENTRE LA PUISSANCE ELECTRIQUE TRANSMISE

ETLA PUISSANCE DE BRASSAGE PNEUMATIQUE

(mm.s )

0,5

I

Puissance transmise

(kW)

150

280

Puissance pneumatique

(W/m3)

250

800

III.3. DISCUSSION

Il apparat donc que le brassage lectromagntique tel qu'il est mis en oeuvre dans ce procd permet d'obtenir, puissance lectrique maximale, des effets mtallurgiques en volume (dsoxydation) et en surface (dsulfuration) quivalents ceux obtenus avec un brassage pneumatique de l'ordre de 700 W/m3.

En collaboration avec le GIS MADYLAM *, une analyse mathmatique des mouvements du mtal et de la puissance mcanique dissipe a t effectue (9), la formulation mathmatique tant dcrite par ailleurs (10) (11).

III.3.1. Mouvements du mtal liquide

La configuration calcule de l'coulement du mtal liquide est reproduite sur la figure 17. Dans un demiplan mridien, c'est une configuration deux vortex.

La figure 18 reprsente les variations de vitesse instantane calcules et exprimentales du mtal la surface du bain liquide. Les vitesses exprimentales ont t obtenues en enregistrant sur film photographique (50 images par seconde) le dplacement de traceurs solides (20 mm).

GIS MADYLAM Institut de Mcanique de Grenoble B.P. 53 X 38041 GRENOBLE Cedex FRANCE

* ' I R 5 I D

Il ressort de la figure 18 que les valeurs exprimentales et thoriques sont en assez bon accord et que la vitesse atteint un maximum de l'ordre de 40 cm/s aux 2/3 du rayon de la poche.

III.3.2.- Puissance de brassage

A puissance lectrique totale maximale (700 kW), la puissance de brassage, d'aprs le modle mathmatique, est de 700 W/m3,valeur correspondant celle dtermine exprimentalement en suivant les cintiques de dsoxydation et de dsulfuration, et qui reprsente une puissance de brassage importante, environ 6 l.min . tonne pour une insufflation d'argon 1 mtre de profondeur.

En conclusion, les diffrents modles de calcul disponibles, calcul des puissances lectriques et mcaniques dissipes dans la charge liquide, permettent d'valuer les performances thermiques et mtallurgiques attendues de ce nouveau procd de four poche pour des capacits plus importantes et par l, d'optimiser leur conception.

IV.- EXTRAPOLATION DU PROCEDE

L'extrapolation de ce nouveau procd de four poche doit tre envisage en prenant en compte simultanment les performances mtallurgiques, les performances thermiques et la technologie de la structure de l'installation.

Deux philosophies sont proposes : une fonction de chauffage de l'acier liquide avec une vitesse suprieure ou gale 3 degrs par minute et une fonction de maintien en temprature de l'acier liquide en tte d'une coule continue par exemple.

IV.i.- CHAUFFAGE DE L'ACIER LIQUIDE

Le principe de cette valuation consiste dterminer quelle devrait tre la puissance active au niveau de la bobine d'induction pour transmettre la charge liquide une puissance spcifique donne.

Les hypothses retenues pour cette valuation sont les suivantes :

- rapport diamtre sur hauteur de mtal liquide constant et gal celui du prototype

- hauteur de la bobine infrieure celle du mtal liquide de 920 m

- distance charge liquide bobine gale 35 cm pour les poches de capacit infrieure ou gale 100 et 44 cm au del

- bobine d'induction de mme conception que le prototype.

' I R 5 I D l 8

Le modle numrique dtermine la valeur 1 du courant parcourant la bobine d'induction. La puissance active au niveau de la bobine est la somme de la puissance transmise la charge liquide, de la puissance dissipe dans la bobine et de la puissance dissipe dans l'installation.

Une estimation de ce dernier terme base sur les hypothses que ces pertes sont proportionnelles au champ magntique et la masse des pices mtalliques conductrices permet de reporter l'volution de la puissance active spcifique ncessaire au niveau de la bobine pour transmettre la charge liquide 70 kW par tonne en fonction de la capacit de la poche (figure 20).

Selon cette estimation, la puissance active spcifique chute rapidement entre 5 et 30 tonnes, 136 103 kW/T respectivement, et diminue plus lentement pour des capacits suprieures, 85 kW/T au niveau de 200 tonnes.

