YU ISSN 0372-8633 VSEBINA ŽELEZARSKI ZBORNIK Stran Smajič Nijaz — Metalurški inštitut Ljubljana POMEN IN VLOGA SILICIJA PRI IZDELAVI NERJAVNEGA JEKLA 2. del: Termično ravnotežje Si-C v VOD napravi in Si-Cr v EO peči Švajger M. — Železarna Ravne J. Lamut — Metalurški inštitut Ljubljana IZKUŠNJE ŽELEZARNE RAVNE NA PODROČJU TEHNOLOGIJE, KONTROLE KAKOVOSTI IN RAZISKAV V EPŽ PROIZVODNJI. Nove knjige 7 13 LETO 19 ŠT. 1 — 1985 ŽEZB BQ 19 (1) 1-16 (1985) IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT ZELEZARSKI ZBORNIK IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT LETO 19 LJUBLJANA MAREC 1985 Vsebina: Stran: N. Smajič Pomen in vloga silicija pri izdelavi nerjavnega jekla 2. del: Termodinamično ravnotežje Si-C v VOD napravi in Si-Cr v EO peči UDK: 669.15-194.56:669.187.2 ASM/SLA: SS,R1 h,W18S M. Švajger, J. Lamut Izkušnje Železarne Ravne na področju tehnologije, kontrole kakovosti in raziskav v EPŽ proizvodnji 7 UDK: 669.187.3:669-154.9 ASM/SLA: D8p, D8n Inhalt Seite N. Smajič Bedeutung und Rolle von Silizium bei der Erzeugung von nichtrostenden Stahlen 2.Teil: Thermodynamisches Gleiehgewicht Si-C in der VOD Anlage und Si-Cr im Lichtbogenofen UDK: 669.15-194.56:669.187.2 ASM/SLA: SS, R 1 h, W18S M. Švajger, J. Lamut Erfahrungen des Hiittenwer-kes Ravne auf dem Gebiet der Technologie, der Giite-kontrolle und der Forschun-gen in der ESU Produktion UDK: 669.187.3:669-154.9 ASM/SLA:D8p, D8n Contents Page N. Smajič Importance and Role of Silicon in Manufacturing Stain-less steel. Part II: Thermodynamic Equlibrium Si-C in VOD, and Si-Cr in Are Furnace UDK: 669.15-194.56:669.187.2 ASM/SLA: SS, R 1 h, W18S M. Švajger, J. Lamut Experiences of Ravne Iron-works in the Field of Tech-nology, Quality Control and Investigations of the ESR Process UDK: 669.187.3:669-154.9 ASM/SLA:D8p, D8n CoaepžKaHHe cTpaHHua ( N. Smajič 3Haieiiiie h pojib Kpe\imin npn mroroBiemiH nepšKa-rch)meii cra.iu. II. nacTb: TepMojiiHaMii-necKoe paBHOBeciie Si-C b ycTpoucTBe oiciie itmiH b Bahyyvie, a raK>Ke Si-Cr b ayr0B0H sjieKTponenH. UDK: 669.15-194.56:669.187.2 ASM/SLA: SS, R I h, W 18S M. Švajger, J. Lamut OnbiTbi MeTajuiyprHHecKo-ro iasio.ia ^CejieiapHa PaBHe b o6jiacTii TexHo.ioimi, KOHTpOJIbn KaneCTBa H HC- cjiejioBaHHH npH npoinsoa-cTBe 3Uin-a. UDK: 669.187.3:669-154.9 ASM/SLA: D8p, D8n (1 229280 ŽELEZARSKI ZBORNIK IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT LETO 19 LJUBLJANA MAREC 1985 Pomen in vloga silicija pri izdelavi nerjavnega jekla UDK: 669.15-194.56:669.187.2 ASM/SLA: SS, Rlh, W18s N. Smajič II. del: Termodinamično ravnotežje Si — C v VOD ter Si - Cr v EOP V prvem delu smo obravnavali termodinamično ravnotežno stanje med silicijem in ogljikom v talini, ki že vsebuje ves potrebni krom. Poznavanje tega ravnotežnega stanja v EOP je bistvenega pomena za učinkovito vakuumsko oksidacijo v VOD napravi. V pričujočem drugem delu je izvedena analiza termodinamičnih ravnotežnih stanj Si-C v VOD in Si-Cr v EOP v odvisnosti od temperature, stopnje vakuuma oziroma parcialnega tlaka CO. sestave taline in sestave žlindre oziroma aktivnosti SiO> in Cr}04 v žlindri. ep- 