VSEBINA ŽELEZARSKI ZBORN Stran Dobovišek M., A. R o d i č, V. M a c u r. Železarna Ravne IZBOLJŠANJE VELIKOSTI AVSTENITNEGA ZRNA IN ČISTOČE JEKLA ZA CEMENTA-CIJO 225 Prešern Alojz, Metalurški inštitut UVAJANJE VAKUUMSKE METALURGIJE 247 Arh Joža, Železarna Jesenice Vodopivec Franc, Metalurški inštitut ZVEZA MED PREOBLIKOVALNOSTJO NIZ-KOOGLJICNIH JEKEL IN VSEBNOSTJO ALUMINIJA IN DUŠIKA 1. del 259 Vodopivec, Osojni k, Metalurški inštitut Arh Joža, Železarna Jesenice ZVEZA MED PREOBLIKOVALNOSTJO NIZ-KOOGLJICNIH JEKEL IN VSEBNOSTJO ALUMINIJA IN DUŠIKA 2. del 265 Razinger Anton, Železarna Jesenice NERJAVEČA JEKLA ZA OBDELAVO NA AVTOMATIH 271 1970 LETO IV 4 IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT VSEBINA Stran Izboljšanje velikosti avstenitnega zrna in čistoče jekla za cementacijo.......225 DK: 669.182.33:620.18:620.192.45 ASM/SLA: D 5, M 9—69, M 27C Prešern Alojz, dipl. inž. Metalurški inštitut Uvajanje vakuumske metalurgije.....247 DK: 669—982 ASM/SLA: D 8M Arh Joža dipl. inž., železarna Jesenice Dr. Vodopivec Franc dipl. inž., Metalurški inštitut Zveza med preoblikovalnostjo nizkoogljičnih jekel in vsebnostjo aluminija in dušika — 1. del...............259 DK: 669.14.018.291 ASM/SLA: D 5g, F 216, A 238 Dr. Vodopivec F. dipl. inž., A. Osojnik dipl. inž. Metalurški inštitut, Arh Joža dipl. inž. Železarna Jesenice Zveza med preoblikovalnostjo nizkoogljičnih jekel in vsebnostjo aluminija in dušika — 2. del...............265 DK: 669.14.018.291 ASM/SLA: D 5g, M 21e, X 235 Razinger Anton dipl. inž., železarna Jesenice Nerjaveča jekla za obdelavo na avtomatih . 271 DK: 669.14.018.232/.8 ASM/SLA: SSd, SSe INHALT Seite Die Verbesserung der Austenitkorngrosse und des Reinheitsgrades bei den Einsatz-stahlen...............225 DK: 669.182.33:620.18:620.192.45 ASM/SLA: D 5, M 9—69, M 27C Prešern Alojz, dipl. inž. Metalurški inštitut Die Einfiihrung der Vakuummetallurgie . . 247 DK: 669—982 ASM/SLA: D 8M Arh Joža dipl. inž., železarna Jesenice Dr. Vodopivec Franc dipl. inž., Metalurški inštitut Zusammenhang zwischen der Verformbarkeit und dem Gehalt von Aluminium und Stick-stoff in den niedriglegierten allgemeinen Baustahlen. Teil 1..........259 DK: 669.14.018.291 ASM/SLA: D 5g, F 216, A 238 Dr. Vodopivec F. dipl. inž., A. Osojnik dipl. inž., Metalurški inštitut, Arh Joža dipl. inž., Železarna Jesenice Zusammenhang zvvischen der Verformbarkeit und dem Gehalt von Aluminium und Stick-stoff in den niedriglegierten allgemeinen Baustahlen. Teil 2...........265 DK: 669.14.018.291 ASM/SLA: D 5g, M 21e, X 235 Razinger Anton dipl. inž., Železarna Jesenice Rostbestandige Automatenstahle.....271 DK: 669.14.018.232/.8 ASM/SLA: SSd, SSe CONTENTS Page Improvement of the austenite grain size and purity of steel for carburising......225 DK: 669.182.33:620.18:620.192.45 ASM/SLA: D 5, M 9—69, M 27C Prešern Alojz, dipl. inž. Metalurški inštitut Introduction of vacuum metallurgy .... 247 DK: 669—982 ASM/SLA: D 8M Arh Joža dipl. inž., Železarna Jesenice Dr. Vodopivec Franc dipl. inž., Metalurški inštitut Relationship betvveen the formability of low carbon structural steels, and the aluminium and carbon content Part 1.......259 DK: 669.14.018.291 ASM/SLA: D 5g, F 216, A 238 Dr. Vodopivec F. dipl. inž., A. Osojnik dipl. inž., Metalurški inštitut, Arh Joža dipl. inž., Železarna Jesenice Relationship between the formability of low carbon structural steels, and the aluminium and carbon content Part 2.......265 DK: 669.14.018.291 ASM/SLA: D 5g, M 21e, X 235 Razinger Anton dipl. inž., Železarna Jesenice Stainless Machine-steels........271 DK: 669.14.018.232/.8 ASM/SLA: SSd, SSe COAEP2KAHHE YAyMuienHe bcah^ihiili 3epen aycTeHHTa h IHCTOTbl CTaAH AAH l)eM6HTai)HH.....225 DK: 669.182.33:620.18:620.192.45 ASM/SLA: D 5, M 9—69, M 27C Prešern Alojz, dipl. inž. Metalurški inštitut BBeAemie B BaicyYMHYio MeTaAAyprmo . . . 247 DK: 669—982 ASM/SLA: D 8M Arh Joža dipl. inž., Železarna Jesenice Dr. Vodopivec Franc dipl. inž., Metalurški inštitut CB*i3b mokay AeopMaijHH HH3KoyrAi>epoAH-ctoh KOHCTpvKUHOHHOH CTaAH c ee coAep>Ka-HIieM aAlOMHHHfl H a30Ta. TOM 1......259 DK: 669.14.018.291 ASM/SLA: D 5g, F 216, A 238 Dr. Vodopivec F. dipl. inž., A. Osojnik dipl. inž., Metalurški inštitut, Arh Joža dipl. inž., Železarna Jesenice CBH3b Me>KAY AecftOpMailHH HH3KOyrAbepOAH-ctoh kohctpykhhohhoh CTaAH c ee coAep>Ka-HHeM aAlOMHHHfl H a30Ta. TOM 2......265 DK: 669.14.018.291 ASM/SLA: D 5g, M 21e, X 235 Razinger Anton dipl. inž., Železarna Jesenice Hep»caBeK>inafl CTaAt aah oSpaSoTKH Ha aBTO-MaTax...............271 DK: 669.14.018.232/.8 ASM/SLA: SSd, SSe ŽELEZARSKI ZBORNIK IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT LETNIK IV DECEMBER 1970 ŠT. 4 Milan Dobovišek, dipl. inž. DK 669.182.33 : 620.18 : 620.192.45 Železarna Ravne ASM/SLA: D 5; M; 9—69; M 27 c Alenka Rodič, dipl. inž. Železarna Ravne Vlado Macur, dipl. inž. železarna Ravne Izboljšanje velikosti avstenitnega zrna in čistoče jekla za cementacijo S pomočjo različnih metod izdelave surovega jekla za cementacijo, različnih načinov dezoksida-cije v elektro obločni peči in načinov litja je mogoče zagotoviti čistočo jekla. Uporaba argona za prepihovanje taline v ponovci ter vmesni dodatek aluminija omogočata sigurno dosego finega zrna ter ugodno razporeditev raznih tipov nemetalnih vključkov v jeklu za cementacijo. Izdelana je cela vrsta različnih metod v 30-tonski el. obločni peči, na podlagi katerih je postopoma prišlo do najbolj ugodne izdelave surovega jekla. Naloga je bila s pomočjo teamskega dela eksaktno pripravljena ter v rezultatu nudi dovolj sigurne možnosti za doseganje zahtevanih pogojev, ki jih danes postavlja avtomobilska industrija. Glede na nesigurnost dosedanje izdelave ce-mentacijskega jekla smo si postavili za nalogo: a) doseči garantirano zrno jekla > ASTM 5, b) izboljšati čistočo z zmanjšanjem velikosti vključkov. UVOD Zrno cementacijskih jekel grupe Cr-Mn (EC 80, EC 100, ECMo 80, ECMo 100) je bilo zelo pogosto neenakomerno, tako da smo beležili velikosti avstenitnega zrna po ASTM slabše in boljše od stopnje 5. Ker pa zahteva avtomobilska industrija garantirano zrno nad ASTM 5, smo se lotili postopnega izboljševanja situacije z uvedbo raznih metod dodajanja aluminija. Enake težave so nastopale tudi pri skupini Cr-Ni cementacijskih jekel (ECN 150, 200; ECN 15, 25, 35; ECNMo 100, 150, 200). Druga skupina Cr-nikljevih jekel je bolj delikatna, saj nastopajo tudi lahko razne nevšečnosti v predelavi ingotov v valj arni, če uporabljamo preveč Al za legiranje. Znana je slaba valjavost oziroma slaba kovnost premočno aluminiranih jekel, ki je lahko posledica premočnega Al nitrida. Delo smo osredotočili v glavnem na iskanje prave jeklarsko-metalurške metode izdelave ingota za prvo grupo cementacijskih jekel, saj smo smatrali, da je zaradi stalnega programa naše jeklarne na Ravnah to najbolj primerno. Nadalje smo osredotočili delo v glavnem na valjavski ingot teže 450 kg za srednjo progo z namenom, da bomo za težke kovaške bloke postopoma prešli na novo tehnologijo, ko bomo osvojili valjavski ingot. Izhodišče je 450 kg ingot, ki pa za določevanje nečistoč ni ugoden, saj nam nudi po prevaljanju na gredico [|]90mm le 6-krat predelavo. Tako nizka stopnja predelave pri oceni nečistoč slabše kaže. Ta je največkrat 10-kratna. To moramo pri medsebojnih primerjavah ocen upoštevati. Razne metode izdelave jekla so kazale različno stopnjo onesnaženosti, različno razporeditev in velikost posameznih tipov vključkov. Nezadovoljiva situacija v proizvodnji cementacijskega jekla pri nas je vodila k iskanju najugodnejše jeklarske metode v proizvodnji. Naročniki omejujejo s svojimi prevzemnimi pogoji najslabše metalografsko ocenjeno mesto za vsak tip vključkov. Splošna ocena čistoče jekla je izražena s srednjo vrednostjo ocen tridesetih mest na obrusu za posamezne tipe in za vsoto vključkov. Pri ocenjevanju po skali JK so največkrat omejitve za najslabša mesta naslednje: vključki tipa A........maksimum 3 vključki tipa B........maksimum 3 vključki tipa C........maksimum 2 vključki tipa D........maksimum 3 Problematika velikosti zrna in čistoče jekla je povezana. Znano je, da nastopa najugodnejše zrno cementacijskih jekel pri koncentraciji kislinotop-nega aluminija od 0,015—0,030 °/o, to znaša dve tretjini ali vsaj polovico aluminija, katerega smo dodali za dezoksidacijo. Ostali aluminij oksidira v aluminijev oksid, če dosežemo take pogoje, nam dezoksidacija mora omogočiti tvorbo ugodne čistoče jekla kakor tudi drobnega avstenitnega zrna. 0,04 0.03 0,02 0,01 (A! top ni + A!203 ) ali celol 6 da odigra pri končni dezoksidaciji tekočega jekla v ponovci važno vlogo tudi CaSi kot dezoksidant, je zanimivo ter odkriva posebno področje, ki ga je vredno upoštevati. Diagram 6 Količina vključkov v odvisnosti od časa po dodatku različnih dezoksidantov. Omenili smo že, da so v glavnem sulfidi in oksidi vzrok za nevarne defekte v končnih jeklo-vih proizvodih. Ko se odločimo za funkcionalnost odkovka, valjanca ali ulitka, so predvsem važni: geneza, oblika, velikost in množina ter končna razporeditev vključkov. Tako ponovno vedno pridemo do dejstva, da kljub enaki kemijski sestavi, toplotni predelavi jekla, dobimo razlike v fizikal-no-mehanskih lastnostih jekla. Odločujoči vpliv imajo torej: število, velikost, razdelitev oksidov in sulfidov v jeklu. Ker po končni dezoksidaciji jeklove taline le še ostane določena količina vključkov v jeklu, saj leži koncentracija kisika v tehnično pomirjenih talinah celo štirikrat višje, kot to kaže teoretični račun ravnotežja med raztaljenim kisikom in dez-oksidacijskim elementom. Ti vključki zmanjšujejo mehanske sposobnosti jekla. Doseči moramo, da se ti vključki tako pojavljajo, da vplivajo na kvaliteto le v želeni smeri. Kot dezoksidacijski produkt igra kalcij posebno vlogo, če ga primerjamo z Al, Si ali Mn. Kalcij je v jeklovih talinah praktično netopljiv in tvori pri temperaturah tekočega jekla pritisk, večji od ene atmosfere. Pri dodatku dezoksidantov na bazi kalcija izide iz taline vsaj del kalcija v obliki pare, ne da je prej posredoval kot dezoksidant. Ostanek tega elementa pa služi kot dezoksidacijsko sredstvo in prinaša s svojo netopnostjo jeklu določene kvalitetne prednosti. Praksa je pokazala, da se more pri dezoksidaciji s kalcijem doseči v ponovci dodatne ugodnosti: 1. Kisik se v jeklu zniža do nižjih vrednosti, kot jih omogoča normalna dezoksidacija brez CaSi. 2. Oksidi iz AI2O3 (aluminati) se z dodatkom kalcija modificirajo in se izboljšajo pogoji izločanja vključkov s pomočjo večje koagulacije. V praksi se postavlja zahteva, da se mora kisik najprej maksimalno znižati z glavnim dezoksidan-tom, le na ostanek kisika se vpliva z dodatkom CaSi. O uporabi CaSi se precej piše v ruski in japonski literaturi. Tudi M. Wahlster je sam veliko študiral vpliv CaSi na dezoksidacijo jekla ter na druge ugodnosti v jeklu. Na poizkusih dezoksidacije s kalcijem je delal Cehanskij7, in to na kvaliteti St 37.11 ter St 52. Uporabljal je leguro CaSiAl s ca. 15 % Al. Dodatki so znašali 1,5 do 2 kg/tono taline v curek jekla ob izpustu v ponovco. Diagram 7 kaže, kako pada pogostost skupnih vključkov, silikati le rahlo naraščajo. A. Schroberl8 trdi, da je pri 18/8 nerjavnem jeklu dosegel najboljšo čistočo z dodatkom 1,5 kg CaMnSi/tono v ponovco. Aluminij je dodal že pol ure pred izpustom taline. Tudi jekla za tračnice so pokazala pri dodatku CaSi najboljše lastnosti. Posebno pa se CaSi obnese pri kontinuiranem vlivanju, saj so vršili poizkuse celo z 2,2—3 kg CaSi/tono ter 0,3—0,5 kg Al/tono za dezoksidacijo. V. Watanabe (navaja Wahlster6) je s sodelavci dognal: 1. Z dodatki CaSi se koncentracija kisika v jeklovi kopeli v 10—15 sekundah zniža na čim nižjo možno stopnjo. Kalcij se kot element takoj porabi. 2. Velikost degazacijskih produktov po dezoksidaciji s CaSi se poveča za dvakrat hitreje kot pri dezoksidaciji s FeSi. 3. Pri dezoksidaciji s FeSi rastejo vključki difuzijsko (počasi), pri dodatku CaSi pa se samo stečejo skupaj. oN i. O Je »o Jc <0 o -Lj iS & o. 0,03 0,02 0,01 0,00 Dezok. 0,1% A + C sidacija z 1 + FeSi aSi \ \ .....-i 7 V SiO7 0 0,1 0,2 % CaSi 0.3 Diagram 7 Vpliv dodatka CaSi za dezoksidacijo na padec količine vključkov v jeklu. Čas v minutah M. Wahlster6 je preizkušal dodatek CaSi na 10-tonski in 100-tonski el. obločni peči. Izbral je jeklo sestave 0,13—0,17 % C, 0,35—0,40 % Si, 1,10—1,30% Mn, max. 0,01% P, max. 0,030 % S, min. 0,02 % Al. žveplo pred izpustom je bilo 0,03 % v talini. Žlindro so po oksidaciji odstranili do 90 %. Temperatura preboda je znašala 1670° C. Po od-litju v ponovco je imelo jeklo takoj po izpustu iz peči temperaturo v ponovci 1620° C. Pri 10 t peči se je izpust izvršil v dve 5-tonski ponovci. Pol šarže se je v prvi ponovci dezoksidiralo s pomočjo potopne cevi, ki se je napolnila s CaSi in že prej obesila ob notranjo steno ponovce. Pri dezoksida-ciji s 4 kg Si/tono taline in 1 kg Al/t, je dodatek CaSi variiral od 0,0—2,0 k^/tono. Enak poizkus je naredil na 100-tonski el. obločni peči, samo da je tam dolegiral CaSi s pomočjo visoko postavljene drče. Na obeh pečeh so bili doseženi enaki rezultati. Ugotovil se je padec žvepla do 42 % (2 kg CaSi/tono). Ugotovljeno je, da del žvepla pade s pomočjo tvorbe Ca-Sulfida (CaS), del pa s pomočjo oksisulfidov, ki so nastali pri dolegi-ranju taline s CaSi, (diagram 8). Analize kisika na gotovih proizvodih so pokazale, da je pri malih dodatkih CaSi 0,39 kg/tono in pri sicer enakih dodatkih FeSi in Al padec ki- sika od 80 na 40 ppm. Večji dodatek CaSi še zniža kisik v jeklu, tako da ga dobimo pri dodatku 2 kg CaSii/tono samo še 26 ppm (diagram 9). Pri raziskavah vplivov na čistost teh jekel so ugotovili interesantne rezultate, ko so uporabili CaSi za dezoksidacijo v ponovci. Pri St 52, ko se ni uporabil CaSi, je bila po izvrednotenju ocena čistosti 250 (po Prufblatt S. E. 1570 na 3000 mm2 površine obrusa). Diagram 10 in 11. Vključki so se nahajali v širokem območju od 105 do 500. Ce se je dodal CaSi za dezoksidacijo, pa so se ti nahajali v območju 40—75 (2 kg CaSi/tono). Tudi velikost vključkov se ob dodatku CaSi zmanjša. Iz prejšnjega razlaganja poizkusov sledi: Vpliv CaSi oz. kalcija pri dezoksidaciji jeklove taline na odžvepljanje, čistost jekla in mehanske S! o —r 0 01 § 0 0,5 1.0 1,5 2,0 CaSi kg/1, jekla Diagram 9 Vpliv dodatka CaSi na pad kisika v jeklovem proizvodu. 0 0,5 1,0 1,5 2,0 kg Ca Si/t. jekla Diagram 8 Vpliv dodatka CaSi na odžveplanje glede na zadnje žveplo v predprobi. o Ln S 5 D § -Q L, g ° (T S i* o ^ o i. ln š 5 t/l 3 -h o E E o o o D C 400 100 0 0.5 1,0 1,5 2,0 kg Ca Si/1. jekla Diagram 11 Vpliv dodatka CaSi na sulfidne vključke v jeklu. 0 0,5 1.0 1,5 kg Ca Si/1, jekla Diagram 10 Vpliv dodatka CaSi na oksidne vključke v jeklu. 