En consquence, indpendamment de toute contrainte de construction, le rendement que l'on peut esprer obtenir pour des poches de grosse capacit serait au maximum de 75 %, les vitesses de chauffage obtenues tant comprises entre 3 et 4,5 C/min.

Par contre, en conservant la mme conception de carcasse mtallique en ce qui concerne la poche, la section des tirants augmente rapidement avec la capacit de la poche.

Ainsi, pour une poche de 50 tonnes, la section des tirants est telle que la distance mtal liquide-bobine d'induction passerait de 0,35 0,45 m. Dans ces conditions, le rapport de la puissance active transmise la puissance ractive, reprsentation indirecte du rendement, passe de 0,085 a 0,064, ce qui laisse prvoir une dgradation sensible du rendement lectrique.

En conservant donc la mme conception d'installation, l'extrapolation de la fonction de chauffage parait se limiter aux poches de capacit infrieure 50 tonnes. Au del, il faut modifier la conception pour assurer la fois une tenue mcanique et un rendement lectrique satisfaisants.

A ce stade, il parait intressant d'effectuer une comparaison conomique de ce nouveau procd de four poche par rapport au procd de four arcs. Cette estimation prend en compte les frais d'exploitation et d'investissement pour une installation de capacit 15 tonnes d'acier.

IV.1.1.- Frais d'exploitation

La comparaison a port sur 5 postes : consommation d'nergie lectrique, d'lectrodes de graphite, de rfractaires et enfin sur le cot du brassage.

a.- nergie lectrique

A puissance lectrique identique, la consommation d'nergie lectrique devrait tre quivalente, compte tenu que les rendements sont du mme ordre de grandeur.

b.- lectrodes

La consommation d'lectrodes est en moyenne de 0,4 0,5 kg/t, ce qui reprsente un cot supplmentaire de 7 F/t pour le procd de four poche arcs.

&-' I R 5 I D 19

c - air comprime

La consommation d'air de refroidissement des tirants s e r a i t en moyenne de 2000 m3/h, ce qui reprsente un cot supplmentaire de 2,5 F/t pour la poche induction au niveau de 15 tonnes.

d.- rfractaires

Dans des conditions mtallurgiques similaires (laitier, puissance de brassage, temprature...), les consommations de rfractaires ont t estimes 4 kg/t par heure de traitement pour les deux procds. Il faut cependant remarquer que :

* la consommation de rfractaires est difficile valuer sur des installations pilotes non exploites dans des conditions industrielles ;

* l'usure du rfractaire plac au cordon de laitier est plus faible dans le cas du brassage par induction en raison de l'absence de surchauffe du laitier comme dans le cas du chauffage par arcs ;

* par contre, compte tenu des mouvements du mtal liquide dans le cas du brassage par induction, des particules de laitier peuvent tre entranes au sein du mtal liquide et ainsi provoquer une usure plus importante de la paroi rfractaire.

e.- brassage

. En ce qui concerne le cot du brassage, il faut prendre en compte le rfractaire permable au gaz, estim 3 F/t et le gaz, estim 1 F/t correspondant une consommation moyenne de 5 litres d'argon par minute et par tonne d'acier liquide et une dure de traitement de 45 minutes.

Il ressort donc que les frais d'exploitation, grossirement valus, seraient plus levs dans le cas du four poche arcs, de l'ordre de 8 F/t, que dans le cas du procd de four poche induction.

V.l.2.- Frais d'investissement

L'analyse comparative des frais d'investissement a t effectu avec les hypothses suivantes :

- capacit des poches : 15 tonnes

- nombre de poches en service : 6

- puissance lectrique : 2,5 MW

- frais d'investissement : base 100 pour le four poche arcs

Le tableau V regroupe les rsultats de cette analyse comparative.

sW IR5II 2 0

TABLEAU V COMPARAISON DES FRAIS D'INVESTISSEMENT

Poches (6)

Alimentation lectrique

TOTAL

Four poche arcs

6

94

IOO

Four poche induction

42

96

138

'1 ressort de ce tableau que, globalement, les frais d'investissement sont d environ 40 % plus levs dans le cas du procd de four poche induction.

Ceci est d essentiellement aux frais d'investissement relatifs aux poches de conception particulire.