1. TERMODINAMIČNO RAVNOTEŽJE SILICIJ - OGLJIK V VOD V dupieks postopku EOP — VOD izdelave nerjavnega jekla sledi primarni oksidaciji v EOP sekundarna, vakuumska oksidacija v VOD ponovci. Talina, namenjena VOD obdelavi, vsebuje ob koncu primarne oksidacije ves potrebni krom. Pri izdelavi jekel, vrste 18/8 to pomeni, da talina, pripravljena za VOD, vsebuje 18 % Cr in seveda ustrezno vsebnost ogljika, ki mora zaščititi tako veliko množino kroma pred oksidacijo. Primarna oksidacija se torej mora končati, še preden se začne intenzivna oksidacija kroma, t. j. najpozneje ob dosegu trojnega ravnotežja silicij — ogljik — krom. Idealno usklajenost delovanja EOP in VOD imamo takrat, ko lahko primarno oksidacijo (v EOP) dokončamo še v območju ravnotežja Si/C, vendar neposredno pred trojnim ravnotežjem Si/C/Cr, kar nam zagotavlja minimalno možno vsebnost Si v talini in Cr v žlindri. V tem primeru se lahko izognemo dolgotrajni redukciji žlindre v EOP, kar pomembno prispeva k produktivnosti EOP, obenem pa zaradi majhne vsebnosti Si v talini dobimo v VOD minimalno količino žlindre, kar zopet pozitivno vpliva na produktivnost VOD naprave. Ta način dela zagotavlja optimizacijo produktivnosti in proizvodnih stroškov. 1.1 Vpliv vakuuma Sekundarno oksidacijo v dupieks postopku EOP — VOD^opravljamo v VOD napravi ob istočasnem vaku-un^1^rtjtlK'4£stalnim vakuumiranjem stimuliramo potek Slika 1 Odvisnost ravnotežne vsebnosti Si od parcialnega tlaka CO oz. vakuuma za talini z 0,40 % C, 18 % Cr in 8 % Ni pri 1600 "C oz. 0,10 % C, 16 % Cr in 8 % Ni pri 1700° C Fig. I Equilibrium Si content depending on CO partial pressure or vac-uum for the melt with 0.40 % C, 18 % Cr, and 8 % Ni at 1600 °C, or 0.10 % C, 16 % Cr, and 8 % Ni at 1700 "C respectively. reakcije žilavenja: (C) + (0) = C0, kar pomeni, da se ravnotežje med silicijem in ogljikom premakne proti nižjim vsebnostim ogljika. Na sliki 1 vidimo, kako hitro raste vsebnost silicija, ki je v ravnotežju z 0,40 % C oz. 0,10 % C v talinah, namenjenih izdelavi nerjavnega jekla, vrste 18/8 pri 1600°C oz. 1700°C z rastočo intenziteto vakuumiranja. Pred začetkom vakuumske oksidacije, t. j., ko imamo še atmosferski tlak (pCo= 100 kPa), je ravnotežna vsebnost Si v talini daleč pod maksimalno dovoljeno (0,20 % Si) vrednostjo. Ce torej talina vsebuje pri 1600°C 0,40 % C, 18 % Cr in 8 % Ni, je ravnotežna vsebnost Si približno 0,03 %. ;0 S' 1700 °C Če bi začeli pihati kisik pred vakuumiranjem, bi ves prebitni Si, kar ga je več kot 0,03 %, selektivno oksidiral in bi pri 0,03 % Si dosegli ravnotežje z 0,40 % C, ko bi se začela oksidacija ogljika. Seveda tako ne delamo. Potrebno je najprej začeti z vakuumiranjem, da premaknemo ravnotežje Si/C proti višji vrednosti silicija, in tako preprečimo selektivno ok-sidacijo Si in tvorbo večje količine Si02 oz. žlindre. Že pri skromnem vakuumu od 40 kPa (0,4 atm. oz. 300 tor-ra), kot kaže krivulja, ravnotežna vsebnost Si znaša 0,20 % Si. Tako taline, ki pri omenjenih pogojih vsebujejo do 0,20% Si pri 1600°C, lahko že začnemo oksidi-rati brez nevarnosti za oksidacijo Si. Med vakuumsko oksidacijo raste temperatura taline in pada vsebnost ogljika. Ravnotežje Si/C spremenimo z vakuumiranjem tako, da imamo namesto istočasne oksidacije Si in C le selektivno oksidacijo ogljika. Zaradi znižanja vsebnosti ogljika kljub intenzivnemu vakuumiranju kmalu dosežemo ravnotežje Si/C, ko se začne oksidacija silicija. Končno se vzpostavi še trojno ravnotežje med sicilijem, ogljikom in kromom. 