500,- lastnosti jekla, dognan pri poizkusih iz 10-tonske in 100-tonske el. obločne peči, je jasen ter nudi naslednje prednosti: — Dodatek CaSi deluje na odžvepljanje taline ugodno. Po dodatkih 2 kg CaSi/tono jekla so dosegli do 43 % padca žvepla glede na izhodnega pred izpustom šarže. — Kisik se v ponovci ni bistveno spremenil, pač pa se je znižal kisik v gotovih proizvodih v ingotu oz. jeklenem izdelku. — Geneza vključkov je dala drugo obliko in sestavo, saj so določili v vključkih 3 do 10 % CaO. Tudi analiza na mikrosondi je pokazala, da posamezni veliki tipi vključkov vsebujejo celo do 50 % CaO. Takšni vključki se zelo hitro izločajo iz talin, že v nekaj minutah, kot primarni oksidi, zato se že po nekaj minutah na drugih vključkih najde le še 10—15 % CaO. — Celotna čistoča na oksidih kakor tudi sulfidih se je izboljšala, saj je kalcij vplival v smeri zmanjšanja velikosti vključkov. Tudi razporeditev nemetalnih vključkov v gotovih proizvodih je bila ugodnejša. — Izboljšana žilavost je bila posledica dezoksidacije s CaSi. II Del PRAKTIČNI POIZKUSI NA 3D-TONSKI ELEKTRO OBLOČNI PEČI Po predhodni obdelavi teoretičnih izsledkov dezoksidacije ter predlaganih glavnih metod za jeklarsko izdelavo cementacijskega jekla (EC 80, EC 100, ECMo 80, ECMo 100) smo začeli izdelovati jekla po raznih metodah, pri tem pa smo težili k ekonomičnejšim. Odločili smo se v glavnem za dve metodi izdelave tega jekla. Eno za valjavski format, drugo pa za kovaške težke odkovke. Pri tem pa želimo doseči velikost zrna po normah ASTM finejše od 5 za valjavski format, za odkovke pa vsaj finejše od 3. Namreč pri težkih odkovkih, kakor smo že omenili, da obstaja nevarnost slabe kovnosti pri previsokih koncentracijah aluminija. VREDNOTENJE REZULTATOV POSAMEZNIH METOD TER ŠARŽ IZDELAVE CEMENTACIJSKEGA JEKLA Pri vrednotenju metod izdelave ter rezultatov poizkusov smo izhajali v glavnem s stališča, da prikažemo razliko med raznimi metodami izdelave cementacijskega jekla glede na metalurgijo taljenja, zrno kakor tudi na čistočo jekla. Po vsaki metodi nismo mogli delati (preizkusiti) enakega števila šarž, saj gre tu za 30-tonske šarže, kar je lahko usodno v praksi, posebno če bi nastalo preveč neuspele proizvodnje. Zato smo več šarž delali po onih metodah, pri katerih smo že prej smatrali, da bomo z večjo sigurnostjo zadeli uporabnost cementacijskega jekla. Zato so rezultati, katere prikazujemo, rezultat različnega števila šarž za posamezne metode. Mišljenja smo, da mora biti cilj izdelati jeklo po oni metodi, ki bo pri največji ekonomičnosti nudila sigurnost izdelave dovolj čistega jekla. Diagrami št. 12—16 kažejo ocene sulfidov, alu-minatov, silikatov, globularnih oksidov in vsote vključkov. Če pogledamo diagrame št. 12—16, vidimo, da sta metodi V in VI, kjer je uporabljen argon za prepihovanje talin v ponovci, nekoliko ugodnejši, saj dajeta v verjetnostni mreži bolj strme linije. To pomeni, da je razsipanje rezultatov manjše. Če si sedaj ogledamo posamezne tipe vključkov pri različnih metalurško-topilniških izdelavah jekla, dobimo naslednje rezultate: sulfidi, diagram 12. Metoda IV, varianta A, po kateri se je uporabila samo ena (oksidna) žlindra s preddezoksida-cijo 2 kg FeAl/tono taline, nadalje dodatek FeMn in FeCr takoj po aluminiranju, v ponovco pa 1 kg CaSi in 0,8 kg Al/tono jekla, brez prepihavanja taline v ponovci z Ar, ima veliko sulfidov. Za naše pojme ni ugodna, ker nastopajo sulfidi od 1,9 do 2,7, kar je absolutno previsoko. Metoda V, varianta B, kjer smo uporabili podoben postopek, le da smo šaržo z argonom prepi-hali v ponovci, daje sigurno drobno zrno in nekoliko ugodnejše ocene sulfidov. Sicer so še vedno visoki od 1,8 do 2,40, kar ni zadovoljivo. Metoda IV, varianta C, je v glavnem identična metodi IVI/A, kar se tiče same izdelave šarže. Tudi tu je uporabljena ena sama žlindra (oksidna), vendar smo tu dodali v ponovco 2 kg CaSi/tono ter 0,3 kg Al/tono, vendar pri predhodnem dodatku 2 kg FeAl/tono za preddezoksidacijo — v peči. Dodatek Al v ponovco 0,3 kg|/tono je nekoliko prenizek in komaj še daje zadovoljivo zrno. Ena šarža je imela namreč zrno le 3—5 po ASTM. Sulfidi so sicer še vedno visoki, od 2,0 do 2,35. Krivulja je bolj strma, šarža ni bila prepihana z argonom. Metoda V, varianta D, kjer smo uporabili Ar ter legiranje Al za fino zrno jekla med prepihava-njem v ponovci ter visok dodatek CaSi v ponovco, 2 kg/tono, se sulfidi niso znižali. Odžvepljanje ni bilo efektno. Izdelano jeklo kaže po sulfidih slabo sliko od 2,00—2,65. Metoda V, varianta E je postopek, po katerem so se šarže izdelale v glavnem na eno žlindro (oksidno), vendar se je pred dodatkom FeAl 2 kg/t 80 % žlindre odstranilo iz kopeli, dodalo se je 1 kg SiMn/tono, na golo kopel, nato še FeMn in FeCr ter končno v ponovco 1 kg CaSil/tono. šarže so bile v ponovci prepihane z argonom, tako da je bilo po prvem 3-minutnem pihanju dodano 13 kg Al/30 ton taline za drobno zrno. Zrno je doseženo (ASTM >5). Čistost po metodi E pri sulfidih ne daje ugodne slike, ker je razsipanje rezultatov od ene do druge šarže absolutno preveliko. Legenda m 2,4 22 S 2.0 o 1.8 S 1.6 * 1,4 ■S 12 "O ' .3 o Ž 0.8 št 0.6 0.4 0.2 JA N / \ \ \ — \ / \ v \ A S \ mi T \ \ g/a buhti- D~ k j A \ s. h \ V / \ \ ,J / \ \ / \ A v t / v. V 1 0-/ — >v S*« □J * o 1 % * * % - siliku i-C T B C D E F G H i J K Jeklarske tehnologije - Diagram 13 jeklarske tehnologije na ocene vključkov p (A, B, C, D) in na vsoto vključkov (A + B + C 6.0 5.80 5.60 5.40 100 90 80 70 _ 60 "i S 50 | 20 10 0 Legenda: | | - stopnja 0 - stopnja 1 - stopnja 2 - stopnja 3 (86,3) (4.8) (24,6) = (8.4) (80,2) (84.5) (19,1) (5,3) (15,5)_ (0.7) (40)' J K A E / Diagram 14 Vpliv jeklarske tehnologije na sulfidne vključke tipa A. I | - stopnja 0 F^Tl " stopnja I I7TH - stopnja 2 p ] - stopnja 3 m - stopnja ^3 ' 10 V 1.2 IJ l.i 15 1.6 17 1.6 1.9 2.0 2.10 2.20 2.30 2,i0 2.50 260 2.70 Sulfidni vključiti A po JK skali Diagram 12 Ocene vključkov A po JK skali za šarže v odvisnosti od metode izdelave šarž. Diagram 15 Vpliv jeklarske tehnologije na aluminatne vključke tipa B. Legenda ES5 stopnja 0 stopnja 1 stopnja 2 100 5,20 o 90 5.0 CD 80 t 70 60 4,80 4.60 o 50 4.40 s 40 a 30 20 4.20 5« 4.0 10 0 185.4] i BO,6) (17.2) S r o.30) (79,S) (19,4) I (20,4) (16,5) I Diagram 16 Vpliv jeklarske tehnologije na silikatne vključke tipa C. Legenda: 100 90 80 70 60 8 50 U ? 40 o. 30 20 10 0 (86.5) Z I (13,5) - stopnja 1 - stopnja 2 (76,9) (65.0) y. (23,U PA 1 (6 4.5) (61.7) m 3v// A J E I Diagram 17 Vpliv jeklarske tehnologije na globularne oksidne vključke tipa D. Nastopajo ocene od 1,1 do 2,55. Vendar lahko ugotovimo, da se po tej metodi le da narediti dovolj čisto jeklo po sulfidnih vključkih. Več kot polovica šarž ima sulfide pod 2. Metoda V, varianta F, ki je bila metalurško delana tako, da se je na golo kopel po končni oksidaciji in potegnitvi ca. 80 °/o žlindre dodalo 2 kg FeAl/tono, 1 kg SiMn/tono jekla v peč, dalje FeMn in FeCr ter končno v ponovco še 1 kg CaSi/tono in 0,25 kg Al/tono jekla, med 8-minut-nim prepihovanjem z argonom v ponovci še dodatek 13 kg Ali/30 ton za drobno zrno, ni dala na sulfidih bistvenega izboljšanja. Razsipanje med šaržami je manjše, krivulja bolj strma. Metoda daje sulfide med 1,9 do 2,43. To je v poprečju previsoko, zato smo se lotili ponovne spremembe metalurgije. Metoda IV, varianta G, izdelana na ta način, da se opusti argon za prepihovanje taline v ponovci, doda pa se za fino zrno več Al v ponovco. Ob izpustu pa v curek se doda 2 kg CaSi/tono ter 9 kg Al/30 tonsko šaržo. Sulfidni vključki po tej metodi dajejo ponovno močno razsipanje, med 2 in 2,45 kot vse metode brez argona. V poprečju so še vedno previsoki. Metoda III, varianta H kaže na sulfidih močan napredek. To je metoda klasične bele žlindre oz. dveh žlinder, ki ima za posledico daljše trajanje šarže, kar ni ugodno, daje pa malo sulfidov. Po tej metodi se je na potegnjeno oksidno žlindro dodalo na golo kopel 170 kg SiMn/30-tonsko talino. Naredila se je nova žlindra ter dodatno dodal še FeSi do končne koncentracije zahtevane analize. FeSi se je dodajal vsaj 40 minut pred izpustom taline, to pa pomeni podaljšanje trajanja šarže vsaj za 1 uro. Sulfidi so se znižali in znašajo 1,6 do 2,05, kar je v poprečju ugodno. Zrno pa ni garantirano, ker je dodatek 10 kg Al v ponovco za 30 tonsko šaržo prenizek, šarža ni z argonom prepihana. Metoda VII, varianta I je predrugačena metoda H, je hitrejša. Po tej metodi se je aluminij pihal v talino v obliki Al prahu s pomočjo kom-primiranega zraka. Metoda je hitra, vendar je pihanje Al ter njegova vsebnost v kislinotopni obliki v veliki meri odvisna od funkcionalnosti mehaniziranega sistema za vpihavanje prašnatega aluminija. Poprečno smo dosegli sulfide 1,4—2,05. Isto metodo smo poizkusili z vpihavanjem Al s pomočjo argona. Izgubili smo v obeh primerih precej Al in Si. Metodo preizkušamo naprej v posebni nalogi, vendar je praksa zaenkrat še komplicirana ter sorazmerno draga. Metoda VI, varianta J, kaže pri sulfidnih vključkih max. 1,95. Čeprav smo po tej metodi naredili v začetku malo šarž, kaže metoda ugodno sliko. Jeklo je narejeno na eno črno žlindro, s potegnitvi j o enega dela žlindre po oksidaciji, nato dodatkom 1,0 kg Al/tono taline, sledil je dodatek FeMn in FeCr, v ponovco smo dodali 80 kg FeSi in 50 kg CaMnSi na 30 ton taline. Prepihovanje taline z argonom in vmesnim dodatkom 11 kg Al/30 ton za drobno zrno. Drobno zrno je bilo doseženo. Večji dodatek CaSi oz. CaMnSi daje ugodnejše sulfide. Sulfidi so v mejah 1,7—1,95 bala, to pa je že pod balom 2, kar je bila naša začetna želja. Za samo 6-kratno stopnjo predelave ingota je to že ugodno. Tudi to metodo smo spremenili (modificirali) ter se odločili za dodatek FeSi v peč, ne v ponovco. Tako nastala metoda VI, varianta K, je pokazala najboljše rezultate, zato smo jo preizkusili z uporabo argona in brez uporabe argona za prepihovanje talin v ponovci. Ker smo dosegli v obeh primerih najboljše pogoje, smo metodo K vključili v nadaljnji tehnološki program redne proizvodnje cementacijskega jekla v vseh elektro obločnih pečeh v železarni Ravne. Razsipanje rezultatov je minimalno (1,52 do 1,65) bala prve poizkusne šarže. Metoda je v glavnem metalurško zelo hitra. Uporaba samo oksidacijske žlindre ter majhen dodatek hitro taljive žlindre po dodatku Al za preddezoksidacijo. Žlindro se po oksidaciji odstrani iz kopeli ca. 80 %, nato se legira 1 kg Al/tono taline ter še 6 kg SiMn/tono, nadalje se legira FeCr, po nadaljnjih 5 minutah še FeSi. Na te dodatke so dodani pri temperaturi taline ca. 1660—1670° C še hitrotaljiva žlindra iz 100 kg CaO + 50 kg CaF2 + 10 kg CaSi ali FeSi (zdroba). Po raztalitvi te male količine žlindre, ki je ca. 0,5 % od teže taline, se talino premeša ter izpusti skupno z žlindro v ponovco. V curek se doda samo še 1,5 kg CaSi/tono. Aluminij se v ponovco ne dodaja, ampak šele med pihanjem z argonom po prvih 3 minutah prepihavanja. Dodatek Al znaša 13 kg na 30-tonsko šaržo. To zadostuje za dosego avstenitnega zrna > ASTM 5. Ker je ta metoda dala najboljše rezultate na sulfidih, in kot bomo videli tudi pri drugih tipih vključkov, smo metodo preizkusili tudi brez uporabe argona, saj se lahko dogodi, da nam argona primanjkuje. Tudi tak način, ki je zahteval legi-ranje aluminija v ponovco od 0,5—0,7 kg/tono taline, je dal zadovoljive rezultate. Dosega žvepla pod 0,020 °/o. Pri metodi K pa moramo doseči čim nižje odžvepljanje za znižanje sulfidnih vključkov, ker metoda K omogoča izdelavo šarž v zelo kratkem času, manj kot 4 ure od šarže do šarže, to pa je le maks. 70 % od klasičnega načina izdelave, je metoda izredno rentabilna. Ogledali smo si sulfidne vključke pri vseh preizkušenih metodah. Sedaj si oglejmo še druge tipe vključkov, ki so prikazani v tabeli 1. Aluminati (B), silikati (C) in globularni oksidi (D) kažejo pri različnih variantah različna območja in vrednosti. Tudi tu se vidi prednost metod J in K, kar posebno potrjuje zadnja kolona vsote vključkov. Celoten pregled ocen vključkov pri posameznih metodah podaja diagram št. 13. Naslednjo primerjavo dajemo v diagramih in tabelah za porazdelitev ocen za 30 pregledanih mest na obrusu. Diagrami št. 14, 15, 16 in 17 kaže- Tabela 1 — Območja in vrednosti nastopanja vključkov. Varianta izdelave jekla sulfidi A aluminati B silikati C gl. oksidi D vsota vključkov A + B + C + D 1 2 3 4 5 6 A 1,90—2,74 0,67—1,30 0,15—0,25 1,90—2,00 4,55—6,25 B 1,80—2,40 0,60—1,17 0,15—0,22 1,68—2,00 4,30—5,35 C 2,00—2,35 1,20—1,30 0,14—0,18 1,76—2,00 5,55—5,68 D 2,00—2,65 0,94—1,00 0,20 1,85—1,90 5,17—5,66 E 1,10—2,55 0,55—1,13 0,14—0,26 1,57—1,95 4,25—5,63 F 1,90—2,43 0,67—0,90 0,15—0,20 1,70—1,80 4,75—4,95 G 2,00—2,45 0,93—1,20 0,18—0,25 1,77—1,90 4,98—5,48 H 1,60—2,05 0,65—1,00 0,18—0,27 1,60—1,70 4,20—4,75 I 1,40—2,05 0,53—0,10 0,10—0,30 1,60—1,85 4,50—4,65 J 1,70—1,95 0,55—0,90 0,17—0,29 1,50—1,84 4,15—4,55 K 1,52—1,65 0,75—1,05 0,12—0,21 1,45—1,75 3,95—4,50 Tabela 2 — Procentna sestava vključkov Metode jeklarske tehnologije šarž Število Vključki tipa A v °/o stopnje Vključki tipa B v % stopnje Vključki tipa C v % stopnje Vključki tipa D v % stopnje 0 1 2 3 0 1 2 3 0 1 2 3 0 1 2 3 A 14 OO rf' so so o" t- (N © oo" rsi in (N SO in Os" m" oo SO„ rt-" m ro" « in so" oo B 14 KAY coSoft b 6oAee hah MeHee OTKAOHeHHeM moahcj)HKaHHH. Pe3yAbTaTbI 3thx OnbITOB, KOTOpbie b HAbi, aAioMHHaTbi, chah-KaTbi, TAo6yAapHbie okhch), 2. ayCTeHHTHoe npHMMapHoe 3epHO CTaAH, 3. ybeamehhe np0h3b0ahteabh0cth neHAHbIX BKAIO-mehhh, b apyhom CAyqae 6hao Menbuic TAo6yAapHbix OKHcen hah aAy-MHHaTHbix BKAKmeHHH hta. b pe3yAbTaTe Bbi6paHbi ABa MeTOAa KOTOpbie b HeAOCTH AaAH CaMyiO 1HCTyK> CTaAb. AAa 3THX nAaBOK KOTopbie 03HaneHbi c 6yKBaMH »j« h »k« npnroTOBAeHbi TexH0A0rn-MecKHe npaBHAa. ITapaAAeAbHO bcahcb BfcinAaBKH CTaAH c ijeAbJo noAyieHHa MeAK03epHiicT0ra aycTeHHTa. BbiSpaH TaKoft TexH0A0rn*jecKHH mctoa, Ha 0CH0BaHHH KOToporo npncycTBHe MeAK03epHHCT0ra aycTeHHTa 3arapaHTiip0BaH0. 3tot cnocoS Tpe6yeT iToSbi pacnAaBAeHHyio CTaAb npoAysaAH b KOBiue b TeneHHH 6—7 mhh. c aproHOM. AproH BAYBaioT nocpeACTBOM nopiiCTora KaMHa KOTopbifi HaxoAHTCa Ha AHe KOBiua. C Ao6aBKo8 aAioMHHHa Ha coAepjKaHHe 0.013—0.025 % pacTonAeHHora b CTaAH bo BpeMa npoAysaHHa aproHa b KOBme c soauioh He-Ae>KHocTbio noAyMeHa nAaBKa c MeAK03epHHCTMM aycTeHHTOM. OnbiTbi yKa3aAH, hto nAaBKH KOTOpbie npoAYTbi c aproHOM He Tpe6yiOT BbicoKora coACp^caiiHH OTOnAeHHOra aAioMHHHa a, HecMOTpa Ha 3T0, MeAKoe 3epuo aycTeHHTa no TaSAHUbi ASTM cBbime 5 TaKace 3arapaHTHp0BaHH0. IIpeABapHTeAbHO Bce nAaBKH 6biAH pacKHCAeHbi c aAioMHHHeM. MeTOAbi »j« h »k« abah b pe3yAbTaTe CTaAb xopomoH ^hctoth, C MeAK03epHHCTbIM npHMMapHbIM ay CTeHHTOM, C COOTBeTCTByK)mHM pacnpeAeAeHHeM OTAeAbHbix bhaob BKAKraeHHii. 