Le calcul de rentabilit de l'investissement avec les frais d'exploitation n'est pas effectu car l'estimation des frais d'exploitation comporte une certaine marge d'incertitude, notamment en matire de consommation de rfractaires.

Ce critre de choix pour l'un ou l'autre des procds ne peut tre pour l'instant retenu.

V.2.- MAINTIEN EN TEMPERATURE DE L'ACIER LIQUIDE EN POCHE

j

La puissance transmettre l'acier liquide pour maintenir sa temprature constante est infrieure 20 kW/T, ce qui correspond en effet une vitesse de refroidissement de i,5C/min.

Compte tenu de ce niveau de puissance plus faible, la bobine d'induction peut tre beaucoup plus petite que le cas prcdent, ce qui permettrait de concevoir une poche dont seulement une partie de la carcasse mtallique serait compose de tirants en acier inoxydable amagntique, savoir la partie en regard de la bobine d'induction (figure 21).

La figure 22 reprsente l'volution du rapport de la puissance active transmise la puissance ractive en fonction de la capacit de la poche pour deux configurations :

- hauteur de bobine du mme ordre de grandeur que la hauteur de mtal,

hauteur de bobine gale au cinquime de la hauteur de mtal liquide

21 I R S I D

Il apparat que la diminution de hauteur de la bobine fait diminuer ce facteur, qui est une reprsentation indirecte du rendement, capacit de poche constante. Le rendement lectrique maximal que l'on peut esprer obtenir dans ces conditions ne doit pas dpasser 50 %.

Cependant, ce mode de chauffage adapt une poche en tte de coule continue devrait permettre de maintenir constante la temprature de l'acier liquide en rpartiteur pendant la coule.

Ainsi, pour obtenir ce rsultat et pour un rpartiteur en rgime thermique permanent, la puissance transmettre l'acier doit juste compenser la chute de temprature de l'acier liquide en poche.

Pour une poche de 130 tonnes dont les caractristiques sont reportes dans le tableau VI, la perte de temprature est d'environ o,4C/min.

L'nergie transmettre est donc d'environ 15 kWh par tonne d'acier liquide, compte tenu d'un rendement de 50 % et d'une dure de coule de 75 minutes.

Ce procd prsente donc un intrt certain pour le contrle de la surchauffe de l'acier liquide en rpartiteur de coule continue, paramtre important pour la qualit des produits et l'exploitation des machines.

TABLEAU VI CARACTERISTIQUES DES REFRACTAIRES DANS LA POCHE DE 130 TONNES

Couche d'usure A1203 60 %

Scurit A1203 25 %

Isolant

Laitier

Poudre de couverture

Epaisse

paroi

160

90

ir (mm)

fond

210

60

60

50

30

Th/m.h.k

1,4 io~3

3 10 J

0,35 x i o " 3

1,7 i o " 3

0,2 i o 3

cp

Th/t.k

0,30

0,28

0,26

0,28

0,20

t/m3

2,50

2,15

1,05

2,70

0,50

22

I R S I O

C O N C L U S I O N

Ce nouveau procd de four poche, chauffage et brassage par induction lectromagntique, prsente donc des caractristiques thermiques et mtallurgiques comparables celles des fours poches classiques, savoir chauffage par arcs lectriques et brassage par injection de gaz inerte.

En effet, au niveau de 5 tonnes, la vitesse nette de chauffage peut atteindre 3 degrs par minute, le rendement lectrique global tant de 50 %. D'autre part, le brassage lectromagntique permet de raliser des oprations mtallurgiques aussi bien au sein du mtal liquide comme la dcantation des inclusions, qu' l'interface mtal laitier comme la dsulfuration, impliquant dans ce cas une puissance de brassage intense, value environ 700 W/m3.

Ainsi, hormis des cas d'application spcifiques du brassage pneumatique comme la dcarburation et la deshydrognation de l'acier liquide sous vide, ce procd n'implique pas la mise en oeuvre d'un brassage supplmentaire par l'argon au moyen d'lment rfractaire permable au gaz ou d'une lance immerge.

L'intgration industrielle de ce procd peut tre effectue en diffrenciant les applications ncessitant une vitesse de chauffage de l'ordre de 3C/minute des applications o seulement un maintien de la temprature est ncessaire :

- rchauffage en poche d'un mtal pendant son traitement sous vide qui permettrait d'abaisser la contrainte thermique la coule du four soit pour un traitement par lvateur DH ou RH, soit pour un traitement de vide en poche. En conservant la conception de l'installation de 5 tonnes, ce procd se limite aux poches de capacit infrieure 50 tonnes. Au del, il faut modifier la conception pour trouver le meilleur compromis entre la tenue de la poche et le rendement lectrique.