1.2 Vpliv temperature ob koncu vakuumske oksidacije Vpliv temperature na ravnotežje med ogljikom in silicijem ob koncu vakuumske oksidacije kaže slika 2. 0,07 0.06 0,05 004 o 5 0,03 0,02 0,011 0.0L 1650°cj 1700° f i 1750°C/^ /S 16% ICrl, 9 V. INil Da 3 / CO=8kf SI02=0.0 ' / 0,10 0,20 0,30 0,40 % I Si I- 0,50 0,60 spremeni v trojno ravnotežje Si/C/Cr. Od tega trenutka se namreč ustvarijo pogoji za redukcijo Si iz žlindre, in sicer sta enakovredna reducenta ogljik in krom. Potekajo torej naslednje reakcije: (C) + (0) = C0 3 (Cr) -f 4 (O) = (Cr304) 2 (C) + (Si02) = (Si) + 2 CO 3 (Cr) -f 2 (Si02) = 2 (Si) + (Cr304) Ob istočasni oksidaciji ogljika in kroma poteka redukcija silicija iz žlindre. Pogoj za redukcijo Si je seveda dovolj visoka temperatura taline, kar vidimo tudi s slike 2. Po koncu vakuumske oksidacije talino še vakuumi-ramo ob povečanem vpihovanju argona. Pri tem se talina ohlaja. Žilavenje poteka z lastnim kisikom. Nižji ogljik pomeni tudi nižjo vsebnost Si, t. j., redukcijo silicija sedaj zopet nadomesti njegova oksidacija, ki tudi poteka z lastnim kisikom. Obseg te oksidacije je večji pri nižji temperaturi. Talina pri npr. 0,02 % C vsebuje ob ravnotežju Si/C manj kot 0,05 % Si, kot to kaže slika 2. To seveda velja le za primer, daje aktivnost Si02 enaka 0,03, t. j. zelo nizka. Ob večji aktivnosti SiO: v žlindri (običajno je takrat 0,10—0,12) talina ob koncu oksidacije vsebuje ca. 0,08 % Si. Na končno vrednost Si v tej fazi poleg temperature najbolj vpliva aktivnost Si02. 1.3 Vpliv aktivnosti Si02 Vpliv aktivnosti Si02 na ravnotežje Si/C med vakuumiranjem brez pihanja kisika, t. j. ob koncu VOD obdelave kaže slika 3. To zadnjo fazo oksidacije ogljika, ki poteka s kisikom, ki je raztopljen v talini, označujejo kot VCD proces (Vacuum Carbon Deoxidation). Dejansko gre torej za dezoksidacijo z ogljikom, kar omogoča intenzivno vakuumiranje. Ta faza je zelo pomembna za čistočo izdelanega jekla, saj s tem lahko bistveno 070 Slika 2 Vpliv temperature na ravnotežje Si/C ob koncu vakuumske oksidacije za temperature 1650, 1700 in 1750°C Fig. 2 Influence of temperature on the Si/C equilibrium at the end of vaccum refining for the temperatures 1650, 1700, and 1750'C. Vakuumsko oksidacijo v VOD končamo običajno pri 1700 "C in ca. 0,07 % C. Kot vidimo s slike 2, izoter-ma ravnotežja Si/C pri 1700°C kaže, da bi pri 0,07 % C morali imeti 0,24 % Si. Ker ga toliko nismo imeli v začetku vakuumske oksidacije (maks. 0,20 % Si), ga torej ne moremo imeti toliko, kolikor to ustreza ravnotežju Si/C. To pomeni, da minimalno vsebnost Si v talini dosežemo ravno v trenutku, ko se dvojno ravnotežje Si/C 0,07 0,06 0,05 0,04 u 5? 