3th cnoco6bi HaniAii npoMbiniAeHHoe rrpHMeHeHHe b MeTaAAyprmecKOM i(exe Železarna Ravne (lOrocAaBHa). Ravenska jekla natančno metalografsko kontrolirajo Alojz Prešeren, dipl. inž. Metalurški inštitut Ljubljana Dk: 669—982 ASM/SLA: D8m Uvajanje vakuumske metalurgije S serijo šarž, evakuiranih v komori pri 0,5—1,0 Torra, smo skušali ugotoviti vpliv tehnologije izdelave šarže, dodatka Al za dezoksidacijo, časa in pritiska evakuiranja na zmanjšanje Al203 in Si02 v vključkih ter na intenzivnost odstranjevanja vodika in dušika. Z verjetnim mehanizmom dezoksi-dacije smo predvsem osvetlili vpliv opeke ponve in stopnjo dezoksidacije na količinske odnose med glavnimi oksidi v vključkih. Podana je tudi primerjava med komponentami v vključkih za šarže, obdelane samo s plinastim argonom in za evakuirane šarže. UVOD Z določenimi dezoksidacijskimi tehnologijami na splošno moremo vplivati na obliko, velikost in razdelitev oksidov v vključkih, zmanjšanje količine vodika pa je le delno odvisno od kvalitete porabljenih surovin v vložku oz. med dezoksidacijo. Uspešno zmanjšanje vodika je možno z industrijskim evakuiranjem, saj so danes znani postopki, kjer z veliko sigurnostjo znižamo vodik do 65 °/o. Evakuiranje jeklenih talin postaja zaradi določenih specifičnih prednosti, ki jih evakuirano jeklo izkazuje napram standardnim proizvodnim postopkom, praktično nujno delovna operacija za razne kvalitete jekla. Učinek evakuiranja na splošno je odvisen od višine podtlaka, časa evakuiranja in od reakcij, ki so v talini sami funkcija različnih pogojev t. j. količine aluminija, stopnje predhodne dezoksidacije, temperature taline in kvalitete proti ognju odpornega materiala. 1. OBDELAVA TALINE V VAKUUMU (splošni Iiteraturni pregled) Značilno za postopek evakuiranja je, da potrebuje podtlake 0.5—10 Torra, razmeroma kratke čase za potrebne reakcije, kar je omejeno z določeno izgubo temperature taline v ponvi oz. z livno tehniko in je uporaben praktično za vse teže šarž. Evakuiranje se lahko izvede med samim litjem — evakuiranje curka med litjem v vakuumsko komoro, ali pa po stacionarni metodi, s cirkulacijo taline (R-H) in z dviganjem taline (D-H), (glej sliko 1). Evakuiranje taline v ponvi po stacionarni metodi je najenostavnejše. Polno livno ponev postavimo v komoro, jo prekrijemo s pokrovom, vklopimo črpalke za vakuum. Pri evakuiranju nepomirjene taline pride do zelo živahnega izkuhavanja, do učinkovite degazacije. Pri evakuiranju pomirjene taline ni izkuhavanja, zato dovajamo inertni plin, s čemer moremo običajno doseči željeno znižanje vodika. Slično degazacijo dosežemo pri cirkulaciji taline po R-H postopku ali z dviganjem taline po D-H. Prednost teh načinov degazacije je v tem, da moremo končno dezoksidacijo in delno dolegiranje izvesti šele po evakuiranju, kar dovoljuje večje sigurnosti, zahteva manj dezoksidantov in izdelano jeklo je bolj čisto. a - Degazacija ponve v komori b - Litje v vakuumu c - D-H degazacija d - R-H (cirkulacijska) degazacija Slika l Različni načini degazacije jeklene taline <0 o o> -T-1 I |-1- Degazacija v komori >2 Torr| | Evakuirano jeklo \ Normalno \ jeklo \ i—i—i—i—r R-H (cirkulacijska ) degazacija >1 Torr \ 12 3 4 5 6 1 2 3 4 5 6 7 [HJ Ncm'/100gr Slika 2 Vpliv različnih načinov degazacije na odstranjevanje vodika o c o s Degazacija v komori >2 Torr Evakuirano jeklo Normalno jeklo !>L R-H degazacija >1 Torr 5 10 15 20 25 5 10 15 20 [0]°/oXl0~3 Slika 3 Vpliv različnih načinov degazacije na odstranjevanje kisika po dezoksidaciji Problem je v kvaliteti obloge ponve — možnost reakcij med talino in oksidi iz obloge — in v sigurnem načinu dodajanja nujno potrebne količine aluminija v talino v ponvi. Praktično dosegljive vrednosti vodika in kisika pri omenjenih načinih degazacije prikazujemo v slikah 2 in 3. Izboljšave, ki jih prinese evakuiranje, so obsežene v: — izboljšanju tople predelave, — višji vrednosti raztezka in kontrakcije, — višji vrednosti žilavosti v prečni smeri, — zmanjšanju nagnjenosti h kosmičavosti, — izboljšanju magnetnih lastnosti transformatorske pločevine. V tehnološkem smislu dovoljuje uspešno evakuiranje sledeče: — pri obločnem elektro postopku moremo opustiti belo žlindro, ki jo nadomesti degazacija, 2. STACIONARNA DEGAZACIJA TALINE V VAKUUMSKI KOMORI V JEKLARNI RAVNE 2.1. Opis postrojenja Vakuumska naprava »Stokes« je bila namenjena za pretočno evakuiranje. V železarni Ravne so jo preuredili na evakuiranje jekla v ponvi. Uporabljajo običajno 30 t ponev, podaljšano za 700 mm. Kljub temu povišanju nastopajo pri težah šarže preko 27 t težave — brizganje taline preko roba ponve, kar predstavlja obratovalne nevšečnosti. Da bi lahko evakuirali tudi 30 t taline, je v konstrukciji nova ponev. Ponev je obzidana z normalno šamotno opeko, prav tako je normalno obzidan zamašni drog. Dosedanje praktične izkušnje kažejo, da pride do abnormalno velikih erozij opeke na ponvi in drogu v višini žlindre in pri dnu oz. v območju okrog poroznega kamna za prepihovanje s plinastim argonom. Vzdržnost ponve je trenutno poprečno 12 šarž z vmesnim krpanjem. Naprava je grajena za 301 šaržo. Stopnja vakuuma je 500 . . . 850 mikronov, to je 0.5 ... 0.8 Torra. Ciklus evakuiranja traja 15 do 18 minut. Poraba vode znaša 1500 ... 2400 l/min, odvisno od temperature vstopne vode. Temperatura vode v kondenzatorjih je 20 ... 24° C. Pritisk vode je 2,2 ... 2,4 atm. Poraba pare je 6000 kg/h, temperatura pare 280° C, pritisk 8 ... 8,5 atm. število ejektorskih stopenj je 7, prostornina vakuumske komore 88,3 m3, sesalna moč brez 6 in 7 stopnje pa 1600 m3/min pri 0,6 Torra. Poraba argona, ki ga spustimo skozi talino po prvi stopnji, to je po 5—6 min. znaša 70 ... 100 litrov/min. Ponev normalno pripravijo z dodatnim ovijanjem ročice za pritrditev zamašnega droga in zgornji del vodila z azbestnim platnom. Zamašni drog ojačajo v območju največje erozije z ovijanjem azbestnega traku, namočenega v šamotno malto. Ponev pred uporabo ne ogrevajo dodatno, topla je le toliko kolikor zadrži toploto od predhodne šarže to je okrog 400° C. Novo obzidano ponev posušijo in odlijejo eno šaržo brez evakuiranja. Pred šaržo, ki jo nameravajo evakuirati, najprej evakuirajo prazno ponev najmanj eno uro pri novi ali zakrpani ponvi in najmanj pol ure pri že uporabljeno dobri ponvi. S predevakuiranjem ponve so povečali učinek evakuiranja taline za okrog 35 % napram rezultatom, ki so jih dobili brez tega manevriranja. Talino izlijejo iz peči v predevakuirano ponev, v kateri izvedejo tudi končno dezoksidacijo. žlindre zadržijo čim več v peči, praktično v količini 70... 90 %. Ponev s talino postavijo nato v komoro, priključijo zaščiteno kovinsko fleksibilno cev za dovod plinastega argona, pokrijejo komoro in prično z evakuiranjem. Najprej vklopijo 6. 5. 4. in 3. stopnjo, po dveh do treh minutah, ko dosežejo 150 mm Hg pritiska, vklopijo še 2. stopnjo in pri 200 mm Hg, to je po cca 4 min., še prvo stopnjo. Ko dosežejo po cca 6 minutah tlak okrog 0,6 mm Hg, dodajo argon za premešanje taline. Med evakuiranjem in prepihovanjem taline z argonom se vakuum nekoliko spreminja in sicer med vrednostjo 0,6—1,0 mm Hg. 2.2. Program raziskav Da bi določili najvplivnejše parametre, ki dega-zacijo spremljajo, smo v 25 t E-peči izdelali 14 šarž po internem standardnem tehnološkem regulativu z vakuumsko degazacijo. Pri vseh šaržah smo zasledovali: — skupni kisik po normalnem izkuhavanju taline v peči, — skupni kisik 20—35 min. pred izpustom, — skupni kisik v talini ob koncu izpusta, ko je bila ponev napolnjena, — skupni kisik v talini po evakuiranju, — skupni kisik po odlitju druge livne plošče. Vzorčevanje smo izvedli delno s potopnimi kokilami, delno z evakuiranimi cevkami. Glavne oksidne spojine A1203 in Si02 v vključkih smo analizirali na vzorcih taline 6—7 min. in pol minute pred evakuiranjem in po evakuiranju. v vseh vzorcih smo analizirali količino kisline topnega aluminija. Vodik in dušik smo analizirali: — v vzorcih taline 6 — 7 min. pred evakuiranjem, ko je ponev napolnjena, po evakuiranju in v izdelani šarži. Vzorčevanje za vodik in analiziranje je izvedel po standardni metodi kemijski laboratorij železarne Ravne. Kot je razvidno iz tabele 1 je bilo izdelanih 10 šarž kvalitete Utop Ex. 1 oz. 2, po ena šarža ECN 200, TV 4, VCN Mo 200 in St 523. Količine ogljika v izdelanih šaržah so bile med 0,49... 0,57 %, v mehkejših kvalitetah med 0,15 ... 0,26 %. Normalno izkuhavanje po oksidaciji je trajalo med 32 in 40 minut, izjemoma 25, 67 in 90 minut. Na splošno so bili tehnološki parametri izdelave šarž v ozkih mejah odstopanja, tako da je bilo možno rezultate vpliva teh parametrov primerjalno uporabiti. V tabeli 1 prikazujemo poleg kemijske sestave jekla še količine skupnih kisikov v posameznih vzorcih, kalkulacij sko količino nevezanega kisika ob koncu normalnega izkuhavanja taline in čas izkuhavanja. V tabeli 2 navajamo podatke o aluminiju, količine kislinotopnega Al pred in po evakuiranju ter kemijsko analizo glavnih oksidov v vključkih pred in po evakuiranju. V tabeli 3 so analize vodika in dušika pred in po evakuiranju. Tabela 1 Šarža št. Kvaliteta C Si Mn 0 O, o2 02 Oj 0, Os Cas izkuhavanja — min. 24159 Utop ex. 1 0,56 0,29 0,63 0,002 0,0242 0,0148 0,0082 0,0118 0,0072 0,0026 36 24181 }) 0,55 0,25 0,57 0,0018 0,0246 0,0138 0,0082 0,0105 0,0084 0,0025 32 24183 u 0,57 0,31 0,64 0,0048 0,0233 0,0128 0,0068 0,0163 0,0097 0,0085 39 24184 )t 0,55 0,28 0,57 0,0045 0,0277 0,0129 0,0073 0,0147 0,0088 0,0044 40 24214 ECN 200 0,16 0,3 0,43 0,0076 0,0313 0,0322 0,0254 0,0178 0,0128 0,0074 37 24210 TV 4 0,51 0,3 1,27 0,005 0,0298 0,0143 0,0088 0,0102 0,0087 0,0064 45 24211 VCN Mo 200 0,26 0,33 0,38 0,0062 0,0260 0,0268 0,0150 0,0148 0,0148 0,006 38 24157 Utop ex. 1 0,57 0,20 0,56 0,0032 0,0246 0,0106 0,0046 0,0089 0,0073 0,0037 67 24158 Utop ex. 1 0,57 0,27 0,6 0,0027 0,0285 0,0105 0,005 0,0127 0,0081 0,0038 90 24272 )f 0,55 0,3 0,55 0,0022 0,0202 0,0162 0,0102 0,0104 0,0079 0,0029 37 24273 " 0,51 0,21 0,5 0,0038 0,0213 0,0121 0,0061 0,0116 0,0072 0,0039 36 24274 M 0,49 0,23 0,58 0,0068 0,0267 0,0162 0,0106 0,0146 0,0089 0,0068 25 24277 Utop ex. 2 0,49 0,25 0,56 0,0045 0,0270 0,0158 0,010 0,0122 0,0065 0,0044 30 24220 St 523 0,15 0,36 1,17 0,0031 0,0466 0,0396 0,0355 0,0064 0,0064 0,0034 40 O — skupni kisik v izdelani šarži O! — skupni kisik v talini 20—35' pred izpustom 02 — skupni kisik v talini po izkuhavanju (5—15' pred izpustom) 02 — nevezani kisik v talini po izkuhavanju Os — skupni kisik v talini 6—7' pred evakuiranjem 04 — skupni kisik v talini 1/2' pred evakuiranjem Os — skupni kisik v talini po evakuiranju Tabela 2 Šarža Dod. Al Al, Al: Al, (A1203), Nekovinski vključki °/o št. kg/t (Si02), (A1203)2 (SiO;)2 (A1203)3 (Si02)3 24159 0,47 0,032 0,026 0,007 0,016 0,004 0,0064 0,004 0,001 0,002 24181 0,51 0,038 0,027 0,004 0,017 0,003 0,0107 0,003 0,0006 0,003 24183 0,51 0,031 0,023 0,003 0,018 0,007 0,007 0,007 0,002 0,012 24184 0,48 0,023 0,017 0,004 0,014 0,006 0,007 0,006 0,001 0,0055 24214 0,5 0,015 0,012 0,003 0,005 0,014 0,004 0,013 0,001 0,008 24210 0,43 0,018 0,014 0,007 0,014 0,007 0,005 0,01 0,002 0,007 24211 0,4 0,017 0,014 0,004 0,013 0,011 0,0064 0,008 0,001 0,01 24273 0,48 0,021 0,016 0,004 0,004 0,009 0,005 0,006 0,001 0,002 24158 0,48 0,032 0,026 0,009 0,012 0,0105 0,008 0,007 0,0007 0,005 24157 0,48 0,027 0,023 0,004 0,010 0,006 0,006 0,003 0,001 0,003 24272 0,48 0,027 0,023 0,004 0,008 0,008 0,006 0,003 0,001 0,0034 24274 0,47 0,017 0,011 0,004 0,009 0,012 0,004 0,011 0,0031 0,007 24277 0,6 0,033 0,027 0,004 0,015 0,002 0,007 0,002 0,003 0,004 24220 0,9 0,021 0,018 0,007 — — 0,005 0,003 0,0032 0,003 Al, — količina kislinotopnega (Al) °/o 6—T pred evakuiran jem Al2 — količina kislinotopnega (Al) % 1/2' pred evakuiranj em AI3 — količina kislinotopnega (Al) % v izdelani šarži (AbOs), — količina AI2O3 % —7' pred evakuiranjem (A1203)2 — količina A1203 % 1—2' pred evakuiranjem (A1203)3 — količina A1203 po evakuiranj u Tabela 3 Šaržna št. Nem3/100 gr H, H2 N, % N2 /C/x/0/ po izku-havanju /c/x/o/ po evakuiranju 24159 5,9 3,2 0,0069 0,0021 0,00395 0,00028 24181 4,2 5,1 0,0064 0,0023 0,00436 0,001 24183 — — 0,009 0,0036 0,00375 0,00051 24184 6,3 4,2 0,0073 0,0039 0,0034 0,00033 24214 5,1 3,5 0,0083 0,005 0,00358 0,00008 24210 5,0 4,0 0,0065 0,004 0,00335 0,00041 24211 6,1 5,1 — — 0,00314 0,00018 24157 6,5 5,0 0,0069 0,0026 0,0023 0,00051 24158 4,7 2,4 0,0076 0,0029 0,0022 0,00017 24272 4,5 2,6 — — 0,00387 0,00011 24273 5,7 2,8 0,0073 0,0033 0,00336 0,00021 24274 4,2 2,4 0,0077 0,0042 0,00518 0,00049 24277 4,7 2,5 0,007 0,0036 0,0046 0,00029 24220 2,7 2,3 0,0081 0,003 0,00353 0,000045 H, — količina vodika v talini H2 — količina vodika v talini N[ — količina dušika v talini N2 — količina dušika v talini pred evakuiranjem po evakuiranju pred evakuiranjem po evakuiranju 2.3. Izdelava poizkusnih talin Po raztaljenju vložka so bile količine ogljika v prvi probi okrog 0,3 ... 0,6 % iznad zahtevane končne analize. Pri vseh šaržah smo izvedli oksi-dacijo s plinastim kisikom s poprečno žilavilno hitrostjo 0,026 % C/min. Vse sarže so bile izdelane z eno žlindro. Temperatura talin po oksidaciji je bila med 1670 in 1730° C, pred izpustom 1680 in 1720° C, temperatura curka med 1650 in 1700° C, temperatura taline pri litju 10 in 14 t ingotov pa 1440 ... 1500° C + K. Temperatura taline po odlitju zadnjega (drugega) ingota je bila 1420 ... 1465° C + + K. Vrednotenje rezultatov dovoljuje naslednje splošne pripombe: — v času 5 ... 15 minut pred izpustom oz. ob koncu izkuhavanja po oksidaciji je v talini poprečno 0,014 % skupnega kisika, odvisno od ogljika in časa izkuhavanja. V času 6 ... 7 minut pred evakuiranjem je poprečna količina kisika 0,012 % in 0,5... 1 minuto pred evakuiranjem poprečno 0,008 %. V evakuirani šarži je okrog 0,0031 % kisika. Redukcija skupnega kisika v poprečnem času evakuiranj a 15 minut, pri poprečnem podtlaku 0,71 Torrov znaša 62 %. Pri slični primerjavi šarž prepihanih s plinastim argonom znaša zmanjšanje kisika okrog 45 %. — Količine dodanega aluminija se gibljejo med 0,4 in 0,5 kg/t pri trdih kvalitetah in 0,9 do 1,0 kg Al/t pri srednjeogljičnih saržah. V talini pred evakuiranjem je 0,011 do 0,027 % Al, v izdelanih šaržah smo ga analizirali 0,003 ... 0,007 %. — Kemijska sestava glavnih oksidnih spojin AI2O3 in Si02 v vključkih ob koncu izpusta je značilna po poprečno visokih količinah A1203 in zelo spremenljivih količinah Si02. Mogli bi delno zaključiti, da je pri nižjih vsebnostih topnega Al v talini večja količina Si02 v vključkih. 0.5 ... 1 minute pred evakuiranjem t. j. okrog 8—10 minut po dodatku dezoksidantov se Si02 v vključkih bistveno ne zmanjša, znatno pa se zniža količina A1203. — V oksidnih vključkih evakuirane taline ugotavljamo izredno nizke vsebnosti AI2O3 — največ 0,001 % — in zelo spremenljive količine Si02 — od 0,002 ... 