- maintien de la temprature de l'acier liquide, soit d'une poche en tte de coule continue pour contrler la surchauffe en rpartiteur, soit de tout racteur continu comme par exemple dans le deuxime tage du four lectrique de fusion continue de type IRS1D (12). Pour effectuer ce maintien en temprature, la taille de la bobine peut notablement tre rduite, ce qui permet de concevoir une poche classique partiellement modifie par une carcasse mtallique en acier inoxydable amagntique en regard de la bobine d'induction.

23 J I R S I D

REFERENCES BIBLIOGRAPHIQUES

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Fachberichte Httenpraxis Metallweiterverarbeitung , 1981, p.818

( 2) I. MACOR, D. PAUTZ, I. SAULLO, G.B. AYLOTT, F. BERTA Y, P. FIKUS, . GEERAERT Report of the UIE Working group "Process Heat Recovery" UIE 9me Congrs International CANNES - 20 - 24 octobre 1980

( 3) G. LAMARQUE La technique moderne 11/12, 1981, 47

( 4) J- CHONE, M. DEVAUX, C. LECHEVALLIER, J.P. MOTTE C.I.T. Revue de mtallurgie 11/12, 1979, 1265

( s) M. DEVAUX, J.P. MOTTE, P.V. RIBOUD 37 th Electric Furnace conference AIME DETROIT 4 - 7 dcembre 1979

( 6) Y. SUNDBERG Scandinavian Journal of Metallurgy j , 1978, 81

( 7) - TORSELL, . OLETTE Compte rendu de l'acadmie des Sciences 268, 1968, 399

( 8) P.V. RIBOUD, J.P. MOTTE, D. SENANEUCH, M. JEANNEAU International Symposium on "Ladle Treatment of carbon steel" Mc Master University HAMILTON mai 1979

( 9) R. VASSE, H. GAYE, J.P. MOTTE, Y. FAUTRELLE 7th International conference on Vacuum metallurgy TOKYO 26 - 30 novembre 1982

(10) B.E. LAUNDER, D.B. SPALDING Computer methods in applied mechanics and engineering _3_, i974> 2^9

(11) Y. FAUTRELLE Thse de doctorat d'tat - Grenoble France 1982

(12) J. ANTOINE IRSID Continuous Melting Arc Furnace 8th International Congress Electroheat LIEGE 11 - 15 octobre 1976

24 S*? I R S I O

LISTE DES FIGURES

Figure - Ensemble du four

Figure 2 - Bobines et culasses de l'inducteur

Figure 3 - Schma lectrique

Figure 4 - Vue d'ensemble de la poche

Figure 5 - Dtails de construction de la poche

Figure 6 - Schma de principe de l'installation d'jecteurs vapeur

Figure 7 - Schma d'ensemble de l'enceinte sous vide

Figure 8 - Evolution de la temprature des diffrentes parties de la structure de la poche en fonction de la puissance lectrique

Figure 9 - Variation de la temprature du mtal avec la puissance lectrique

Figure io - Reprsentation des lignes de champ magntique

Figure i i - Bilan thermique global optimal pour l'installation pilote

Figure 12 - Vitesse de dissolution d'lments d'alliage

Figure 13 - Evolution avec le temps des teneurs en oxygne total d'acier dsoxyd brass par induction lectromagntique

Figure 14 - Evolution avec le temps des teneurs en soufre pendant un traitement de brassage mtal laitier par induction

Figure 15 - Relations entre la constante cintique de dsoxydation et les conditions de brassage

Figure "16 - Relations entre la constante cintique de dsulfuration et les conditions de brassage

Figure 17 - Ecoulement du mtal et champ de vitesse thorique correspondant une puissance lectrique transmise de 330kW

Figure 18 - Comparaison des profils de vitesses thorique et exprimentale (puissance transmise 330 kW)

I R 5 I O 25

Figure 19 - Relation entre la puissance de brassage et les puissances lectrique totale et transmise dans le mtal

Figure 20 - Evolution de la puissance active spcifique et du rendement avec la capacit de la poche