0,03 0,02 0,01 0,0 a Si0r0.03 / 1 / T=1700°C, 16 % 1 Cr pco=8kPa ,8'/.IN il / aSiOi-0, J / j I / / 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 % /S/7-- Slika 3 Vpliv aktivnosti S1O2 na ravnotežje med Si in C med vakuumsko dezoksidacijo z ogljikom (VCD) Fig. 3 Influence of the S1O2 activity on the Si/C equilibrium during the vacuum deoxidation by carbon (VCD). zmanjšamo vsebnost kisika v talini in vsebnost oksidnih vključkov. Vakuumska dezoksidacija namreč ne zapušča nobenih oksidnih vključkov, za razliko od precipita-cijske dezoksidacije z dodajanjem dezoksidantov, kot so Al in Si. V novejšem času je za celo vrsto visokokva-litetnih jekel za najbolj zahtevne namene (letalska, raketna in jedrska tehnika) precipitacijska dezoksidacija celo izrecno prepovedana in naročniki zahtevajo le jeklo, ki je vakuumsko dezoksidirano z lastnim ogljikom, t. im. VCD jeklo. 2. TERMODINAMIČNO RAVNOTEŽJE SILICIJ - KROM V EOP Termodinamično ravnotežje med silicijem in kromom v talini se v EOP vzpostavlja le v primeru nepravilno sestavljenega vložka. Pri pravilni sestavi vložka pihanje kisika lahko začnemo takoj po raztalitvi. V tem primeru najprej oksidira silicij, ki zaradi svoje nadkriti-čne vsebnosti ščiti ogljik in krom pred oksidacijo. Ko je dosežena kritična koncentracija silicija, t. j. tista, ki je v ravnotežju z ogljikom v talini, selektivno oksidacijo silicija nadomesti istočasna oksidacija silicija in ogljika. V nadaljevanju oksidacije končno dosežemo trojno ravnotežje, silicij — ogljik — krom, ko se začne oksidacija kroma. Pravilno sestavljen vložek kaže npr. naslednja analiza vzorca taline po raztalitvi (t. im. prvi preizkušanec): 0,45 % C, 11,3 % Cr in 0,30 % Si. V primeru nepravilno sestavljenega vložka, t. j., ko je vsebnost ogljika podkritična, tako da ne ščiti kroma pred oksidacijo, pa se ravnotežje Si/Cr vzpostavi prej kot ravnotežje Si/C. Tak primer bi imeli npr. pri 0,25 % C v zgornji talini. To pomeni, da po raztalitvi ne smemo začeti s pihanjem kisika, temveč bi z dodatnim ogrevanjem morali ustvariti najprej ravnotežje C/Cr in šele nato začeti z oksidacijo. Če tega ne storimo, najprej seveda oksidira Si, nato dosežemo ravnotežje Si/Cr in začne oksidirati krom, šele potem začne žilavenje, t. j. oksidacija ogljika, ko dosežemo trojno ravnotežje Si/ Cr/C. co ■s? 0,12 0,10 0,08 0,06 0,0 i 0,02 0.0. 1 i T = 1550 °C 8 % /Nil 0% s C s 0.4% °S,02'0-10 aCnO*0'10 0,1 "/•ICjs 0, 40%ta. 11 12 13 14 8 9 10 % ICrl -► Slika 4 Vpliv ogljika na ravnotežje Si/Cr v EOP Fig. 4 Influence of carbon on the Si/Cr equilibrium in the are furnace 2.1 Vpliv ogljika Slika 4 kaže ravnotežje med silicijem in kromom ob raztalitvi vložka v EOP, t. j. pri temperaturi 1550°C za dve vsebnosti ogljika v talini. Vidimo, da je ravnotežna vsebnost silicija manjša pri večji vsebnosti ogljika. Kot vidimo, krivulji za 0 % C in 0,4 % C nista vzporedni, t. j. vpliv ogljika raste z rastočo vsebnostjo kroma. 2.2 Vpliv temperature pri 0,4 % C Temperatura vpliva na ravnotežje med silicijem in kromom na enak način kot na ravnotežje med silicijem in ogljikom. V obeh primerih namreč narašča ravnotežna vsebnost silicija s porastom temperature taline. Vpliv temperature na ravnotežje Si/Cr v talini, ki vsebuje 0,40 % C, nam kaže slika 5. 