0,012 %. Tu pride jasno do izraza vpliv topnega aluminija na obseg redukcije Si02. Primerjava sestave teh vključkov z onimi pri argonsko obdelanih talinah kaže znatno izboljšavo evakuiranih talin v pogledu A12Oj in v povprečju višje količine Si02 tudi pri višjih vsebnostih topnega Al. To dejstvo predstavlja negativni pojav v celotnem mehanizmu evakuiranja oz. zahteva čim nižje vsebnosti Si02 v talini že pred evakuiranjem. Ta pa spet potrjuje nujnost višjih količin Al za izdatno redukcijo ali pa take pogoje za kinetiko medsebojnih reakcij, da teoretično ne pride do nastanka Si02 v času dezoksidacije oz. evakuiranja. Torej šamotna ponev ni prikladna za to operacijo. — Vrednost produkta /C/x/0/ po normalnem izkuhavanju je v ravnotežnem pogoju približno 0,0028. Pri poizkusnih talinah je ta vrednost v povprečju 0,0037. Napram kalkulaciji količine nevezanega kisika po izkuhavanju bi bil potrebni čas izkuhavanja sledeč: t = Ki/O X C = 0,154/0,0028 = 55 minut Konkretno je znašal čas izkuhavanja okrog 32 minut in poprečna količina nevezanega kisika je torej: /O/ % = 0.135/0,55 X 32 = 0,0079 % Kljub temu ne smatram, da bi bil potreben daljši čas izkuhavanja, saj je z naknadno degaza-cijo možno doseči znatno manjše vrednosti nevezanega kisika. — Vrednost produkta /C/x/0/ po evakuiranju poizkusnih talin pri 0,71 Torrov znaša 0,0001 do 0,0005. Pri poprečno 0,55 % C je količina nevezanega kisika okrog 0,0002/0,55 = 0,00046 %. Napram sliki 4 zaključujemo, da je pri teoretičnem ravnotežju, pri podtlaku 76 Torr in 0,55 % C v talini približno 0,0012 % nevezanega kisika. Plockinger in Samarin navajata, da je praktično možno dobiti v talini okrog 0,005 do 0,0016 % nevezanega kisika pri podtlaku (1—5)x 10-4 Torrov, ki pa je pri industrijski degazaciji nedosegljiv, saj je obratovalni podtlak 0,5 do 10 Torrov. Če predpostavimo, da smo poizkuse izvajali pri 1 Torru, potem bi teoretično (slika 5) imeli v talini okrog 0,001 % kisika pri 0,5 % C; napram sliki 6 pa imamo v talinah praktično 0,007 % nevezanega kisika, kar se z zgoraj prikazano konkretno dosegljivo vrednostjo zadovoljivo ujema. Torej bi mogli zaključiti, da smo v pogledu zmanjšanja količine nevezanega kisika dosegli z obratovalnim podtlakom 0,71 Torrov take rezultate, kot se jih pri dobri degazacijski praksi splošno doseže (slika 7). — Iz slike 8 moremo tudi zaključiti, da je 0,0006—0,0007 % nevezanega kisika v ravnotežju s približno 0,55 % Al (+ 0,5 % Mn). To pomeni, da o H 5 o 4 C o 3 OJ Temp. ti '» Prak + Teoret -x Teore. L iline -15 ično doi i črto ra ično ra 50 °C .egljivi /notežje vn 0 težje dnosi p pri 76 pri 76C \ i (1-5)x Torrov ) Torrov 10-*Torm 760 Tc \ >rr ^ H !\ \\ \\ 76 Torr Vs J \ \ \ ""»■H >____ 1 Plockin 'V__ jer'"' 01 02 03 0'4 05 06 Količina C % Slika 4 Vpliv pritiska na odnose med C in O v talini 10' -4 O »"-i O 10 10~6 10' 1 - Vakuum, litje z vc jk. in auKC. pec 2 7 j m Lr s* v m / n 0 * m m 'C s s «\e s y sv- > s ®-< 10~3 10~2 10'' 1 10' 102 103 10* Pritisk - Torr Slika 5 Vpliv pritiska na vrednost produkta /C/ x /O/ -OOT/cC Pritisk - Torr Slika 6 Medsebojni odnosi med pritiskom, O, C in oksidnimi komponentami v vključkih 05 0 6 07 08 09 10 77 12 Pritisk - Torr Slika 7 Primerjava vpliva pritiska na /C/x/0/ med srednje in vi-sokoogljičnim jeklom • C-05°/o,+C-02°/o (Literatura)--- o C-0'26/0'57 % (Ravne)-,-r spojin ter medsebojnega reagiranja elementov taline z oblogo ponve kot funkcijo časa in obsega evakuiranja. Po vzoru že večkrat analiziranega verjetnega mehanizma dezoksidacije, smo tudi pri konkretnih poizkusnih talinah izdelali podrobno tehnološko analizo in s pomočjo dobljenih rezultatov iz tabele 1 in 2 (skupni in nevezani kisik, kislinotopni Al, Si02 in Al203 v vključkih) prikazali verjetni mehanizem medsebojnih odnosov v fazi izkuhavanja taline v peči, med dezoksidacijo, med evakuira-njem in v talini po evakuiranju. s? i—■ o o 'i O C v \ X-10 Torr_ ^AM5%Mn- Temp. taline 1600"C -v 760 Torr srrrvt- 01 02 03 0 4 0'5 Količina elementa C %, Al % Slika 8 Primerjava dezoksidacijske sposobnosti C in Al v odvisnosti od pritiska je praktično možno s podtlakom okrog 1 Torr doseči učinkovitejšo dezoksidacijo in vsled čiste plinske degazacije še znatno čistejše jeklo, kot pri uporabi normalno visoke količine Al. 3. VERJETNI MEHANIZEM DEZOKSIDACIJE IN EVAKUIRANJA Vse navedene pripombe označujejo okvirno vrednost vakuumske obdelave talin, ne dovoljujejo pa zaključkov o verjetnih medsebojnih odnosih, ki jih sam proces evakuiranja diktira, niti ni možen vpogled v kinetiko nastanka in izločanja 3.1. Konkreten primer: Šarža 24159 — Utop ex. 1 C — 0,56 % Si — 0,29 %, Mn — 0,63 %, top. Al — 0,007 %, top. Al v talini pred evakuiranjem 0,026 %. Po žilavenju s plinastim kisikom je nastopila faza normalnega izkuhavanja brez dodatka Al + SiMn in je trajala 36 minut. Kalkulacij ska količina nevezanega kisika ob koncu izkuhavanja: /O/ % = K X 1 /C x 1/ t /O/ % = 0,141 X 1 /0,47 X 1/ 36 = 0,0082 % Napram rezultatom preiskav številnih elektro šarž je v vključkih ob koncu izkuhavanja približno 0,004 % AI2O3, 0,0075 % Si02 in vezani kisik približno 0,0058 %. Skupni kisik ob koncu izkuhavanja je 0,0082 + + 0,0058 = 0,014%. 12 minut po normalnem izkuhavanju je sledil izpust taline. Predpostavljamo, da se v tem času niso bistveno spremenile količine nevezanega kisika in glavne oksidne spojine v vključkih. Dodali smo le FeMn in FeCr. V talini pred izpustom je torej okrog 0,0082 % nevezanega kisika, 0,0035 % A1203, 0,007 % Si02, okrog 0,001 % Cr203 in skupna količina vezanega kisika je 0,0055 %. V talini je v trenutku izpusta približno 0,0082 + 0,0055 = 0,0137 % skupnega kisika. V curek taline dodamo 0,47 kg Al/t. V času 3 minut po dodatku, torej ko se je ponev napolnila s talino in žlindro, smo določili v vzorcu, vzetem iz taline v ponovci, 0,032 % topnega Al. To pomeni, da je bil vzorec vzet prehitro in da še ni prišlo do dokončne stopnje kinetičnih odnosov med oksidnimi spojinami v talini (višina ponve). Kalkulacija odnosov v času 10 minut po pri-četku izpusta oz. 7 minut po končanem izpustu, t. j. v času preden smo ponev postavili v vakuumsko komoro: Temperatura taline ob izpustu je bila 1750° C. V času 7 minut je verjetni obseg izločanja AI2O3 spojin okrog 80 %. Količina topnega Al v talini je 0,026 % in ravnotežna količina nevezanega kisika 0,0012 %. Si v jeklu je 0,29 % in ravnotežna količina nevezanega kisika okrog 0,008 %. Praktično pride torej le do nastanka malih količin Si02 med dezoksidacijo. Razlika (0,0082 — 0,0012) = 0,007 % O reagira z Al in nastane 0,0147 % A1203. Po prej izvedeni analizi znašajo skupno nastale SiCh spojine 0,016 %. Redukcija z Al bo toliko učinkovita kot je prej navedeno in nastala količina Al203 je približno 0,013 %. Skupno nastane 0,0147 4- 0,0035 + 0,013 + 1,9 (0,032 — 0,026) = 0,0426 % A1203 spojin. Pri temperaturi taline ob izpustu 1680° C je verjeten obseg izločanja A1203 spojin okrog 85 % in v vključkih ostane 0,15 X 0,0426 = 0,0064 % A1203. Sestav vključkov pred pričetkom evakuiranja taline je: 0,0064 % A1203, 0,004 % Si02, 0,0012 % O (FeO + + MnO), 0,001 % Cr203, 0,0005 % (CaO + MgO). Skupni kisik je približno 0,0072 %. Če bi ne evakuirali taline in bi z litjem v kokile pričeli po 10 minutah pri normalnih temperaturnih prilikah, bi znašal skupni kisik, po slični kalkulaciji, okrog 0,0078 %. Talino smo evakuirali 14,3 minute pri 5 stopenjskem podtlaku. Poprečni podtlak znaša 0,68 Tor-rov, poprečni dodatek Ar 85 l/min. Količina skupnega kisika po evakuiranju je 0,002 %. Oksidni vključki so sestavljeni iz 0,001 % A1203, 0,002 % Si02. V času evakuiranja so se torej zmanjšale količine oksidnih spojin kot sledi: A1203 za (0,0064 — 0,001) X 100/0,0064 = 85 % Si02 za (0,004 — 0,002) X 100/0,004 = 50 % Ostali oksidi (FeO + MnO 4- Cr203 + CaO + + MgO) za (0,0089 — 0,0065) X 100/0,0089 = 27 %. Kisik v ostalih oksidih se je zmanjšal za (0,002—0,0011) x 100/0,002 = 45 %. V času nadalj-nih 8 do 9 minut po evakuiranju (skupni čas od izpusta do pričetja litja znaša 33 minut) smo določili v vzorcu taline pred pričetkom litja v kokile 0,002 % skupnega kisika. Torej se je kisik ostalih oksidov znižal skupno za (0,002—0,0005) X X 100/0,002 = 75 %. Temu znižanju kisika ostalih oksidov odgovarja torej čas evakuiranja in čas čakanja s ponvijo do pričetka litja v kokile. Nastane tehtno vprašanje, kje pride do dodatnega odgora topnega Al, ki je v talini pred pričetkom evakuiranja 0,026 %, v izdelanem jeklu po evakuiranju pa le 0,007 %. Za dezoksidacijo se vsled specifičnega vpliva podatka za obseg plinske dezoksidacije ni porabil. Odgovor nam omogoča verjetni mehanizem v kinetiki tvorbe in izločanja oksidnih produktov kot sledi. V času t minut evakuiranja se izloči iz obloge ponve količina X % opeke, v kateri je 0,65 X °/o Si02. Pri redukciji /(0,65 X + 0,004) — 0,0021/%Si02 z Al nastane: 1,13/(0,65 X + 0,004) — 0,002/ A1203. Po bilanci ostane v šarži 0,007 % Al oz. v talini v ponvi približno 1,4 X 0,007 = 0,01 % Al. 0,01 = 0,026 — 54/102 X 1,13/0,65 X + 0,002)/ . . X = 0,037 %. Pri predpostavki, da je izločanje Si02 med evakuiranjem nekaj manjše kot smo ga ugotovili v času 10—15 minut cirkulacije taline v indukcijski peči, t. j. okrog 50 %, potem je: X = 0,074 % in Si02 = 0,65 X 0,074 = 0,048 %. 0,074 = K X (14,3 + l)2 X 16,8 K = 7,8 X 10-5 Količina topnega Al, potrebna za nastanek določene količine A1203 znaša: 54/102 X 1,13 (0,65 X + 0,002) = 0,016 % V talini v ponvi bo torej 0,026 — 0,016 = 0,010 % topnega Al, v jeklu bi ga naj bilo okrog 0,6 X 0,010 = 0,006 %. Stvarno smo ga analizirali 0,007 %. Skupno nastane 0,026 + 0,0064 = 0,0324 % A1203. Po analizi izolata je v vključkih 0,001 % A1203. Verjetni obseg izločanja znaša: (0,0324 — 0,001) X 100/0,0324 = 96 °/o. Značilno za fazo evakuiranja — v pogledu čiščenja taline — je znatno povečana intenzivnost izločanja A1203 spojin, saj je pri normalnih dez-oksidacijskih pogojih ta obseg okrog 82 do 85 %. Obseg izločanja Si02 spojin moramo kalkulirati s 50 %, izločanje ostalih oksidov s 25—30 %. Napram standardni dezoksidacijski praksi se je zmanjšala količina skupnega kisika za (0,0072 — — 0,002) X 100/0,0072 = 72 %. Po prikazanem mehanizmu smo analizirali vse ostale poizkusne šarže. 3.2. Vrednotenje vseh tehnoloških parametrov, rezultatov analize kisika, A1203 in Si02 v vključkih, topnega Al in faktorjev, kot jih nudi verjetni mehanizem evakuiranja, dovoljuje naslednje ugotovitve: — Količina kislino topnega Al je funkcionalno povezana z dezoksidacijo in z evakuiranjem: — V času evakuiranja jeklene taline v šamotni ponvi pride do znatnega znižanja vsebnosti kislino-topnega Al. Poprečno znaša redukcija okrog 78 %. — Vrednost produkta ,/C/ X /O/ pri 0,5 % C in poprečno 0,71 Torrov je 0,0002. Torej je količina nevezanega kisika v talini po evakuiranju okrog 0,0002/0,5 = 0,00004 %. Ker je pri konkretnih količinah Al v talini pred evakuiranjem — 0,018 % — nemogoče doseči tako nizke količine nevezanega kisika, ni bil torej porabljen Al za dezoksidacijo, temveč za redukcijo Si02. Da je ta reakcija zelo obsežna, torej delež Si02 iz obloge ponve znaten, zaključujemo iz naslednjega: — Skupni kisik v talini po evakuiranju oz. z odlitem jeklu je funkcija količine topnega Al pred evakuiranjem. S povečano količino Al se zmanjšuje skupni kisik. — V slikah 9 in 10 vidimo, da vpliva povečana količina Al na povečanje AI2O3 spojin v vključkih po normalni dezoksidaciji, da pa po evakuiranju tega vpliva ni zaslediti. Vsebnosti Al2Ch so minimalne (0,0006 — 0,001 %). Povsem drug je vpliv Al na obnašanje Si02 v vključkih. S povečano količino Al se zmanjšuje Si02. Intenzivnost zmanjšanja je večja med evakuiranjem kot med standardno dezoksidacijo. Prav gotovo je zaskrbljujoče dejstvo, da kljub tehnično visokemu topnemu Al ne dosežemo znižanja Si02 do minimalnih vrednosti. — Ce prisvojimo odnos erozije opeke v talino med izpustom (vsled mešanja) in med evakuiranjem, kot smo ga prikazali v verjetnem mehaniz- 10 g »C o 0 (8-10' po dod. Al) • (2' po evakuiranju) + (3'po dod. Al) + + / / / / / / + 0 / / O + 0 .—"O- 0 -oS- y ;>- 'O 0 • 0 + • • • • • •• • •• 75 12 + 9 b 6 5 0005 003 001 0015 002 0025 Topni LAl 7 % (pred evak.) Slika 9 Vpliv količine topnega Al v talini na AhCh v vključkih 74 12 10 O * 8 r-, č? 6 (O 1 4 2 + 8-10'po dod A 0 3'po dod. Al ' č po evaKuir. ° t i»V n \ + \\ • V \ "i t 0 • t • N, O • 0 c a s. 0 1 N N a H O i7> A I- / > / 1 1 1 / / r 1 1 1 1 1 1 j > •--- med med izpus evak tom jiranj em f / 2 4 6 8 10 12 K 16 18 Cas v min Slika 11 Odnosi med časom in količino SiOz, ki ga jeklena talina izluži iz opeke ponve mu evakuiranja (K = 7,8 X 10—5), potem vpliva čas evakuiranja na količinske odnose Si02, ki pride iz obloge v talino med izpustom in med degaza-cijo, kot prikazujemo v sliki 11. — Uspešnost evakuiranja v pogledu znižanja skupnega kisika je torej neposredno odvisna od količine topnega Al, čeprav je teoretično možno izdelati v vakuumu popolnoma dezoksidirano talino brez dodatka Al — seveda pri praktično inert-nem vplivu obloge ponve na talino. — Na sliki 12 prikazujemo vpliv podtlaka v Torrih na obnašanje skupnega kisika, A12C>3 in Si02 v vključkih. S pritiskom se znatno povečujeta skupni kisik in Si02 ter delno A12Oj. Obseg redukcije skupnega kisika je torej funkcija podtlaka. — čas evakuiranja ne predstavlja bistvenega tehnološkega parametra v pogledu zmanjšanja kisika, t. j. čiščenja taline. 0016/0026 % top. Al pred evak. 1 g o ^ 3 S, 10 s # ■ + O u V\ t 1 oŠ 0 O + [01 • + O + O + • 0* 4 . t • • -1 1- <*> 1 o *: S tO + * t O >c O T 0005 001 0015 002 0025 003 Topni Al % (pred evakuiranjem) Slika 10 Vpliv količine topnega Al v talini na SiOi v vključkih 05 06 0 7 0 8 , 09 Pritisk - Torr Slika 12 TO 77 12 Vpliv pritiska evakuiranja na odnose med glavnimi oksidi v vključkih 4. DEGAZACIJA POIZKUSNIH TALIN 4.1. Vodik Stopnja degazacije je odvisna od specifičnosti industrijskega načina evakuiranja. Pri uporabi degazacije curka taline bo v odlitem ingotu okrog 1,8 do 2 Nem3 H/100 gr, s cirkulacijsko degazacijo (RH—postopek) je možno pri 0,5 Torrov doseči do 2,5 Nem3 H/100 gr. S stacionarno degazacijo taline v ponvi v vakuumski komori (Ravne) je možno znižati vodik do 2 Nem3/100 gr, vendar je ta uspeh odvisen od časa in podtlaka ter v občutni meri od inertne-ga plina, ki ga po določenem času (5 do 6 min.) dodajamo skozi talino. Brez tega plina bi kljub istemu končnemu podtlaku dosegli višjo količino vodika, saj se izvaja degazacija v glavnem le v višjih plasteh taline. Iz slike 13 vidimo, da je bilo možno doseči pri poskusnih talinah okrog 2,6 do 3,2 Nem3 H/100 gr pri 0,5 do 0,7 Torrov ter naknadnim prepihova-njem taline s plinastim argonom, da pa je le znatno odstopanje od Sievertsovih odnosov. Statistični odnos vpliva podtlaka na količino vodika sledi obrazcu /Hi/ % = Torr X (3,5 + + Torr/6). Praktični zaključek bi bil, da bi naj izvajali degazacijo pri končnem podtlaku 0,5—0,6 Torrov, kar pa je stvarno otežkočeno zaradi dodatka argona. Čas evakuiranja vpliva na absolutno znižanje vodika, količina vodika po evakuiranju je odvisna od vodika v talini pred evakuiranjem. Zaključiti moremo, da znaša pri obstoječi obratovalni tehnologiji degazacije obseg zmanjšanja vodika okrog 45 %, če traja evakuiranje 15 minut pri podtlaku 0,7 Torrov. + 05 06 07 08 09 TO 77 12 Pritisk - Torr Slika 13 Odvisnost vodika v talini od pritiska pri katerem izvajamo degazacijo taline 4.2. Dušik Medtem ko se postopek zmanjševanja vodika v talini izvaja v glavnem po Sievertsovem zakonu, je pri odstranjevanju dušika mnogo faktorjev, ki znatno spreminjajo odnose. Z lahkoto dosežemo odstranjevanje vodika v vakuumu do vrednosti nižjih od 0,001 %, medtem ko je dušikov atom velik, delež difuzije znatno manjši in odstranjevanje omejeno. Ugotavljamo, da je sicer možno zmanjšati dušik na približno 0,002 do 0,003 %, vendar je intenzivnost izločanja tega plina odvisna od stopnje učinkovitosti dezoksidacije s C in Si, torej od količine kisika v talini, čim nižji je končni kisik, tem nižji je dušik. V povprečju ugotavljamo 65 do 80 % izločanje dušika. Pri poizkusnih talinah (tabela 3) smo ugotovili pred evakuiranjem v talini okrog 0,007 % dušika, t s o Qj ~C> 12 3 4 5 [N]'/.x10~* (po evakuiranju) Slika 14 Odnosi med dušikom pred in po evakuiranju pri določenem podtlaku rn 4 o s 3 » \ • N • < \ V > o ^ • \ v \ o o \ o ) < 70 60 50 5 & £ 2 3 4 5 6 [0]°/ox10'3 Slika 15 Vpliv količin kisika v talini na odstranjevanje dušika. po evakuiranju pa med 0,0021 do 0,005 %. Absolutno znižanje vodika je 39 do 69 °/o, v poprečju okrog 58 % (si. 14). Vpliv količine kisika v talini po odlitju druge livne plošče na končno količino dušika oz. na absolutno zmanjšanje tega plina je razviden na si. 15. Stopnja dezoksidacije oz. uspeh evakuiranja v pogledu zmanjšanja oksidnih spojin v vključkih direktno vpliva na intenzivnost izločanja dušika med degazacijo. 