Figure 21 - Reprsentation schmatique d'une poche partiellement modifie pour effectuer un maintien en temprature

Figure 22 - Evolution du rapport de la puissance active la puissance ractive en fonction de la capacit de la poche et de la hauteur de la bobine

^-V I R 5 I D 26

FIGURE CAPTIONS

Fig. - Furnace assembly

Fig. 2 - Coil and Yokes of the inductor

Fig. 3 - Electrical diagram of the installation

Fig. 4 - Overall picture of the ladle

Fig. 5 - Structural details of the ladle

Fig. 6 - Schematic diagram of the steam ejector equipment

Fig. 7 - Overall picture of the vacuum vessel

Fig. 8 - Temperature changes with electrical power in various parts of the ladle structure

Fig. 9 - Changes with electrical power of liquid steel temperature

Fig. io - Computed sketch of electromagnetic field in the ladle

Fig. i i - Total energy balance for an optimized unit (5 tons of steel)

Fig. 12 - Kinetic dissolution of ferroalloys

Fig. 13 - Changes with time of total oxygen content of the deoxidized steel with induction stirring

Fig. 14 - Changes with time of sulfur content of the deoxidized steel with induction stirring

Fig. 15 - Relation between kinetic constant of deoxidation and stirring power

Fig. 16 - Relation between kinetic constant of desulphurization and stirring power

Fig. 17 - Computed mean velocity field (Dissipated power 330 kW)

27 ?-) R s i n

Fig. 8 - Comparison of the computed velocity profile at the metal surface with measurements (dissipated power 330kW)

Fig. 19 - Stirring power versus electric achive power or dissipated power in the metal

Fig. 20 - Specific active power and heating efficiency versus ladle capacity

Fig. 21 - Schematic diagram of the new ladle casing (temperature holding)

Fig. 22 - Active power reactive power ratio versus ladle capacity and coil high

I

28 IRSID

BILDERLISTE

Bild 1 - Der gesamte Ofen

Bild 2 - Spulen und Oochen des Induktors

Bild 3 - Schaltbild

Bild k - Gesamtansicht der Pfanne

Bild 5 - Einzelheiten der Bildung der Pfanne

Bild 6 - Grundsatzschema der Strahlpumpenanlage

Bild 7 - Gesamtschema der Vakuumumwallung

Bild 8 - Anderung der Temperatur der verschiedenen Teile der Struktur der Pfanne in Abhngigkeit von der elektrischen Leistung

Bild 9 - Vernderung der Temperatur des Metalls mit der elektrischen Leistung

Bild 10 - Vorstellung der Magnetfeldlinien

Bild 11 - Optimaler globalthermischer Bilanz der Versuchsanlage

Bild 12 - Auflsungsgeschwindigkeit der Legierungselemente

Bild 13 - Zeitabhngigkeit der Gesamtsauerstoffmenge des deoxidisierten Stahls mit induktiven Umrhren

Bild 14 - Zeitabhngigkeit der Schwefelmengen whrend einer induktiven Metall-Schlacke Umrhrungsbehandlung

Bild 15 - Beziehung zwischen den kinetischen Konstanten der Deoxidation und den Umrhrungsbedingungen

Bild 16 - Beziehung zwischen den kinetischen Konstanten der Entschwefelung und den Umrhrungsbedingungen

Bild 17 - Strmung des Metalls und theoretisches Geschwindigkeitfeld fr eine 330 kW - bergetragene elektrische Leistung

Bild 18 - Vergleich des theoretischen mit dem experimentellen Aussehen der Geschwindigkeiten (bertragene Leistung : 330 kW)

Bild 19 - Beziehung zwischen der Umrhrungsleistung und der totalen bertra-genen elektrischen Leistung

Bild 20 - Anderung der spezifischen Leistung und der Leistungsfhigkeit in Abhngigkeit von dem Pfanneninhalt

Bild 21 - Schematisches Bild einer Pfanne die fr eine Temperaturerhaltung teilweise verndert ist

Bild 22 - Anderung des Verhltnisses der Wirkleistung mit der Blindleistung, in Abhngigkeit von dem Pfanneninhalt und der Spulenhhe