0,12 0,10 0,08 0,06 0,04 0,02 i C = 0.4 % "s^O.IO 7 i "50 S T € 1850 8 % /Nil °c °Cr3C -0,10 S 50 °C 161 1751 \ ~>0°C 1°C 15 5 N 0°C 7 8 9 10 11 12 13 14 % /CrI-► Slika 5 Vpliv temperature na ravnotežje Si/Cr v EOP pri 0,40 % C Fig. 5 Influence of temperature on the Si/Cr equilibrium in the are furnace at 0.40 % C. Diagram na sliki 5 nam med drugim pomaga, da določimo, kako se bo spreminjala vsebnost silicija med oksidacijo v EOP. Vzemimo primer taline, ki ima neposredno po raztalitvi, t. j. pri 1550 "C 0,40 % C in 12 % Cr. Kot vidimo s slike, bi morala ta talina imeti 0,04 % Si. Seveda je po raztalitvi vsebnost Si običajno dosti večja, kar pomeni, da bo potekala najprej oksidacija silicija. Namesto do 0,04 % Si, bo selektivna oksidacija Si potekala zaradi rastoče temperature le do 0,05 % Si s predpostavko, da je medtem temperatura taline dosegla 1650°C. Takrat se začne oksidacija kroma, zaradi česar temperatura še bolj narašča. Če vzamemo, da ima talina pri 1850°C še 9 % Cr. Vsebnost silicija bi bila 0,04 %, če bi talina vsebovala začetnih 0,40 % C, kar seveda ni mogoče in je vsebnost ogljika v tem trenutku približno 0,10% oz. nekaj pod 0,10%. Ker nižji ogljik pomeni v tem primeru višji silicij, bo vsebnost Si, ki je v ravnotežju z 9 % Cr pri 1850°C višja, kot kaže slika 5, ki velja le za taline z 0,40 % C. Zato si moramo pomagati s sliko 6, ki se nanaša na taline, ki praktično nimajo ogljika. C = O % - °Si02 = aCr3Oi = 1550 s f S 1850 "C 8% Ni 1850°C 1750 °C % ICrl -— Slika 7 Vpliv aktivnosti SiC>2 na ravnotežje Si/Cr v zadnji fazi oksidacije v EOP pri 1850 "C Fig. 7 Influence of the SiOj activity on the Si/Cr equilibriunt in the last stage of refining in the are furnace at 1850 "C. 2.3 Vpliv temperature pri 0,0 % C V zadnji fazi oksidacije v EOP v vsakem primeru pada vsebnost kroma in ogljika. Pri tem narašča temperatura taline. Porast temperature in padec vsebnosti ogljika premikata ravnotežje Si/Cr proti višji vsebnosti silicija. S slike 6 tako vidimo, da mora prej obravnavani primer taline z 9 % Cr pri 1850°C pri talinah brez oglji- ka vsebovati 0,06 % Si. Na sliki 5 pa smo videli, da mora ista talina v istih pogojih, toda pri 0,40 % C imeti 0,04 % Si. Ker bo vsebnost ogljika zagotovo med 0,10 in 0,0 %, je jasno, da mora biti vsebnost Si med 0,05 in 0,06 %. Med ohlajanjem taline Si znova oksidira, ker v tem smislu vpliva temperatura na ravnotežje Si/Cr. To pomeni, da ob vsakem dodajanju različnih dodatkov (ferokrom, lastni odpadki, apno, Ni oz. FeNi) ter ob prenehanju pihanja nastane padec temperature taline, kar potisne ravnotežje med silicijem in kromom na nižjo vsebnost silicija. 