5. TEMPERATURNE PRILIKE Izpustne temperature talin z 0,5 % C so med 1670 in 1680° C, kar je za pribl. 80 do 90° C višje od standardnih livnih pogojev (pri litju velikih ingotov). Napram argonski obdelavi taline, kjer je zahtevana temperatura curka taline na izpustu okrog 1620° C, je torej potrebna okrog 50—60° C višja temperatura. Pri mehkejši kvaliteti (0,15 do 0,25 % C) je potrebna izpustna temperatura taline okrog 1680 do 1690° C. Livna temperatura je enaka oni pri standardnem litju v kokile, t. j. okrog 1445 do 1460° C + K pri 0,5 % C in 1465 do 1480° C + K pri 0,2 % C. Ti odnosi nujno zahtevajo pravilen in elastičen temperaturni ciklus vodenja šarže že pred izpustom. Zato je potrebno staviti v tehnološki regula-tiv temperaturne intervale, kot morajo slediti po oksidaciji, ob koncu izkuhavanja, ob koncu rafinacije. IZVLEČEK V 25 t obločni elektro peči v jeklarni Ravne smo izdelali serijo poizkusnih talin s poprečno 0,5 % C (Utop ex. 1, 2) in 0,15 do 0,26 % C (St 523, TV 4, VCN Mo 200) po standardni tehnologiji. Evakuiranje v vakuumski komori — stacionarni način — je bilo izvedeno pri poprečno 0,71 Torrov v skupnem času 13 do 18 minut. Po 6 minutah je bil dodan plinasti argon. Jeklarske livne ponve so bile grajene s šamotno opeko. Temperatura talin pri izpustu je bila poprečno 1670 do 1680° C pri 0,5 % C in 1680 do 1690° C pri 0,2 % C. Temperatura litja v 10 in 14 t kovaške ingote je bila enaka oni pri standardni livni tehnologiji. Ugotovili smo naslednje prednosti evakuiranja: — čiščenje taline t. j. zmanjšanje Al203 in SiC>2 je lahko zelo učinkovito, če je količina topnega Al vsaj 0,018 % v talini pred evakuiranjem. V tem slučaju je količina Si02 v vključkih do 0,003 %, količina AI2O3 pa je, precej neodvisno od vsebnosti Al, v minimalnih vrednostih 0,0006 do 0,001 %. — Produkt /C/X/0/ po evakuiranju je med 0,0002 do 0,0005. To pomeni, da je v talini 0,0004 do 0,001 % nevezanega kisika na osnovi učinkovite plinske dezoksidacije, kar je možno doseči brez dodatka Al. Količina kislinotopnega Al se je v času evakuiranja zmanjšala za poprečno 78 %. V izdelanem jeklu je okrog 0,004 % Al, v talini pred evakuiranjem pa 0,018 %. Razlika v aluminiju se je porabila za redukcijo Si02. Iz mehanizma dezoksidacije zaključujemo, da je glavni izvor SiC>2 spojin nastal med evakuiranjem z erozijo šamotne obloge ponve. Ugotovili smo, da znaša delež Si02 iz opeke v 15 min. evakuiranja poprečno 0,053 %. Pri verjetnem izločanju okrog 50 % ostane v talini 0,026 % Si02, katerega naj bi znižala do 0,002 oz. 0,003 % zadostna količina kislinotopnega aluminija. Pri inertni oblogi ponve bi potrebni dodatek Al za redukcijo Si02 v glavnem odpadel. — Z ozirom na specifično vlogo reakcij med šamotno oblogo ponve in talino, kar je med evakuiranjem pri industrijskih podtlakih 0,5 do 10 Torrov sicer specifično manj obsežno kot v času mešanja taline ob izpustu iz peči ponve, predstavlja pa vsled znatno daljšega časa — 15 minut evakuiranja napram 2,7 minut izpusta — absolutno znatno večjo količino (do 3 X) erodirane opeke oz. Si02 iz obloge v talino, je nujno potrebno rešiti vprašanje boljše vzdržnosti proti ognju odporne obloge ponve. Z uporabo korundne opeke na splošno je težko zadostiti že itak zahtevnim temperaturnim pogojem. Obstaja pa možnost izgradnje posameznih zelo obremenjenih delov ponve in zamašnega droga s korundno opeko. Pri nerešenem problemu opeke ponve moremo z evakuiranjem doseči slabšo čistost jekla kot pri uspešni obdelavi taline s plinastim argonom. — Nerešen kvalitetni problem opeke ne dovoljuje, da izkoristimo možnosti uspešne plinske dezoksidacije t. j. da moremo samo z ogljikom znižati količino nevezanega kisika do vrednosti manjših od 0,001 % brez dodatka Al. Pri naših poizkusnih talinah je bil dodatek Al potreben samo za redukcijo Si02 spojin, ki pridejo iz obloge ponve v talino. — Pri poizkusnih talinah smo v času evakuiranja dosegli poprečno 45 % znižanja vodika; končne količine vodika v jeklu so bile med 2,6 in 3,2 Ncmi/lOO gr. Ti rezultati niso zadovoljivi, saj prikazuje literatura možnosti znižanja vodika celo do 60 %. Pri naknadnih talinah, ki jih v tem elaboratu nismo obdelali, so poprečne količine vodika že okrog 0,00027 %. Določene spremembe, ki so vplivale na uspešnejšo degazacijo so v boljši praksi industrijskega evakuiranja, pravilnejši žlindri, možnosti zadržanja večine žlindre v peči, poprečno nižjih podtlakih in konstantnem času 15 do 16 minut evakuiranja. — Znižanje dušika med degazacijo je bilo poprečno 58 %. V izdelanih šaržah smo ugotovili 0,0021 do 0,005 % dušika. ZUSAMMENFASSUNG Im 25 t Elektroofen hergestellte nichtlegierte Schmel-zen haben wir in einer Vakuumkammer bei dem Druck von 0.71 Tor und in der Zeit von 13 bis 18 Minuten ent-gasst. Die Pfannen waren mit der Schamote ausgemauert. Wir haben tolgendes festgestellt: Die Kinetik der Bildung und Ausscheidung von AI2O3 und SiCh ist anders als bei der Argonspiillung von Stahl. Bei der Entgassung der Schmelzen werden sehr kleine Mengen von A1203 und verhaltnismassig grosseren Mengen von SiC>2 im Stahl als beim Argonspullen erreicht. Bei der Entgassung kommt zu einer grosseren Errosion der Pfan-nenausmauerung. Es ware notig die Schamotte mit einer hochtonerdehaltigen oder Dolomitausmauerung zu ersetzen. Wegen der Schamotteausmauerung der Pfanne mussten wir eine grossere Menge von Aluminium dem Stahl zu-geben. Bei der Anwendung einer besseren Pfannenaus-mauerung konnten wir eine gute Qualitat mit einer klei-neren Aluminiumzugabe ausfertigen. Die durchschnittliche Wasserstoffabnahme betrug 45 %. Die EndwasserstoffgehaIte betmgen von 2.6 bis 3.2 Nem3 per 100 gr. Wir vermutten, dass die Entgassung noch nicht zufriedenstellend ist, denn bei einem richtigen Verfahren solite die Wasserstoffabnahme bis zu 60 °/o betragen. Die Stickstoffabnahme betrug im Mittel 58 %. SUMMARY Medium carbon plain steels vvere made in a 25 t electric are furnace and evacuated in a vacuum chamber for 13 to 18 minutes at the pressure 0.71 torr. Steel casting ladles were lined with fire-clay bricks. The following findings were established: — kinetics of formation and precipitation of A1203 and Si02 are different from those vvhen melts are processed in argon. While in evacuated batehes amounts of A1203 vvere minimal, amounts of Si02 vvere relatively higher in the samples of trial batehes than in the argon batehes. When evacuated erosion of the ladle lining is more severe. It is therefore necessary to replace the fire-clay bricks vvith high alumina or vvith dolomite bricks. — due to fire-clay ladle lining greater amounts of Al had to be added. Using suitable bricks good steel qualities can be obtained bv evacuating only vvith minimal Al amounts. — hydrogen content vvas reduced averagely for 45 °/o, and final hydrogen content in steel ranged from 2.6 to 3.2 Ncm3/100 g. Our opinion is that the vacuum practice is stili not quite satisfactory as hydrogen content must be reduced for 60 % in a correct degassing. — nitrogen content vvas reduced for 58 °/o in average. 3AKAIOTEHHE B 25t-oh AyroBOH 3AeKTpiraecKoft CTaAenAaBHAbHoft nemi Bbi-n.\aBAeHu HeAerHpoBanLie c cpeAHHM coAepHtamieM yrAbepoAa copTbi CTaAH. IlpH AaBAeHHH OT 0.71 Topp, B TeyTe-POBKH. IUaMOTHyiO 4>yTepOBKy HaAO 3aMeHHTb C AOAOMHTblBblM KiiprameM hah c KnpnnyTepoBKH AočaBKa aAioMiiima 6biAa Bbime. 4. ko-AiiiecTBo BOAopoAa yMeHbniHA0Cb npnSA. Ha 45 %, TaK mto coAep>Ka-Hne ero b CTaAH 6liao Me^cAV 2.6—3.2 cm3/100 rp. Ha noAyyenbix pe3yAbTaT0B OnbITOB MOJKHO 3aKAK>Wrb, HTO npaKTHKa 3BaKyHpOBa-hhh eme He coBceM yA0BAeTB0pHTeAbHaa TaK KaK npa ycnemHoii Aera3auHH mohcho oauiAaTb yMeHbiueHHH coAepacaHHH BOAopoAa ao 60 %. 5. coAepa 21 29 120 13 9 27 24 36 100 259 88 32 535 O45 920 1300 220 450 EA 4972 V C Č 0562 16 39 125 20 16 35 26 46 96 215 73 37 430 045 1070 1300 340 520 EA 4976 Č 1206 16 19 68 11 9 40 27 43 77 123 42 34 520 — 900 1300 205 355 EA 4978 Č 0562 16 38 129 15 14 33 29 40 107 200 79 36 535 1 960 1300 245 440 EA 5208 Č 0562 17 39 127 13 10 27 21 36 112 190 65 23 550 — 850 1300 035 415 EL 2110 Č 0562 15 35 109 11 23 _ 28 46 105 88 31 36 525 — 950 1300 320 625 Vrednosti za C, Si, Mn in Cu so v °/o X 10—2 Vrednosti za P, S, Sn in Al so v °/o X 10-3 9 skupni dušik 10 aluminijev nitrid 11 dušik vezan na aluminij 12 topni aluminij 13 TT — čas od preboda do zkladanja v peč 14 čas homogenizacije na začetni temperaturi 15 temp. na začetku ogrevanja 16 temp. ogrevanja 17 čas izenačevanja na temp. ogrevanja 18 skupni čas blokov v peči 6. VPLIV NAČINA OGREVANJA NA TRGANJE POVRŠINE PRI VROČEM VALJANJU 6.1. Vroče zakladanje Vroče zakladanje bram in ingotov v globinske peči je pri nas normalno. Temperatura blokov, ko gredo v peč, se giblje okrog 800° C, včasih več, včasih manj, odvisno od tega, koliko časa preteče od preboda do zakladanja (TT + track time v tabeli 2). Ta čas pa pri nas niha od 4 do 6 ur. Glede na spoznanje iz četrtega poglavja, da je začetna temperatura valjanja za jekla z visokim aluminijem pri nas prenizka, smo eno šaržo z višjo vsebnostjo aluminija namerno ogrevali pri temperaturi komore 1350° C. Poskusna šarža EL 2057: Sestava: C 0,14 %, Si 0,33 %, Mn 1,13 %, P 0,017 %, S 0,019 %, Cu 0,32 %, Sn 0,020 %, Altop 0,032 %, N 91 ppm. Vroče smo založili 4 brame. Brame smo valjali po 2, 4, 6 in 6,5 urnem izenačevanju na temperaturi. V peči pa so bile 320, 520, 720 in 750 ure. Vse brame so bile lepo ogrete. Dve minuti traja, da pride brama iz peči do valjanja. Medtem temperatura na površini hitro pada. Brama se še dalje hladi pod valji. Po četrtem vtiku je bilo že opaziti trganje, približno pol metra od noge navzgor. Od sredine navzgor proti glavi so se trgali le robovi. Njmočneje je bila raztrgana prva brama, ki je bila valjana po 2 urah izenačevanja. Najmanj napak sta imeli brami po 6 in 6,5 urnem izenačevanju. Analiza slabov posameznih bram: Vzorce za analizo skupnega dušika, aluminijevega nitrida in topnega aluminija smo vzeli pri glavi, to je na tistem delu, kjer je bilo najmanj napak in ki se je po valjanju najhitreje hladil. Analizo kaže tabela 3. Primerjava s tabelo 2 kaže, da se je količina A1N, oziroma vezanega dušika bistveno zmanjšala, ko smo dvignili temperaturo ogrevanja. Vendar je Tabela 3 — Sarža EL 2057, vroče založene v peč, temp. ogrev. 1350° C, raztrgane Štev. Al topni brame % A1N ppm N cel. ppm NA1 ppm % vezan, dušika dobitek % 1 0,032 117 93 40 43 27,6 2 0,028 149 91 51 56 41,0 3 0,028 108 91 37 40 55,0 4 0,036 96 84 33 39 55,7 mrzle založene, temp. ogrev. 1300° C, dobre 5 0,031 155 102 55 54 84,0 6 0,034 123 98 42 43 84,0 7 0,024 149 93 51 55 85,0 bila temperatura ogrevanja, kakor kažejo globoke raztrganine v spodnjem delu brame in slab dobitek, še vedno prenizka. Tudi Wiester10 navaja, da so dosegli popolno raztopitev A1N šele pri začetni temperaturi valjanja 1360° C. Tako visoke temperature ogrevanja pa praktično ne pridejo v poštev, zato smo iskali ugodnejše rešitve. 6.2. Mrzlo zakladanje Znano nam je bilo, da nekateri veliki tuji proizvajalci pločevine zakladajo brame v mrzlem stanju, vendar pretežno s flemano površino in da trganja površine praktično ne poznajo. Tudi mi smo že zakladali brame z visokim aluminijem in dušikom, mrzle in flemane. Zato smo menili, da je morda vzrok prav v tem, da je površina flemana. Poskus smo ponovili na preostalih treh bramah šarže EL 2057 (bilo jih je 7), od katerih smo 4 že založili vroče in so se močno trgale. Dve od zadnjih treh bram smo flemali in od njih vzeli tudi vzorce za preiskavo lite strukture. Tretjo bramo smo pustili neflemano. Brame smo ogrevali po običajnem režimu za mrzlo zakladanje pri maksimalni temperaturi komore 1300° C in jih pustili 4 ure na tej temperaturi. Vse tri brame tako flemane kakor neflemana, so se izvaljale z brezhibno površino. Rezultati analize slabov za brame št. 5, 6 in 7 so v tabeli 3. Poskus smo ponovili še na dveh šaržah EL 2097 in EL 2284, od katerih smo po dve brami založili vroči, ostale pa mrzle. Pri obeh šaržah sta bili vroč založeni raztrgani, mrzlo založene (nefle-mane) pa ne. Iz tega lahko zaključimo, da ni flemanje tisti vzrok, da se jeklo med valjanjem ne trga, kakor smo preje domnevali, pač pa ohladitev na navadno temperaturo in ponovno ogrevanje. 7. VPLIV NAČINA IZDELAVE JEKLA NA VSEBNOST DUŠIKA IN NA TRGANJE POVRŠINE MED VROČIM VALJANJEM Vse doslej obravnavane šarže so bile izdelane po postopku z dvema žlindrama, predvsem zaradi strogih zahtev po nizkem žveplu. Znano pa je, da imajo jekla, izdelana z dvema žlindrama, splošno višji dušik kakor jekla, ki so izdelana le pod črno žlindro. Dušik namreč naraste po menjavi žlindre v času rafinacije jekla. Kako izgleda porazdelitev dušika pri naših konstrukcijskih jeklih (C 0562 in St 52 Cb ter St 52 CbV), odvisno od načina izdelave, kaže slika 5. V verjetnostnem diagramu je nanesena na ordinati kumulativna frekvenca vrednosti za dušik, na abscisi pa absolutni iznos dušika v ppm. Po enem in drugem načinu dobimo podobno porazdelitev dušika, le da sta premici vzporedno premaknjeni. Srednja vrednost dušika znaša pri delu s črno žlindro 76,8 ppm, pri delu z dvema žlindrama po 90,9 ppm. Preko 90 % vrednosti je normalno porazdeljenih, okrog 10 % pa jih močneje odstopa, kar kaže odklon premice v desno. Pri dveh žlindrah so ta odstopanja večja; ali točneje, raztros je večji, saj dosegajo posamezne vrednosti tudi preko 160 ppm dušika. Ta velika odstopanja se pri nekaterih šaržah dajo razložiti z nenormalno dolgo rafinacijo, z mehko raztalitvijo in podobno. Večinoma pa se nenormalno velikih odstopanj ne da razložiti in je s tem treba računati. 