29

FIGURE 1

ENSEMBLE DU FOUR

bride suprieure

poteau de soutier

culasse

systme de f i x a t ion de l a c u l a s s e

bobine

bride infrieure refroidissement

par eau

vue de dessus coupe mi-hauteur

upeneure

f i x a t i o n au plane' -r ' 1 ' a. i ' t io

MI t ' _u Cu.,::

30

FIGURE 2

BOBINES ET CULASSES DE L'INDUCTEUR

A Entre - Sortie bobine suprieure

zz. ~ZL A : ^

Entre -Sortie bobine infrieure

-

0 ext. 1735 mm

Cale isolante Culasse

H--f M\

4-r

+ E E o tn t-

-f - +

PROFIL EN CUIVRE DU CONDUCTEUR DE LA BOBINE (ech = 1)

zone conductrice du courant

31

FIGURE 3

SCHEMA ELECTRIQUE

alimentation novenne tension

varivolt 700 kVA

condensateurs 7,4 MVAR

indue t eur 700 kW

7,43 MVA

6000 A

32

FIGURE 4

VUE D'ENSEMBLE DE LA POCHE

Virolt suprieure

Bride superieure

Tirant creux

Rfractaire

Mtal

Bride infrieure

Fond

Busette tiroir

33 FIGURE 5

DETAILS DE CONSTRUCTION DE LA POCHE

A - C0UPE__A_ MI --liAl'TKUR (garnissage rfractaire initial)

Syndanio

Brique de scurit

Brique d'usure

B - DETAIL DE LA REALISATION DE L'ISOLATION TIRANT - BRIDE

goujon

Rondelle Belleville

Rondelle plate Rondelle isolante

Bride Canon isolant

Rondelle isolante

Tirant

aiianuDUj t $

ajn^jaAno ^ 3nbi}DUJ0inD " M

j n a p u i e p i n ^ jDd ajn}auJjajpauuDA ^ F uo".Din6aj auuD^ siDsuapuoD s i m o j p

noe jinDJiQ

jnadDA semaio

1063 *

j aZDap

D

3}u iaDU3

* O *

ADAcl 09

CA UJ)D

3 r 8 A r - ^ H - * S J CAWA

no3 x /'S INA

ajaipnDi|3

SrWA LAWA

00 o

"O 73

O

m

M ^ GO I

I S) m c o

73 GO

"O

73

35

FIGURE 7

SCHEMA D'ENSEMBLE DE L'ENCEINTE SOUS VIDE

Sas addit ions

Prise d 'chant i l lon et de temprature

Col le teur de vide

Bobine

Chemise

Plaque en aluminium

Ecran thermique

Couvercle

Vi rol e

Poche

Couvercle infrieur

Bac de rcupration

36 FIGURE 8

EVOLUTION DE LA TEMPERATURE DES DIFFERENTES PARTIES DE LA STRUCTURE DE LA POCHE EN FONCTION DE

LA PUISSANCE ELECTRIQUE

*

Bride suprieure Fond Virole Bride infrieure Trant

37 FIGURE 9

VARIATION DE LA TEMPERATURE DU METAL AVEC LA PUISSANCE ELECTRIQUE

900-

Qflf l . o U U

7UU -

n n -b UU "

500-

A n n -4-UU

300 -i n n . zuu -

100 -

0

P ( k W)

Refroid issement Maintien Chauffage

-

^ -

1600

1550-

500

CC)

10 - 20 30 40 50 60 Temps (min)

38

FIGURE 10 REPRESENTATION DES LIGNES DE

CHAMP MAGNETIQUE

v i ro le de la noche

bride suprieure du f>ur_

bride suprieure_de_Ja_ .

poche

culasse

bobine

champ lectromagntique

fond de l a . poche

39

FIGURE 11

BILAN THERMIQUE GLOBAL

POUR L'INSTALLATION PILOTE

Pertes thermique

Puissance lectrique totale 100 %

Puissance transmise 50 % Pertes lectriques

Structure de la noche 4 %

) FIGURE 12

VITESSE DE DISSOLUTION D'ELEMENTS D'ALLIAGE

1,2

1,0

0,8

0,6

0

?