2.4 Vpliv aktivnosti Si02 Kvalitativni vpliv aktivnosti SiOi v žlindri na ravnotežje med silicijem in kromom v talini je dobro znan. Iz termodinamičnih osnov namreč vemo, daje vsebnost silicija v talini premo sorazmerna aktivnosti Si02 v žlindri. To pomeni, da je vsebnost Si v talini večja pri večji aktivnosti Si02. Seveda nam ta kvalitativna ugotovitev ne zadošča. Vprašanje je torej, koliko je večja ravnotežna vsebnost Si, če je aktivnost Si02 namesto 0,05 n. pr. 0,10. In seveda, koliko je sploh pri asio, = 0,05. Odgovor na to in podobna vprašanja dobimo na sliki 7, ki kaže vpliv aktivnosti SiČ2 v žlindri na vsebnost Si, ki je v ravnotežju s kromom v talini brez ogljika, z 8% Ni ter pri temperaturi 1850°C, t.j. v pogojih, ki ustrezajo zadnji fazi oksidacije v EOP pri klasičnem postopku izdelave nerjavnega jekla. 2.5 Vpliv temperature, niklja in aktivnosti Si02 Čeprav je analiza vpliva posameznih dejavnikov na ravnotežje Si/Cr brez dvoma zelo koristna in jasna, vendar temu načinu predstavitve termodinamičnih ravnotežnih stanj lahko očitamo, da je bolj prirejen za učne namene in manj kot pomoč in napotek k praktičnemu delu. V praksi imamo namreč vedno kombiniran Temperatura v °C Slika 8 Vpliv temperature, niklja in aktivnosti S1O2 na ravnotežje Si/Cr v talinah z 12 % Cr in 0,40 % C Fig. 8 Influence of temperature, nickel, and Si02 activity on the Si/Cr equilibrium in the melts with 12 % Cr and 0.40 % C. 1550 °C 0 1 7 8 9 10 11 12 13 14 % ICrl -Slika 6 Vpliv temperature na ravnotežje Si/Cr v EOP pri 0,0 % C Fig. 6 Influence of temperature on the Si/Cr equilibrium in the are furnace at 0.0 % C. 1650 °C vpliv večjega števila vplivnih dejavnikov. Tako v našem primeru analize ravnotežja mes silicijem in kromom oksidacijo silicija spremlja porast temperature in aktivnosti Si02. Pozneje, kot se začne še oksidacija ogljika in kroma, zaradi tega temperatura taline še hitreje narašča, se močno spreminja sestava taline, itn., kar vse vpliva na omenjeno ravnotežje. Sinteza vseh teh vplivov je v večini primerov nemogoča v grafični t. j. v dvodimen-ziolani obliki. Le izjemno je v nekaterih specifičnih primerih možno grafično predstaviti kombiniran vpliv večjega števila vplivnih dejavnikov, kot n. pr. na sliki 8, ki nam omogoča vpogled v kombiniran vpliv temperature, niklja in asi02- Tako na sliki 8 vidimo, da nikelj v talini potisne ravnotežje med silicijem in 12 % Cr proti nižji vsebnosti silicija. Dodatno lahko ugotovimo, da je vpliv temperatu- re manjši pri nižji aktivnosti Si02. Prav tako vidimo, da enako velja za vpliv Ni, ki je toliko večji, kolikor je večja aktivnost Si02. Vse te dodatne informacije sploh ne bi mogli dobiti iz diagrama, ki bi kazal odvisnost ravnotežja Si/Cr od enega vplivnega dejavnika. Za jeklarja praktika so torej veliko boljši diagrami, ki namesto izoliranega vpliva enega dejavnika kažejo sintezo oz. kombiniran vpliv večjega števila vplivnih dejavnikov, kot je primer na sliki 8. Zal, to ni vedno mogoče. Tukaj nam pride na pomoč računalnik. Izdelani računalniški programi nam namreč omogočajo, da v vsakem konkretnem primeru dobimo skoraj trenutno odgovor na vsako smiselno vprašanje. Diagram na sliki 8 je le vzorec, ki naj nazorno pokaže le majhen del rezultatov računalniške obdelave termodinamične analize ravnotežja Si/C in Si/Cr. Im zweiten Teil wird das thermodynamische Gleichge-wicht zwischen Silizium und Kohlenstoff in einer Eisenhalti-gen Schmelze behandelt, die fiir die Herstellung von nichtro-stenden Stahlen nach dem Dupleks