7.1. Prednosti izdelave konstrukcijskega jekla s črno žlindro Glavna prednost izdelave jekla s črno žlindro nasploh je v manjši vsebnosti plinov. Kakor kaže porazdelitev na sliki 5, je pri naših konstrukcijskih jeklih, če so izdelana s črno žlindro, 65 % vseh vrednosti pod 80 ppm dušika, pri delu z dvema žlindrama pa je le 23 % vrednosti pod 80 ppm dušika, vse ostale imajo višjo vsebnost dušika. Z ozirom na spoznanje, da je nivo dušika pri delu z eno žlindro mnogo nižji kot pri delu z dvema žlindrama, smo začeli kvaliteto Č 0561, nato pa tudi C 0562 namenoma izdelovati le s črno žlindro, če le žveplo ob raztalitvi zagotavlja, da v končni sestavi lahko dosežemo dovoljeno zgornjo mejo 0,045, oziroma 0,035 °/o S. Ta ukrep se je močno odrazil na dobitku (iz-plenu) dobrega materiala, saj je le-ta močno pora- stel in se giblje sedaj v mejah od 84 do 85 % (mesečno povprečje). Površinskih napak pa praktično ni več. Jeklo, ki je izdelano pod črno žlindro, ni več občutljivo na trganje kljub visokemu aluminiju. V tabeli 4 prikazujemo nekaj takih šarž, ki so slučajno padle z višjim aluminijem in so izdelane pod črno žlindro. Iz sestave se vidi, da je dušik na splošno nižji kakor v tabeli 2. Med temi šaržami sta posebno zanimivi šarži EL 2156 in EL 2266, obe z visokim aluminijem in visokim dušikom; prva dolgo in druga hitro ogreta, kar kaže, da čas iznenačevanja in skupni čas ogrevanja pri tako izdelanih šaržah nima nobenega vpliva na obnašanje jekla med valjanjem, oziroma na nagnjenost k trganju površine. Prav tako lahko sklepamo iz teh dveh šarž, da jeklo, ki je bilo izdelano pod črno žlindro ni občutljivo na trganje površine pri vročem valjanju, kljub visoki vsebnosti aluminija in dušika in vročem zalaganju. 8. ZAKLJUČKI Omenjeno delo predstavlja zaključno fazo nekajletnih prizadevanj za rešitev dokaj kočljivega problema trganja površine nizkoogljičnih konstrukcijskih jekel med vročim valjanjem. Rešitev problema pa je v sledečem: 1. Nevarnost, da se bodo nizkoogljična konstrukcijska jekla z visoko vsebnostjo dušika ali aluminija, če so izdelana po dvožlindrnem postopku, trgala med vročim valjanjem, odstranimo, če take šarže pustimo ohladiti in jih mrzle založimo v ogrevne peči. /o 98 97 95 90 o u C 80 ^ k -V / ' / i i..... i < AO 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 ppm N2 Slika 5 Porazdelitev dušika pri eno in dvožlindrnem procesu Tabela 4 K val. Končna sestava Al N TT temp. temp. čas čas Št. šarže Si Mn Sn top. prič. ogr. izen. ogr. C P S Cu sk. ppm h »C °C h h 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 EL 2113 C 0561 15 39 127 15 47 100 34 36 32 58 355 870 1300 300 540 EL 2130 C 0561 18 40 134 21 28 32 31 61 37 88 535 1000 1300 215 415 EL 2148 C 0561 16 38 113 17 23 29 24 44 33 75 525 920 1300 l10 620 EL 2153 Č 0562 15 33 120 21 18 46 28 33 20 75 925 820 1300 15° 710 EL 2155 C 0562 15 43 122 18 35 25 23 48 33 70 520 1000 1280 300 50C EL 2156 Č 0562 13 46 118 26 37 41 25 67 41 103 415 900 1280 540 900 EL 2196 C 0561 17 31 116 42 33 81 37 39 26 64 63S 700 1250 520 goo EL 2198 C 0561 14 40 117 21 36 36 25 36 31 77 435 1150 1270 350 45C EL 5361 C 0561 17 39 131 14 27 18 16 58 41 93 6* 800 1300 340 745 EL 2221 C 0561 15 36 97 6 19 28 22 33 25 100 450 1030 1290 O40 500 EL 2235 C 0561 16 37 122 40 29 42 26 34 33 80 605 860 1290 210 415 EL 2263 C 0561 18 47 124 14 20 24 20 37 28 77 800 1290 330 ll'5 EL 2265 Č 0561 19 33 98 6 15 25 22 36 34 115 425 960 1300 310 430 EL 2266 C 0562 16 42 125 40 35 37 25 57 47 111 3 1110 1290 0 350 Vrednosti za C, Si, Mn in Cu so v '% X 10-2 Vrednosti za P, S, Sn in Al so v °/o X 10-3 8 skupni aluminij 9 topni aluminij 10 skupni dušik 11 TT — čas od preboda do zakladanja v peč 12 temperatura na začetku ogrevanja 13 temperatura ogrevanja 14 čas izenačevanja na temp. ogrevanja 15 skupni čas blokov v peči Tiste vrste nizkoogljičnega konstrukcijskega jekla, ki jih iz različnih razlogov izdelujemo po dvožlindrnem postopku in ki imajo v končni sestavi, slučajno ali pa namenoma, zaradi doseganja posebnih fizikalnih lastnosti visok aluminij, zakla-damo mrzle v peč, če je v končni sestavi več kot 0,030 % skupnega, oziroma več kot 0,025 % topnega aluminija. 2. Nevarnost za trganje teh jekel tudi zmanjšamo, oziroma odstranimo, če ta jekla izdelamo le pod črno žlindro. Zato manj zahtevne vrste jekla, npr. za debelo pločevino, kjer lahko z enožlindrnim postopkom dosegamo zadovoljivo čistočo, ali če nam nizko žveplo ob raztalitvi zagotavlja nizko končno žveplo, izdelujemo le pod črno žlindro, ker nam višji aluminij v končni sestavi v takem primeru ne škoduje. Rezultati teh ukrepov se neposredno kažejo v povečanju dobitka dobrega materiala in zmanj- šanju površinskih napak na minimum. Tako tudi pri doslej občutljivih kvalitetah sedaj dosegamo enako dobre rezultate kakor pri ostalih mehkih jeklih. 3. Sposobnost za vročo predelavo nizkoogljič-nih konstrukcijskih jekel izboljšamo in nevarnost trganja odstranimo, če dušik v jeklu vežemo z močnimi nitridotvornimi elementi, kot so titan, niob in vanadij. Nitridi teh elementov se raztapljajo pri višji ali pa pri nižji temperaturi, kot je temp. vročega valjanja. Sem spadajo jekla z visoko mejo raztezanja, ki so mikrolegirana z nio-bom in vanadijem in imajo zaradi posebnih fizikalnih lastnosti tudi visok delež dušika in aluminija. Literatura 1., 2., 3. Dahl, Hengstenberg: Archiv fiir das Eisenhiitten-vvesen, 1964, str. 1129 do 1137. Dr. Franc Vodopivec, dipl. inž. Dk: 669.14.018.291 Metalurški inštitut ASM/SLA: D 5 g; M 21 e; X 235 Joža Arh, dipl. inž. Železarna Jesenice Andreja Osojnik, dipl. inž. Metalurški inštitut Zveza med preoblikovalnostjo nizkoogljičnih jekel in vsebnostjo aluminija in dušika 2. del MEHANIZAM TRGANJA POVRŠINE PRI VROČEM PREOBLIKOVANJU V prvem delu članka je kritična analiza litera-turnih podatkov o mehanizmu vpliva AIN na preoblikovalnost jekla, v drugem so opisani rezultati eksperimentov, katerih cilj je bil, da se ugoto- 1. ANALIZA LITERATURNIH PODATKOV V strokovnih člankih je precej razširjeno mnenje, da je vzrok trganja v aluminijevem nitridu, ki se med ohlajanjem avstenita izloča po kristalnih mejah in tako zmanjšuje kohezijo med kristalnimi zrni. Opazovanje v elektronskem mikroskopu pa ni v jeklih z normalno vsebnostjo AIN nikdar pokazalo kristalnih mej, ki bi bile obogatene z nitridnimi izločki. Take izločke sta opazila Woodfine in Ouarrell1 le v jeklih z 0,2 % Al, kar je abnormalno veliko in ne more biti dokaz za njuno trditev, da so izločki AIN po kristalnih mejah vzrok za trganje pri preoblikovanju jekel, ki imajo nekajkrat manj aluminija. Tudi za domnevo Opel-a in Wagnerjan, ki zmanjšano plastičnost povezujeta z izločki AIN, markiranimi primarnimi austenitni-mi mejami, ni nobenih eksperimentalnih dokazov. Številni raziskovalci (3, 4, 5, 6, 7 in 8) so objavili posnetke, iz katerih se jasno vidi, da so izločki, ki nastajajo pri ohlajanju ali izotermnem zadržanju jekla v temperaturnem področju izločanja AIN iz avstenita, enakomerno porazdeljeni v jeklu. Velikost kockastih ali prizmatičnih izločkov raste s temperaturo izločanja ali s trajanjem žarjenja8. So pa eksperimentalni dokazi za to, da se AIN izloča v obliki tankih open, če izločanje poteka paralelno z rekristalizacijo hladno predelanega jekla9. Trganje se pojavlja v intervalu 800 do 1100° C, ko je rekristalizacija mnogo hitrejša kot izločanje. Iz vsega tega lahko precej gotovo sklepamo, da ni verjetno, da bi bil vzrok za trganje izločanje AIN po takih ali drugačnih mejah. Portevin10 je razvil hipotezo, da je trganje posledica raztapljanja nitridov, zaradi katerega se na posameznih mestih poveča vsebnost Al nad topnost v avstenitu in nastajajo feritni otoki, nastala dvofazna struktura pa ima slabšo preoblikovalnost od enofaznega avstenita. Dahl in Hengstenberg sta to hipotezo o škodljivosti raz- vi hitrost izločanja AIN pri počasnem ohlajanju jekla in hitrost raztapljanja AIN pri izotermnem ogrevanju, v tretjem delu pa je razlaga nove hipoteze o vplivu AIN na preoblikovalnost jekla. širila še na izločanje AIN, kajti njuni upogibni preizkusi v vročem so pokazali, da je deformacij-ska sposobnost jekla najslabša prav v temperaturnem intervalu izločanja AIN iz avstenita, v katerem pa poteka tudi normalno valjanje jekla. Analizirajmo eno in drugo hipotezo. Trganje se pojavlja pri padajoči temperaturi, ko se AIN izloča, ne pa raztaplja. Ce bi se v trenutku raztopilo v avstenitu 0,05 % Al, bi pri topnosti AIN v avstenitu 1 % nastalo teoretsko lahko največ 5 % ferita pod pogojem, da v avstenitu ni raztopljeno nič aluminija, to pa je nemogoče, saj je v avstenitu do 1 % Al. Če upoštevamo to dejstvo, da se AIN ne raztopi naenkrat, marveč v določenem temperaturnem intervalu, je malo verjetno, da bi pri raztapljanju sploh prišlo do nastanka ferita in tudi če bi ta nastal, bi bila množina ferita daleč pod mejo, ki bi bila lahko škodljiva s stališča dvo-fazne strukture. V tej zvezi bi opozorili na dejstvo, da menimo, da majhna množina ferita celo zmanjšuje pokljivost v vročem zvaru nerjavnih elektrod. Podobni so razlogi, zaradi katerih lahko izključimo možnost, da pri ohlajanju nastane škodljiva množina AIN zaradi izločanja AIN. To izločanje je počasno, hitrost izločanja je za nekaj redov velikosti bolj počasna kot proces preoblikovanja. Opel in Wagnern navajata, da nista opazila, da bi imela deformacija avstenita v vročem vpliv na hitrost izločanja AIN. 2. EKSPERIMENTALNO DELO Zanesljivih podatkov o izločanju AIN med počasnim ohlajanjem jekla, ki bi ga lahko primerjali z ohlajenjem jekla v bramah po ulivanju, v literaturi nismo našli. Z namenom, da bi preverili hipotezo o škodljivosti izločanja, smo izmerili kinetiko izločanja nitrida med počasnim ohlajanjem. Zdi se nam namreč, da ni pravilno, da primerjamo, kot sta napravila že omenjena Dahl in Hengsten- berg, deformacijo, ki se izvrši v nekaj sekundahg*»joča krivulja prikazuje ohlajanje peči; na njej so označene temperature gašenja posameznih vzorcev. Krivulja M prikazuje stopnjo izločanja A1N v jeklu z malo nitrida, krivulja N pa v jeklu z mnogo nitrida. Obe krivulji izločanja sta po obliki zelo podobni in jasno kažeta, da v avstenitu, ki se ohlaja s temperature 1450° C, ni nobenega izločanja, dokler temperatura ne doseže približno 950° C. Pod to temperaturo se začne energično izločanje, vendar se že od pribl. 850° C vsebnost nitrida ponovno zmanjšuje. Pod temperaturo 750° C vsebnost izločenega nitrida v jeklu z veliko aluminija in dušika ponovno raste, v jeklu z malo aluminija pa naprej pada. Pri nadaljevanju ohlajanja v peči do navadne temperature se je v obeh jeklih izločilo približno 70 % od vsebnosti nitrida, kolikor ga je analiza pokazala v ohlajenem ingotu. Na osnovi tega in podatkov o ohlajanju bram po vlivanju, ki so navedeni v prvem delu tega članka, lahko sklepamo, da krivulji M in N na sliki 1 dajeta realno sliko o tem, kar se dogaja tudi med ohlajanjem bram. Z naslednjim preizkusom smo hoteli ugotoviti kinetiko raztapljanja nitrida v avstenitu pri temperaturah med 1070 in 1300° C. Za preizkus smo izbrali 4 jekla z različno količino aluminija in dušika. Pred preizkusom smo vse vzorce žarili 1 uro pri 950° C, da se je izločilo čim več nitrida. Vzorce smo nato žarili pri 5 temperaturah v omenjenem intervalu, v trajanju 0,5, 1, 2 in 4 ure. Po žarjenju smo vzorce gasili v vodi. Rezultate kaže tabela 3 in grafikon na sliki 2. Iz oblike krivulj se lepo vidi, da se v jeklih K in D, teoretično je v njih 270, oz. 240 ppm A1N, nitrid praktično takoj raztopi v vsem temperaturnem področju poizkusov in ostane v avstenitu konstantna količina Tabela 1 — Sestava jekel uporabljenih za preizkuse (%) Šarža Oznaka C Si Mn S P N Al' Cu EL 1849 A (N) 0,22 0,35 1,30 0,017 0,022 0,0105 0,042 0,27 EL 1366 D 0,16 0,30 1,19 0,029 0,018 0,0082 0,032 0,27 3020 K 0,13 0,30 1,07 0,028 0,018 0,0105 0,018 0,20 3026 L 0,16 0,32 1,13 0,03 0,01 0,021 0,058 0,20 EL 4967 M 0,21 0,29 UO 0,009 0,013 0,0105 0,032 0,24 1 — topni Al Tabela 2 — Vsebnost aluminijevega nitrida v odvisnosti od temperature ohlajanja v peči Temperatura peči 0 C 1300 1 1050 2 950 3 900 4 850 5 800 6 770 7 725 8 650 9 20 A B Vsebnost A1N ppm M 11 6 6 45 42 60 54 42 30 174 270 261 N 21 45 48 45 75 66 42 63 63 204 291 274 A — žarjeni 1 uro pri 950° C in gašeni v vodi B — ohlajen slab m izločanje, ki se izvrši med enourmm zarjenjem. Za poizkus smo izbrali 2 jekli, eno s precej, drugo z malo A1N. Vzorce smo vzeli iz bram, ulitih v Železarni Jesenice, jih segrevali najprej 1 uro pri 1300° C, nato smo jih počasi ohlajali v peči in ob določenih temperaturah gasili v vodi. Vsebnost A1N smo določili po Beeglijevi metodi. V tabeli 1 podajamo sestavo jekel, katere smo uporabili za ta in za naslednji poizkus, v tabeli 2 pa so podane temperature gašenja in vsebnosti A1N. Za primerjavo je še podana vsebnost A1N po ohladitvi v peči na temperaturo ambienta in po 1 urnem žarjenju pri 950° C. Na sliki 1 so rezultati iz tabele 2 prikazani grafično. Enakomerno pada- Slika 1 Vsebnost aluminijevega nitrida v jeklih M in N v odvisnosti od trajanja ohlajanja in temperature gašenja med ohlajanjem v peči. Sestava jekel je v tabeli 1. Tabela 3 — Kinetika raztapljanja AIN v avstenita pri različnih temperaturah. Vsebnost AIN je v ppm. Tempe Trajanje Šarža Šarža Šarža Šarža žarjen žarjenja h A (N) D K L 1300 0,5 18 20 39 176 1 24 20 42 167 2 18 20 36 74 4 12 27 42 53 1255 0,5 21 27 32 240 1 18 19 32 240 2 24 22 35 205 4 — — 31 152 1215 0,5 147 24 35 387 1 124 19 38 375 2 132 20 38 348 4 120 19 35 310 1140 0,5 194 23 64 460 1 186 — 35 450 2 216 22 51 372 4 207 44 410 1070 0,5 219 27 94 454 1 195 30 81 445 2 219 29 99 443 4 219 29 96 463 950 1 258 207 270 490 400 300 ppm AIN 200 W0 400 ppm AIN 300 200 100 A 0.042% Al 0.0105 %N S-T---""---------8 D 0.032% Al a0082%N ' 1300 °C • 1255°C i 1215 "C □ 1140 "C • 1070 "C [5*---fč.----flh----——a' ---V--------1 K 0.018% Al 0.0105% N •-- \ \ :!--«;----■--------■- -1 _'--------- 0,021% N 1 2 3 (h) 4 O 1 2 3 (h) Slika 2 Kinetika raztapljanja AIN med ogrevanjem jekel A, D, K in L pri različnih temperaturah. Sestava jekel je v tabeli 1. nitrida pod 30 ppm, kar je red velikosti analitske napake metode, katere smo uporabili za analizo. V jeklu A, ki ima teoretično 310 ppm AIN, je ves nitrid raztopljen šele pri 1255° C, v jeklu L, ki ima največ AIN, pa je vsebnost 50 ppm dosežena šele po več kot 2-urnem žarjenju pri 1300° C. Zanimivo je, da pri tem jeklu tudi pri ostalih temperaturah žarjenja raste množina raztopljenega nitrida s trajanjem žarjenja. A o 0,042 Al, 0.0105 N D • 0,032 Al, 0.0082 N K a0,07fiAl; 0.0105 N L o 0.058Al; 0.021 N 7700 1200 1300 (°C) Slika 3 Vsebnost AIN po 4-urnem ogrevanju pri različnih temperaturah v različnih jeklih. Sestave jekel so podane v tabeli 1. V grafikonu na sliki 3 je pokazano, kako s temperaturo pada množina neraztopljenega nitrida po 4-urnem žarjenju pri preizkusnih temperaturah. V tem diagramu se ponovno jasno pokaže razlika med jekli. Pri 1150° C je dosežen maksimum v množini raztopljenega nitrida v šarži K z 270 ppm AIN; v jeklu A, ki ima le nekoliko več AIN, teoretično 310 ppm, pa se je nitrid raztopil šele pri 1255° C. Razliko v ponašanju je verjetno treba iskati v prebitku aluminija v tej šarži. Oblika krivulj kaže, da nad 1255° C topnost AIN v avstenitu močneje raste kot pri nižji temperaturi, kajti pri 1300° C ostane samo še cca 50 ppm AIN neraztopljenega v jeklu, ki ima teoretično 620 ppm AIN (šarža L). 