Cr ( y . )

addition

'

,

Fe - Cr /S*

/

l , I L

3 t. (min.)

b) Mn (y.)

addition Fe -

1,0

0,8

0,6

0,4

0,2 "? f fmrO

41 FIGURE 13

EVOLUTION AVEC LE TEMPS DES TENEURS EN OXYGENE TOTAL D'ACIER DESOXYDE BRASSE PAR INDUCT ION ELECTROMAGNETIQUE

i Oi (ppm)

t (mr

42

FIGURE 14 EVOLUTION AVEC LE TEMPS DES TENEURS EN SOUFRE PENDANT UN TRAITEMENT DE BRASSAGE METAL-LAITIER PAR INDUCTION

S (10~3 %)

40

20

10

8

10 20 30 40 t (min)

43 FIGURE 15

RELATIONS ENTRE LA CONSTANTE CINETIQUE DE DESOXYDATION ET LES CONDITIONS DE BRASSAGE

1250

a Ko (mirri)

44 FIGURE 16

RELATIONS ENTRE LA CONSTANTE CINETIQUE DE DESULFURATION ET LES CONDITIONS DE BRASSAGE

A Ks (rrms-1)

1200 14)0 u Ks (mms'1)

FIGURE 17 ECOULEMENT DU METAL ET CHAMP DE VITESSE THEORIQUE CORRESPONDANT

A UNE PUISSANCE ELECTRIQUE TRANSMISE DE 330 KW

axe

N ( r- m 1 L. (cm) r~

loo 4-

,

J l

\

V

50 --

/

.

1

0

50 en

f 1

\

/

1

I 10

l/S

I |

1 ( \

/

/

\

/

1 \

\

y

1

\

\

1

1 20

/

\

/

\

\

1

1 30

/

/

^

\

\

N

M \

'

!

t -

1 ,

y

1

4 0 Ro (cm)

46

FIGURE 18 COMPARAISON DES PROFILS DE VITESSE THEORIQUE ET EXPERIMENTALE

(PUISSANCE TRANSMISE 330 KW)

Vitesse radiale (cm/s)

60

40

20

0

1

\

u'

1

L

\

'y

I'

y

,"

, "

1

^^^

t

****

.

*

t

V \

\

\ \ \ 1

.

1*

\1 ^

10 20 30 40

rayon de la poche (cm)

47

FIGURE 19 RELATION ENTRE LA PUISSANCE DE BRASSAGE ET

LES PUISSANCES ELECTRIQUES TOTALES ET TRANSMISES

48

O m

* &

o d D

CL

CD O CM

O LO

IT)

EVOLUTION DE LA PUISSANCE ACTIVE SPECIFIQUE ET DU RENDEMENT

AVEC LA CAPACITE DE LA POCHE FIGURE 20

49

FIGURE 21: REPRESENTATION SCHEMATIQUE D'UNE POCHE DE 130 TONNES PARTIELLEMENT MODIFIEE POUR EFFECTUER UN MAINTIEN EN TEMPERATURE

CUIRASSE CLASSIQUE

CUIRASSE FRAGMENTEE

diametre sup. 2900mm

i l H

i H

'CULASSE BOBINE D' INDUCTION

TIRANT EN ACIER

AMAGNETIQUE

50

FIGURE 22 EVOLUTION DU RAPPORT DE LA PUISSANCE ACTIVE TRANSMISE A LA PUISSANCE REACTIVE EN FONCTION DE LA CAPACITE DE LA

POCHE ET DE LA HAUTEUR DE LA BOBINE

CDNA09628FRC

Table des matiresINTRODUCTIONI.- DESCRIPTION DE L'INSTALLATIONI.1.- LE FOURI.2.- LA POCHEI.3.- ENCEINTE SOUS VIDEI.4.- CONDITIONS OPERATOIRES

II- CARACTERISATION ELECTROTHERMIQUE DU PROCEDEII.I.- SOLLICITATIONS THERMIQUESII.2.- EFFICACITE DU CHAUFFAGEII.3.- OPTIMISATION DU PROCEDE

III.- EFFICACITE METALLURGIQUE DU BRASSAGE ELECTROMAGNETIQUEIII.1.- RESULTATS EXPERIMENTAUXIII.2.- COMPARAISON DES BRASSAGES ELECTROMAGNETIQUE ET PNEUMATIQUEIII.3.- DISCUSSION

IV.- EXTRAPOLATION DU PROCEDEIV.1.- CHAUFFAGE DE L'ACIER LIQUIDEIV.2.- MAINTIEN EN TEMPERATURE DE L'ACIER LIQUIDE EN POCHE

CONCLUSIONBIBLIOGRAPHIE