Verfahren LBO — VOD bestimmt ist und zwar wahrend der VOD Behandlung, und das thermodynamische Gleichgevvicht zvvischen Silizium und Chrom im Lichtbogenofen. Die Rechnerauswertung des Ther-modynamischen Gleichgewichtes zwischen Silizium und Kohlenstoff bzw. zvvischen Silizium und Chrom in der Schmelze ermoglicht die Bestimmung und die Analyse des Einflusses der Temperatur des CO Partialdruckes der Zusammensetzung der Schmelze und der Schlacke bzw. der Si02 Aktivitat in der Schlacke auf den Gleichgewichtsgehalt von Si, welcher in der Frischperiode der Erzeugung von nichtrostendem Stahl aufge-stellt wird. Diagramme sind ausgearbeitet vvorden welche die Einfliisse der einzelnen Einflussparameter auf den Gleichge-wichtszustand Si/C in der VOD Anlage und Si/Cr im Lichtbogenofen darstellen. The second part of the paper treats the thermodynamic eq-uilibrium betvveen silicon and carbon in the iron melt destinat-ed for the manufacturing stainless steel in the duplex are fur-nce — VOD process during the VOD treatment, and the ther-modynamic equilibrium between silicon and chromium in the EAF treatment. The computer calculation of the thermody-namic equilibrium between silicon and carbon, and silicon and chromium respectively in the melt enables the determina- tion and the analysis of the influence of temperature, CO par-tial pressure, melt composition, and the compositipn of slag or the SIO, activity in the slag on the equilibrium silicion content which is obtained during the refining stage in manufacturing stainless steel. Diagrams were constructed which represent the influences of single influential parametrs on the Si/C equi-librium state in VOD, and Si/Cr state in EAF. 3AKJ1IOHEHHE BTopaa nacTb 3Toro HccjieaoBaHHH paccMaTpuBaeT xep-MonHHaMHHecKoe paBHOBecHe memay KpeMHHeM h yr.nepo.aoM b pacnjiaBe 5Kejie3a, npejHa3HaHeHHoro nnn mroTOBneHHH He-pjKaBerouieH CTajiH aynjieKCHbiM cnoco6oM: ayroBaH sjieicrpo-neib — ycTp0HCTB0 anst OKHCJieHHH b BaicyyMe. Bo Bpevia 06-pa60TKH b BaKyyMHOM ycTpoiicTBe onpeiieJiJUTH TepMoaHHa-MHnecKoe paBHOBecHe \ie>Kny KpeMHHeM h xp0M0M b ayroBofi 3JieKTpone4H. BbinojiHeHHbie, npn noMoinu BbiHHCJiHTejibHOH MauiHHbl, TepMOJIHHaMHHeCKHe paBHOBeCH!) MOKHy KpeMHHeM h yrjiepoaoM, oth. me«ay kpemhhem h xpomom b pacnjiaBe ZiaHJT BOCMO>KHOCTb OnpefleJTHTb H np0aHaj!H3Hp0BaTb bj1h-HHHe TeMnepaTypw, napunajibHoro naBJieHHH CO, cocTaBa pacnjiaBa h rnjiaKa, oth. ot 3kthbhocth Si02 b mjiaKe, ha paB-hobeche coaepjkahhe Si, kotopoe yctahabhhbaetch b tenehhh OKHCJIHTejIbHOH (J)a3bl H3rOTOBJieHHJI Hep«aBeiOUieH CTajiH. npHBeaeHbi aHarpa.MMbi, kotopbie noka3bibaiot bjih»hhh ot-nejibHbix cymecTBeHHbix napaMeTpoB Ha nojioaceHHe paBHO-bechh Si/C b yctpohctbe ajia okhcjichhh b bakyyme h Si/Cr b iiyr0B0H 3JieKTponeHM. Izkušnje Železarne Ravne na področju tehnologije, kontrole kakovosti in raziskav v EPŽ proizvodnji DK: 669.187.3 :669-154.9 ASM/SLA: D 8p, D 8n Švajger Milan, Jakob Lamut Uvod V desetih letih proizvodnje EPŽ jekla v Železarni Ravne smo si nabrali bogate izkušnje v tehnologiji priprave elektrod, pretaljevanja in predelave EPŽ ingotov, kot tudi na področju kontrole procesa in izdelkov. Specializacija v proizvodnjo hladnih valjev je narekovala potrebe po večjih EPŽ ingotih, in s tem novo EPŽ napravo. Tehnologija pretaljevanja na novi peči, kjer pretaljujemo ingote do dolžine 6 m, je s stališča kvalitete in kontrole bistveno zahtevnejša in bo del te problematike v nadaljevanju tudi opisan. 