3. ANALIZA EKSPERIMENTALNIH DOGNANJ Iz rezultatov naših preizkusov lahko povzamemo naslednje splošne sklepe: — v temperaturnem intervalu valjanja bram do temperature 950° C praktično ni pričakovati izločanja AIN. — pri standardni vsebnosti dušika v jeklih med 0,008 in 0,01 % zraste na temperaturi ogrevanja pred valjanjem množina neraztopljenega A1N, ko zraste vsebnost aluminija nad 0,03 %. To kaže, da je precej močan vpliv prebitnega aluminija na raztapljanje nitrida. — v jeklih s standardno, pa tudi nekoliko povečano vsebnostjo aluminija (0,04%) se količina A1N, ki se pri ogrevanju ohrani neraztopljen v avstenitu, ne razlikuje po polurnem in po 4-ur-nem žarjenju na temperaturi. To pomeni, da se s podaljšanjem žarjenja množina raztopljenih nitridnih izločkov ne poveča, zato si ne moremo razlagati izboljšanja preoblikovanosti jekla, zaradi podaljšanega ogrevanja jekla pred valjanjem. Po analizi literaturnih podatkov in dognanj naših preizkusov smo prišli do sklepa, da so do sedaj objavljene hipoteze o mehanizmu vpliva A1N na preoblikovalnost jekla precej problematične, in mislimo, da je najverjetneje, da preoblikovalnost zmanjšujejo zelo drobni nitridi z izločki, ki ostanejo neraztopljeni, če jeklo vsebuje več A1N kot se ga lahko raztopi v avstenitu pri izbrani temperaturi ogrevanja. Znano je, da vse disperzne faze s primerno velikostjo, med take faze spadajo tudi izločki A1N, zavirajo gibanje dislokacijskih linij in rast kristalnih zrn, oziroma dovoljujejo eno in drugo, samo dokler polmer ukrivljenosti dislo-kacijske črte ali kristalne meje rastočega zrna ne doseže določene velikosti. Vpliv izločkov je torej lahko dvojen: direkten, če se manifestira v tem, da zavira gibanje dislokacij med vročo deformacijo, kar nedvomno zmanjšuje preoblikovalnost jekla, ali pa indirekten, če se manifestira v zaviranju rekristalizacije jekla in odpravi posledic deformacije, zaradi česar bi lahko prišlo do neke vrste utrjenja jekla. Mogoče je seveda, da se oba mehanizma seštevata. Ce naša hipoteza drži, bi se dalo poboljšati preoblikovalnost s tem, da se poveča hitrost rekristalizacije jekla. To lahko dosežemo s povečanjem hitrosti deformacije, ko se v kristalno mrežo kovine vnese mnogo več kristalnih napak, vrzeli in dislokacij kot pri počasni deformaciji in se s tem olajša rekristalizacija. Opel in Wagner sta dokazala, da je z rastočo vsebnostjo A1N za dobro preoblikovalnost potrebna večja hitrost deformacije. Vemo tudi, da se pri enako veliki vsebnosti AIN ne trgajo jekla, ki imajo povišano množino ogljika. Naša opazovanja na visokotemperaturnem mikroskopu kažejo migracijo kristalnih mej avstenita v jeklu z 0,49 % C, razmeroma hitra je že pri 1200° C, v tehnično čistem železu brez ogljika in s praktično enako množino AIN pa se migracija ne opazi tudi pri za 1500° C višji temperaturi. Ne znamo še razložiti mehanizma vpliva ogljika; teoretično je mogoče, da ogljik pospešuje raztapljanje AIN v avstenitu ali pa zmanjšuje površinsko napetost avstenita tako, da je pri enaki velikosti in množini nitridnih izločkov manjša sila, ki se upira premikanju kristalnih mej in dislokacijskih linij. Iz detajlne analize AIN v jeklu, katero je pripravil Kveder14, povzemamo sklep, da je temperatura popolne raztopitve nitrida v jeklih, ki imajo 0,2 % C in 1,5 % Mn višja kot v jeklu za globoki vlek. Zdi se torej, da je drugo tolmačenje vloge ogljika bolj na mestu. Direktnih dokazov za veljavnost naše hipoteze še nimamo, upamo pa, da jo bomo lahko eksperimentalno preverili. Poglejmo sedaj, kako bi se dalo na osnovi te hipoteze pojasniti razliko v preoblikovalnosti med bramami, ki so bile založene v valjalniško peč hladne (s tem označujemo brame, založene ohlajene na temperaturo pod 500° C) in bramami istega jekla, ki so bile založene v peč ohlajene na največ 800° C. Gotovo je, da je edina razlika med takimi bramami v velikosti nitridnih delcev; v enih in drugih bramah se namreč izloči ves netopni AIN med ohlajanjem ali med sledečim ogrevanjem, ter v vsebnosti vodika. Ni nam znano, da bi kdo kdaj pripisal zmanjšano preoblikovalnost v vročem povečani vsebnosti vodika, zato bomo eventualni vpliv vodika zanemarili. Kveder je eksperimentalno dognal, da je po 100 minutah izotermnega žarjenja v temperaturnem intervalu 700 do 900° C količina izločenega nitrida v jeklu kvalitete č-0560 praktično enaka. Hultgren15 navaja, da se nitridi že pri počasnem ohlajanju jekla (nitridi že izločeni v avstenitu), ponovno raztopijo v feritu pri transformaciji gama-alfa, ker je pri isti temperaturi topnost AIN v feritu večja kot v austenitu. Do istega sklepa pridemo z analizo preje omenjenih Kvedrovih dognanj. Popolnoma isto kažeta zelo jasno krivulji na sliki 1. Lahko torej sklepamo, da bo v jeklu, ohlajenem na nizko temperaturo, prišlo do izločanja dela nitrida pri nižji temperaturi in da bodo zato nastali novi nitridni izločki. Po Gladmanu in Pickeringu se velikost nitridnih izločkov poveča približno 5-krat za vsakih 100° C povečanja temperature izločanja. To kaže, da bodo nitridni izločki v jeklu, ki je bilo ohlajeno na okoli 800° C, večji in bolj redki kot v jeklu, ki je bilo ohlajeno na nižje temperature. Na temperaturi ogrevanja pred valjanjem se bo v obeh primerih raztopila v avstenitu enaka množina AIN, razlika pa bo nastala v velikosti in gostoti preostalih neraztopljenih izločkov AIN. V jeklu, ki je bilo ohlajeno na višjo temperaturo, se bodo v povprečju enako veliki delci enakomerno zmanjšali, ostali bodo številni drobni izločki z ohranjeno sposobnostjo blokiranja kristalnih mej in dislokacij. Po Zenerju je namreč zavorna sila disperzne faze premo sorazmerna z množino in obratno sorazmerna z velikostjo delavcev disperzne faze. V jeklu, ki je bilo ohlajeno na nižjo temperaturo, se bodo hitreje raztopili bolj drobni nitridni izločki in ostali bodo neraztopljeni večji izločki, nastali pri visoki temperaturi. Ti izločki so bolj redki in večji kot v prvem primeru, zato ne morejo tako učinkovito zadrževati gibanja dislo- kacij in zavirati rekristalizacije. Rezultat je, da bo v tem primeru pri isti množini neraztopljenega AIN boljša preoblikovnost jekla. Znižanje temperature bo povečalo množino izločenega nitrida in zato slabšalo preoblikovalnost jekla. S podaljšanjem žarjenja pri isti temperaturi se bo število zrn AIN zradi koagulacije zmanjšalo, rezultat bo povečana preoblikovalnost jekla. To je znan pojav, ki so ga dosedaj tolmačili s povečanjem množine raztopljenega AIN. Na kratko: po tej hipotezi je isti razlog za slabo preoblikovalnost jekel s precej aluminija in dušika v izločkih AIN, ki so ostali neraztopljeni v avstenitu ali so se iz njega izločili zaradi znižanja temperature, razliko preoblikovalnosti med hladno in vroče založenimi bramami pa v velikosti in gostoti neraztopljenih izločkov pri temperaturi valjanja. Zaenkrat ne znamo razložiti, če zanemarimo vpliv vodika, razlike v predelovalnosti med jekli, ki so bila izdelana po enožlindrnem postopku, in med jekli, ki so bila izdelana po dvožlindrnem postopku in imajo pri enaki sestavi tudi enako vsebnost AIN. SKLEP 1. Eksperimentalno smo ugotovili, da se med počasnim ohlajanjem jekla, ki ga lahko primerjamo z ohlajanjem bram po ulivanju, začne izločanje nitridov šele pri temperaturi pod 950° C, vendar že od temperature 850° C vsebnost nitrida v jeklu pada, zato ker se v avstenitu izločeni nitrid ponovno raztaplja v feritu. Pri nadaljevanju ohlajanja se nitrid ponovno izloča. 2. V jeklih s standardno množino aluminija in dušika razlika v trajanju ogrevanja na temperaturi, ki je normalna za ogrevanje pred valjanjem, praktično ne vpliva na množino nitrida, ki ostaja neraztopljen v avstenitu. 3. Analiza naših eksperimentalnih dognanj in literaturnih podatkov kaže, da objavljene hipoteze o mehanizmu vpliva aluminijevega nitrida na preoblikovalnost jekla ne držijo. Zato smo razvili novo hipotezo, po kateri so neraztopljeni izločki AIN vzrok za slabšo preoblikovalnost jekla. Literatura 1. B. C. W o o d f i n e in A. G. Q u a r r e 11: »Effect of Al and N on the Occurrence of Integranular Fracture in Steel Castings — Journal of Iron and Steel Institute (London) 195, 1960, št. 4, 409 .. . 414. 2. W. D a h 1 in H. Hengstenberg: Untersuchungen iiber die Ursachen fiir das Auftreten von Warmbruch on niedrig legierten allgemeinen Baustahlen; Archiv fiir das Eisenhiittenwesen, dec. 1964, št. 12, 1123—1131. 3. I. Kubi k, A. Legat in R. Mitsche: »Elektro-nenmikroskopische Untersuchungen iiber die Topologie des AIN in vveichen Stahlen — Radex-Rundschau (Ra-denthein), 1961, št. 6, 739... 745. 4. W. D a h 1, P. S c h vv a b in H. Hengstenberg: »Ubermikroskopischer Nachweis von Alumimumnitrid in betriebsmassig erschmolzenen Baustahlen« — Archiv fiir das Eisenhiittenwesen (Diisseldorf) 32, 1961, 7, 475 .. . 478. 5. A. A m b r u z : »Influence de ralluminium sur la struc-ture et les proprietes des aciers grosses pieces de forge« — Revue de Metallurgie (Pariš) 64, 1967, št. 1, 6. U. Vrtel: »The Susceptibility to Aging of Fine Grai-ned Steel Used for Pressure Vessels«. Predavanje na 53 ... 59. konferenci: Oceli pro energeticky a chemisky prumysl, Tatranska Lomnica, junij 1967. 7. F. V o d o p i v e c, L. K o s e c in A. K v e d e r : »O morfologiji in topologiji nitridnih izločkov in o njihovem zaviralnem vplivu na rast avstenitnih zrn v jeklih«. Rudarsko-Metalurški zbornik, 1969, št. 1, 13—24. 8. T. Gladmann in F. B. Pickering: »Grain Coar-sening of Austenite« — Journal of Iron and Steel Institute 205, 1967, št. 6, 653 ... 667. 9. H. Borchers in Zae-Quan Kim: »Das Au-scheidungverhalten des Aluminiumnitrides in beruhig-tem vveichen Stahl« — Archiv fur das Eisenhiittenvvesen (Dusseldorf) 36, 1965, št. 4, 311 ... 316. 10. P. P o r t e v i n : Influence de divers oligoelements sur la forgealite de l'acier mi dur: Disertacija na Univerzi v Parizu, maj 1962. 11. P. Opel in S. W a g n e r : Die Warmverformbarkeit von Stahlen im Temperaturbereich um 1000° C: Archiv fiir das Eisenhiittenvvesen, 1964, št. 12, 1113—1144. 12. W. K o c h, C. IIshner-Gensh in H. Rohde: Das Auftreten einer Kubischen Nitrids im aluminiuni-legierten Stahlen — Archiv fur das Eisenhiittenvvesen 27, 1956, 701—706. 13. F. V o d o p i v e c in J. M e g u š a r : »O vplivu vsebnosti neoksidiranega aluminija in dušika na velikost avstenitnih zrn v jeklih« — Rudarsko-metalurški zbornik (Ljubljana) 1964, št. 3, 297 .. . 305. 14. A. K v e d e r : »Nitridi v jeklu«. Poročilo Metalurškega inštituta v Ljubljani, junij 1967. 15. F. A. H u 11 g r e n : »The Reversion and Re-precipita-tion of Aluminium Nitride in Aluminium Killed Dra-vving Quality Steel« — Blast Furnace and Steel Plant 56, 1958, št. 2, 149 ... 156. ZUSAMMENFASSUNG Die Warmbriichigkeit der Blockoberflache bei der Warmverformung ist eines der unangenehmsten Erschei-nungen, die das Warmwalzen begleiten. Die Risse, die auf der freien Oberflache bei hohen Zugspannungen auftretten, konnen mehr oder vveniger tief sein und verursachen je nach dem viele Schvvierigkeiten beim Putzen des Walzgu-tes und auch kleiner oder grosseren Ausvvurf. Besonders stark neigen zur Warm briichigkeit die vveichen nichtlegierten mit Aluminium beruhigten Stahle mit einem Kohlenstoffgehalt von 0.10—0.25 %. Zu diesen Zahlen vor allen Stahle denen Aluminium absichtlich im grosseren Masse zugegeben ist, vvie alterungsbestandige und feinkornige Baustahle und auch andere vveiche Stahle, vvenn sie zufxllig einen hoheren Aluminiumgehalt aufvvei-sen. Die Neigung zur Warmbriichigkeit ist auch von der Art der Stahlherstellung abhangig. Die im Elektroofen hergestellten Stahle sind vvarmbriichiger vveil sie mehr Stickstoff enthalten. Die VVarmbruchigkeit ist in Jesenice im grosseren Maase aufgetretten vvenn die Stahlerstellung in den beiden Grossraumlichtbogenofen losging und vvir mit dem Giessen der grossen Brammen begonnen haben. Alle diese vvarm-briichige Stahle vvurden nach dem Zvveischlackenprozess hergestellt. Nach unseren Erfahrungen vvird der Stahl vvarm-bruchig, wenn es mehr als 0.025 % saureloslichen Alumi-nium und mehr als 80 ppm Stickstoff enthalt. Die einfachste Art die Warmrissigkeit herab zu setzen ist das Aluminium unter 0.020 °/o zu halten. Und wie bei den Stahlen vvelche einer hoheren Aluminiumgehalt ent-halten mussen um besondere physikalische Eigenschaften zu erfeichen? Die Warmbriichigkeit vvird verhindert wenn der Stickstoff durch starke Nitridbildner wie Ti, Nb und V abgebunden wird wie es bei den hochfesten Stahlen St 52 Cb und St 52 COV der Fall ist. Die Warm briichigkeit vvird auch verhindert, wenn die Blocke bis auf die Raumtemperatur abgekiihlt und kalt in die Tiefofen eingesetzt werden. Die Erkliirung ist vvahr-scheinlich in den aus der a Phase sehr fein ausgeschiedenen Al-nitrieden vvelche beim nachfolgenden Ervvarmen schnel-ler in die Losung gehen als die groben Al-nitridteilchen, vvelche aus der y Phase ausgeschieden sind, vvenn die Blocke heiss (etvva 800° C) eingesetzt vvorden sind. Diese Stahle sind auch nicht vvarmbriichig, vvenn sie nach dem Einschlackenprozess hergestellt sind trotz hoherem Aluminium und Stickstoffgehalt. SUMMARY Cracking of the rolled piece surface during the hot forming is one of the most undesired phenomena vvhich are present at the hot rolling. Cracks can extend deep into the inside and cause great troubles and bigger or smaller rejection vvhen pieces are cleaned. Especially soft plain steels vvith 0.10 to 0.25 % C, killed vvith aluminium, are very susceptible to cracking. This group contains steels to vvhich Al is intentionally added in greater amounts, as the steels resistant to ageing, fine-grained structural steels, and also other soft steels if accidentally contain greater amounts of aluminium. Susceptibility to cracking depends also on the way of steel producing. Steels produced in the electrical furnace are more susceptible to cracking as they contain greater amounts of nitrogen. In Jesenice Ironvvorks troubles vvith cracking appeared vvhen steel vvas produced in big electrical furnaces and čast into big ingots. These steels vvere made by the tvvo-slag process. Our experiences shovved that steel severely cracks if it contains more than 0.025 % of dissolved aluminium and more than 80 ppm of total nitrogen. The simplest solution is to reduce aluminium under 0.020 °/o. But vvhat to do vvith steels vvhich must contain greater amount of aluminium because of special physical properties? Cracking is prevented if nitrogen is bound to strong nitride-forming elements as Ti, Nb, and V, in the way as high strength steels St52Cb and St 52 Cb V are produced. Cracking is also prevented if these steels are left to cool dovvn to the room temperature and they are charged into soaking furnaces in cold state. The explanation for this phenomenon is probabIy in more finely precipitated AIN vvhich precipitate from the a phase, in subsequent heating the precipitates dissolve faster than coarse nitrides vvhich precipitated from the y phase if slabs vvere charged into the furnace in hot state (800° C). These steels do not crack if they are made by single-slag process (black slag) in spite of high aluminium and nitrogen in steel. 3AKMOHEHHE TpecKaHHe noBepxHocra npoKaTa bo Bpeiaa ropaieft o6pa-6otkh caMoe HenpnaTHoe noaBAemie Korapoe conpoBoacAaeT ropsmyio npoKaTKy. PBaHLie TpeuiHHbi npoxoAaT qacTO rAy@0K0 b BHyTpeH-HOCTb H npmHHHiOT 60AbIHbie 3aTpyAHeHHS npH MHCTKH a TaKJKe MeHLinee h 6oAtmoe KOAHHecTBO SpaKa. OccGeilHO 60AbIlIyi0 CKAOHHOCTb K pBaHHMM TpeimiHaM npo-aBAHioT MarKHc HeAerupoBaHHtie copra CTaAH c coAepacaHHeM yrAbe-poAa Me>KAY 0.10—0.25 % a paciuicAeHHbie c aAioMHHHCM. CioAa OTHOCaTCa B 0C06eHH0CTH CTaAH KOTOpbie HaMepeHHO paCKHCAeHbl C ČOAblHHM KOAHMCCTBOM aAlOMHHHa — 3TO COpTbI CTaAH yCTOHMHBbI npOTHB CTapeHHH —, MeAK03epHHCThie KOUCTpyKUHOHH bie CTaAH a TaioKe Apyrae MarKHe copia KOTOpbie cAy^aHHO coAepasaT 6oAbiuoe KOAHMeeTBO aAJOMHHHH. CKAOHHOCTb K 06pa30BaHHK) pBaHHblX TpeiUHH 3aBHCHT TaKHte ot cnocoBa np0H3B0ACTBa ctaah; ctaab npoh3beaeha b 3acktphmcckoh neH3H-MecKue KaqeCTBa a30T coeAHHHioT c 3aemehtamh Ti, Nb h V Ha KOTOpbie a30T HMeeT 6oAbniyio epoAHoeTb h b pe3yAbTaTe Mero 06pa3yi0TCH CTaSHAbHUe HHTpHAU ynOMHHyTbIX 3ACMCHT0B. 3to npaKTHKyeTca npH CTaAH blicokoh TBepAOCTH KaK Hanp: St 52 Cb h St 52 CbV. IloaBAeHHe pBaHHbIX TpemHH MOJKHO OrpaiHIMHTb H VMeHbUIHTb eCAH CAHTKH OXAa>KAeHiI Ha 06bIKH0BeHHYI0 TeMn-py H B TaKOM cocToaHHH 3arpy>KeHM b HarpeBaTeAbHbie ne«H. H0BHAeM0My KapSHA AIN BbiAeAaeTCa b SoAee MeAK03epHHCTbix bkak»1ichh3x h BucTpee pacTBopaeTca npn nocAeAOBaTeAbHOM corpeBaHHio b cpaBHe-HHIO C APyrbIMH HHTpHAaMH KOTOpbie BblAeASlOTCa KOrAa CAHTKH 3arpyaceHbi b HerpeBaTeAbHbie ne™ b ropale.« cocToaHHH (800° U). Ecah 3Ta CTaAb npoH3BeAeHa cpocoSoM c oahhm hiabkom (poA iep-HbiM HiAaKOM) TO, HecMOTpa Ha BbicoKoe coAepiKaHnc aAlOMHHHa h a30Ta, pBaHHbie TpemHHbi He o6HapyjKeHbi. Anton Razinger dipl. inž. Železarna Jesenice DK: 669.14.018.232/.8 ASM/SLA: SSd; SSe Nerjaveča jekla za obdelavo na avtomatih Nerjaveča jekla za obdelavo na avtomatih so sestavni del velike družine nerjavečih jekel in v precejšnji meri razširjajo območje uporabnosti le-teh. V železarni Jesenice so bile osvojene vse tri osnovne vrste teh jekel: avstenitno, feritno in martenzitno. Domača industrija troši zaenkrat relativno male količine nerjavečih jekel za obdelavo na avtomatih, kar menimo, da je predvsem posledica slabega poznavanja uporabnosti in prednosti teh jekel v določenih pogojih preoblikovanja z odre-zovanjem. Namen tega sestavka je opozoriti na zelo zanimivo problematiko osvajanja teh jekel ter obenem s tem prikazati njihove glavne fizikalno-kemične lastnosti. UVOD Uporabnost nerjavečih jekel je pogojena z njihovo korozijsko obstojnostjo, mehanskimi lastnostmi, sposobnostjo utrjevanja ter plastičnostjo jekla. V slučaju, ko se jeklo obdeluje na obdelovalnih strojih z odrezovanjem, pa nastopi kot odločujoči faktor tudi sposobnost jekla za obdelavo. Z odrezovanjem je mogoče obdelovati vse vrste nerjavečih jekel, vendar pa je večina le-teh slabo obdelovalna in se nerjaveča jekla lahko obdelujejo pri ekonomskih hitrostih rezanja, ki so manjše od 30mf/min. (si. 1) Hitrost rezanja m/min 20 25 30 35 40 50 60 Jndex obdeiovalnosti % Slika 1 Primerjava obdeiovalnosti standardnih nerjavečih (etalon avtomatsko jeklo B 1112 = 100 %) jekel (Članek je predelan avtorjev referat na IV. Savjeto-vanju proizvodnog mašinstva, Sarajevo, 1968) Avstenitna jekla se relativno težje obdelujejo kot feritna in martenzitna, ker so v gašenem stanju lepljiva in tvorijo pri rezanju trakaste ostružke. Smisel razvoja avtomatskih nerjavečih jekel je torej v tem, da se s poboljšanjem obdeiovalnosti sicer slabo obdelovalnih nerjavečih jekel poceni obdelava strojnih delov, ki morajo biti zaradi zahtev po dobri korozijski obstojnosti iz nerjavečega jekla. Obdelovalnost nerjavečih jekel poboljšamo z dodatkom t. i. avtomatskih dodatkov, predvsem žvepla in selena. Ti elementi poboljšajo obdelovalnost jekla s tem, da tvorijo nemetalne vključke — sulfide in selenide — ki zmanjšujejo trenje pri rezanju in povzročajo tvorbo krhkih lahko lomljivih ostružkov. Na splošno velja, da se zaradi avtomatskih dodatkov poslabša korozijska obstojnost, mehanske lastnosti v prečni smeri valjanja ter sposobnost jekla za preoblikovanje. žveplo je najbolj uporaben avtomatski dodatek, ker ni strupeno in je poceni. V zadnjem času pa se kljub visoki ceni vedno bolj uveljavlja kot avtomatski dodatek selen. Prednosti selena pred žveplom se kažejo predvsem v boljši korozijski obstojnosti ter sposobnosti jekel za vročo in hladno predelavo. To pa so prednosti, zaradi katerih se zelo razširja območje uporabnosti nerjavečih jekel za obdelavo na avtomatih tudi za najzahtevnejše namene. Žveplo in selen imata podoben vpliv na obdelovalnost jekel, pri tem pa kažejo jekla z žveplom večjo vzdržnost rezalnih nožev, jekla s selenom pa dajejo boljšo površino obdelovancev. Avtomatske modifikacije so bile razvite v vsaki grupi nerjavečih jekel, zato tudi v tem primeru klasifikacija jekel temelji na obliki mikrostrukture in kemični sestavi. Poznamo torej: Cr-Ni avstenitna in Cr feritna in martenzitna jekla za obdelavo na avtomatih. 2. NEMETALNI VKLJUČKI Obdelovalnost nerjavečih jekel za obdelavo na avtomatih določa: 1. količina ter kemične in fizikalne lastnosti nemetalnih vključkov. 2. način izdelave in predelave jekla. Način, kako doseči optimalno obdelovalnost, je za posamezne vrste nerjavečih jekel različen. Skupne vsem tipom jekel pa so zahteve, ki jih postavljamo nemetalnim vključkom. Te zahteve pa so: 1. Pravilna sestava sulfidnih vključkov. 2. Enakomerna porazdelitev le-teh po preseku. 3. Nizka vsebnost oksidnih nemetalnih vključkov. Obravnavane vrste nerjavečih jekel vsebujejo tri glavne elemente, ki tvorijo sulfide: železo, mangan, krom. Tip sulfida, ki se razvije, je odvisen od kompleksnega odnosa med temi elementi v jeklu ter njihove sulfidotvornosti. Za razumevanje teh kompleksnih vplivov so bile potrebne obširne preiskave fizikalnih in kemičnih lastnosti nastalih sulfidov. Ugotovljeno je bilo, da ima na tip rezultirajočih sulfidov primarni vpliv vsebnost Mn v jeklu, oziroma razmerje Mn : S. Sulfidni vključki v jeklih z nizko vsebnostjo Mn in razmerjem Mn : S < 3 so bogati na Cr in večfazni. Osnovna faza je kubični MnS, bogat s Cr, izločena faza pa je heksagonalni CrS. Karateri-stične večfazne sulfidne vključke smo našli v feritnem jeklu za obdelavo na avtomatih (eksperimentalna talina) z vsebnostjo 0.40 % Mn, 17.5 % Cr, 0.250 % S — Mn : S = 1.6. Slika 2 — X 500 Sulfidni nemetalni vključki v feritnem jeklu za obdelavo na avtomatih z nizkim razmerjem Mn:S Sulfidni vključki v jeklih z višjo vsebnostjo Mn in razmerjem Mn : S > 4 so enofazni in imajo sestavo in kristalografsko strukturo MnS. Primer takšnih sulfidnih vključkov v feritnem jeklu za obdelavo na avtomatih C 4790 (1.20 % Mn, 0.250 S, 16.6 % Cr — Mn:S = 4) je prikazan na sliki 3. | Slika 3 — X 500 Sulfidni nemetalni vključki v feritnem jeklu za obdelavo na avtomatih z visokim razmerjem Mn:S Karakteristike sulfidnih nemetalnih vključkov, ki nastopajo v nerjavečih jeklih za obdelavo na avtomatih z različno vsebnostjo Mn, ilustriramo s podatki za martenzitno jeklo za obdelavo na avtomatih v tabeli 1. Tabela 1 — Karakteristike sulfidnih nemetalnih vključkov v martenzitnem jeklu za obdelavo na avtomatih Analiza jekla Trdota vklj. Faza % Mn % S Mn:S Mn Cr Fe S HB kp/mm3 CrS 0.30 0.30 1.0 5 54 2 37 300—450 (Mn, Cr) S 0.55 0.30 1.8 32 28 4 36 280 MnS 2.00 0.30 6.7 56 4 4 36 150 žveplo, ki je vezano kot kromov sulfid, na obdelovalnost nima ugodnega vpliva, kajti kromov sulfid je trd (trdota HB 300 — 400 kpVmm2) in deluje pri rezanju abrazivno, podobno kot oksidi. Odločujoča za dobro obdelovalnost je torej prisotnost čistega manganovega sulfida. Manganov sulfid je mehak (trdota cca HB 150 kpVmm2), prostorska centrirana kubična mreža, kateri pripada MnS je zelo duktilna, zato imajo vključki MnS ugoden vpliv na obdelovalnost, ker delujejo kot mazivo in s tem zmanjšujejo trenje pri rezanju. Poizkusi so pokazali, da je možna zelo enostavna identifikacija kemičnih karakteristik sulfidnih vključkov v nerjavečih jeklih za obdelavo na avtomatih že z enostavnim Baumannovim odtisom. Jekla, ki vsebujejo sulfidne vključke, ki so bogati na kromu, pri Baumannovem preizkusu ne reagirajo. Nasprotno pa dobimo pri jeklih, ki vsebujejo sulfidne nemetalne vključke sestave MnS, zelo intenzivne odtise. Pri poznani kemični sestavi jekla je torej mogoča enostavna ocena obdelovalnosti že z Bauman-novim odtisom. Rezultati preiskave vpliva vsebnosti Mn na obdelovalnost Cr nerjavečih jekel za obdelavo na avtomatih so prikazani na sliki 4. 150 120 90 ■S 60 E -1-i-1—i—TI 'I l i .....i 1 Jeklo - martenzitno Mn -1,82 V. ~~ Mn-0,95%--- Mn -0,52 '/o ------ i i i i i i i i o c 8j al t. 8 120 S 90 3 4 5 7 910 20 30 50 70 100 Vzdržnost rezalnih nožev-min 60 30 i i i i i i i i I I I I l I I I ~ °—. x _______ 0 --- o-0,08%Mn A-0,7?'/.Mn *- 0,12 '/.Mn a-1,S6'/.Mn I I . : Jeklo- feritno i i i i i i 11 C 150 £ 120 F n y u i; 0* 60 V) P S 30 i i i i i i i i i i i i i i i i ----- n ■—■—— i i ...... . Si =0,39 ■ Si =0,04 i i i i i i i i 20 JO 40 60 80 100 1 2 3 4 5 7 910 20 30 50 70 100 Vzdržnost rezalnih nožev-min Slika 4 Vpliv vsebnosti Mn na obdleovalnost Cr nerjavečih jekel za obdelavo na avtomatih Stalni spremljevalec nerjavečih jekel za obdelavo na avtomatih so tudi oksidni nemetalni vključki, ki se tvorijo med taljenjem in vlivanjem jekla. Za obdelovalnost teh jekel so najbolj škodljivi oksidni nemetalni vključki aluminatne narave (si. 5) ter vsi nemetalni vključki eksogenega izvora. Manj škodljivi kot aluminati pa so kompleksni oksidi kroma, mangana, silicija, ki jih nahajamo 2 3 4 5 67 8 910 Vzdržnost rezalnih nožev - min Slika 6 Vpliv vsebnosti Si na obdelovalnost feritnega jekla za obdelavo na avtomatih v jeklih, pri katerih Al ni bil dodan. Pri teh jeklih nizka vsebnost Si pogojuje tvorbo kromovega tipa oksidnih vključkov, kar zmanjšuje obdelovalnost jekla. Rezultati preiskave obdelovalnosti na si. 6 kažejo, da je v nerjavečih jeklih za obdelavo na avtomatih zaželjena višja vsebnost Si, kar je ravno nasprotno kot pri ogljikovih jeklih za obdelavo na avtomatih. 3 KROMOVA NERJAVEČA JEKLA ZA OBDELAVO NA AVTOMATIH Obdelovalnost kromovih nerjavečih jekel za obdelavo na avtomatih je odvisna od kemične sestave ter načina predelave jekla. Ugotovljeni so bili naslednji vplivi kemične sestave in predelave na obdelovalnost jekla: a) Obdelovalnost jekla narašča z večanjem vsebnosti žvepla ali selena do vsebnosti 0.35 %. Nad to mejo povečana vsebnost avtomatskih dodatkov nima močnejšega vpliva, le oblika ostružkov je ugodnejša. Žveplo je bolj efektivno v povečanju obdelovanlosti kot selen (slika 7). a. 4 «? Slika 5 — X 500 Oksidni nemetalni vključki Al v nerjavečih jeklih za obdelavo na avtomatih Slika 7 Vpliv avtomatskih dodatkov S in Se na obdelovalnost kromovih nerjavečih jekel Zaradi povišane vsebnosti avtomatskih dodatkov se površina obdelovancev ne poslabša. Pokazalo se je tudi, da povišana vsebnost fosforja in svinca pri teh jeklih nima večjega vpliva na obdelovalnost. 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 Vsebnost S ali Se v % 0 0,1 0,2 0,3 ^ Vsebnost Sali Se v % Jeklo 17 % Cr Jeklo 13 Vo Cr b) Poleg vsebnosti avtomatskih dodatkov ima na obdelovalnost kromovih jekel največji vpliv trdota jekla. Na splošno velja, da dobimo pri rezanju jekla z nizko trdoto višjo vzdržnost rezalnih nožev, pri jeklih z visoko trdoto pa boljšo površino obdelovancev (slika 8). svetla c o a S § motna 75 Slika 8 Soodvisnost osnovnih kriterijev obdelovalnosti kromovih jekel za obdelavo na avtomatih Vzdržnost rezalnih nožev in kvaliteta površine obdelovancev sta si torej pri kromovih jeklih za obdelavo na avtomatih nasprotujoči si zahtevi. V konkretnem primeru uporabe teh jekel je potreben kompromis med zaželeno kvaliteto površine ter optimalno vzdržnostjo rezalnih nožev. Kako dosežemo zaželeno trdoto, ali s hladno predelavo ali pa s poboljšanjem, je za obdelovalnost vseeno. Navadno imajo kromova jekla za obdelavo na avtomatih trdoto HB 180... 240 kp/mm2, če pa je zahteva po dobri kvaliteti površine obdelovancev prevladujoča, pa trdoto HB 220 ... 310 kp/mm2. Z ozirom na vsebnost ogljika in kroma v teh jeklih ločimo dva tipa kromovih jekel za obdelavo na avtomatih: feritna in martenzitna. 3.1 Feritna nerjaveča jekla za obdelavo na avtomatih Ta jekla so avtomatska varianta nerjavečega jekla z vsebnostjo 16 ... 18 % Cr. Imajo feritno strukturo z enakomerno vloženimi sulfidnimi ali selenidnimi vključki. So magnetna v vseh stanjih in jih s toplotno obdelavo ni mogoče utrditi. Od vseh standardnih vrst nerjavečih jekel za obdelavo na avtomatih ima ta tip jekel najboljšo obdelovalnost. Kljub visoki vsebnosti avtomatskih dodatkov ima feritno nerjaveče jeklo za obdelavo na avtomatih dobro korozijsko obstojnost in ga lahko uporabljamo povsod tam, kjer je zaželena odpornost jekla pred vplivom atmosferilij, predvsem pa v industriji precizne mehanike. Železarna Jesenice ima v svojem rednem proizvodnem programu iz te grupe jeklo č 4790 z avtomatskim dodatkom S. Značilna kemična analiza te vrste jekla je naslednja: 0.08% C 0.56 % Si 1.02 % Mn 0.019 % P 0.326 % S 16.62 % Cr 0.32 % Ni 0.23 % Mo Reprezentativne mehanske lastnosti za palično jeklo (0 25.4 mm) v žarjenem ter žarjenem + hladno vlečenem stanju so podane v tabeli 2. Tabela 2 — Mehanske lastnosti jekla Č 4790 Stanje a m a 02 6 5 kp/mm2 kp/mm2 % % Trdota HB kp/mm2 zarjeno žarjeno + hI. vlečeno 56 63 39 56 30 15 65 55 155 190 Ekonomska hitrost rezanja Vjqq m/min Orientacijske, ekonomske hitrosti rezanja za posamezne vrste obdelave z odrezovanjem so podane v tabeli 3. Za primerjavo so podane vrednosti tudi za feritno nerjaveča jekla brez avtomatskih dodatkov. Tabela 3 — Hitrosti rezanja feritnih jekel Vrsta obdelave hitrost rezanja (m/min) podajanje feritno mm/obr. feritno jeklo avtomat. jeklo struženje 0.08/0.3 27.. .33 37., ..50 frezanje 0.08/0.2 23.. .35 37., ..45 povrtavanje 0.08/0.2 5.5. ..20 10.. ,.40 vrtanje 0.05/0.2 12.. .25 23.. ,.48 rezanje navojev 3.5. ..6.5 3.5 . ..8.5 Navedene vrednosti veljajo za rezalne nože iz brzoreznega jekla; če pa se uporabljajo noži iz karbidnih trdnin, je navedene hitrosti mogoče povečati min. za 15 %. Rezalni noži morajo biti nabrušeni v skladu s splošnimi zahtevami, ki veljajo za rezanje nerjavečih jekel. 3.2 Martenzitna nerjaveča jekla za obdelavo na avtomatih Jekla spadajo v grupo martenzitnih nerjavečih jekel z vsebnostjo 12 ... 14 % Cr. So magnetna v vseh stanjih in jih je mogoče s toplotno obdelavo utrditi. Uporabljajo se povsod tam, kjer je zaželena visoka trdota, dobra obdelovalnost in ne-rjavnost jekla. Tipična področja uporabnosti martenzitnih nerjavečih jekel za obdelavo na avtomatih so: matice, vijaki, zobate letve, deli črpalk, deli za ventile in podobno. Zaradi avtomatskih dodatkov imajo ta jekla slabšo korozijsko obstojnost kot enaka martenzitna jekla brez avtomatskih dodatkov, široko postavljene meje za kemično analizo jekla ter sposobnost jekla za poboljšanje omogočajo izde- 0 toplo obdelano » žarjeno +hladno vlečeno -1_I_L- lavo velikega števila različnih modifikacij te vrste jekla, s čimer v praksi dosežemo optimalno obnašanje jekla v specifičnih pogojih uporabe. Značilnosti posameznih modifikacij so naslednje: 3.21 Obdelovalno jeklo To jeklo je osnova vseh ostalih modifikacij. Značilna kemična analiza jekla je naslednja: 0.12 % C, 0.50 % Si, 0.97 % Mn, 0.028 % P, 0.276 % S, 0.10 °/o Cu, 0.29 % Ni, 12.40 % Cr, 0.20 % Mo. Reprezentativne lastosti standardne modifika cije v žarjenem stanju so naslednje: ffv = 53 kp/mm2 Ka-Beiomeft craAH BbipaSoTaHM copTbi aBT0MaTH