1. Vodenje električnih parametrov med pretaljevanjem dolgih ingotov Pretaljevanje dolgih EPŽ ingotov do dolžine 6 m obvezno zahteva med pretaljevanjem menjavo elektrod, ker je končna teža ingota tudi do 10-krat večja od teže elektrode. Vpliv menjave elektrode med procesom je na peči firme INTECO odlično rešen z avtomatiko, in če je menjava pravilno izvedena, na kvaliteto ingota nima vpliva. Pod terminom »pravilna menjava elektrode« razumemo čim krajši čas menjave in vodenje električnih parametrov pred menjavo po njej, tako da anuliramo vpliv prekinitve dovoda električne moči v žlindrino kopel na pogoje strjevanja. To dosežemo tako, da z regulacijo dovoda moči pred menjavo nekoliko zvišamo temperaturo žlindrine kopeli, po menjavi pa zvišamo dovod moči za toliko, da kompenziramo večje ohmske in induktivne izgube, ki nastopijo z novo, daljšo elektrodo. Nadoknaditi moramo tudi toplotne izgube, ki so nastale v času prekinitve dovoda električne moči in potopitve nove hladne elektrode v žlindrino kopel. Toplotne izgube med menjavo zmanjšamo s čim krajšim časom prekinitve dovoda moči. Termošok, ki ga povzroči v žlindrini kopeli nova elektroda, zmanjšamo s predgretjem elektrode na določeno temperaturo, ki je odvisna od nagnjenosti jekla k škajenju in znaša od 600—800 °C. Ohmska in induktivna upornost se spreminjata z dolžino ingota in elektrode ter sta značilni karakteristiki posamezne peči. Med pretaljevanjem dolgih ingotov z menjavo elektrod se ohmska in induktivna upornost spreminjata nepovezano in dobimo značilen žagasti diagram (slika 1), kjer zob predstavlja spremembo upornosti znotraj pretaljevanja ene elektrode, ukrivljenost žage pa predstavlja povečanje upornosti zaradi naraščanja dolžine ingota. Takšno dinamično spreminjanje upornosti, in s tem izgub zahteva stalno spreminjanje električne moči transformatorja, če želimo imeti konstantno dovedeno moč v žlindrino kopel, in s tem enakomerno kristalizacijo po celi dolžini ingota. To nalogo smo prepustili procesnemu računalniku PDP 11/23, ki na osnovi tehnoloških enačb in znanih sprememb upornosti sproti izračunava potrebno moč, 3,0 2.5 2.0■ c? 7,5 £ of 10 INTECO EPŽ PEČ Elektroda t560- 590mm, L 2200mm Kristalizator t 850 mm . Taliln, tok . 19 -13 K A Napetost. 65-821/ I >2? .___' Jc-i I /1 / j !/ ! 0.5- l.elektroda I 2elektr 1 ielektr ' ielektr \ 5elektr\6elektr[ i , i , i , j j_l i 2 3 4 5 6 Dolžina ingota L [mj Slika 1 Ohmska in induktivna upornost EPŽ peči firme INTECO v odvisnosti od dolžine ingota Fig. 1 Ohmic resistance and inductive reastance of the INTECO ESR furnace depending on the ingot length napetost in tok. Za izračun omenjenih parametrov pa je pogoj, da sta sestava žlindre in temperatura med celotnim procesom pretaljevanja konstantni, sicer moramo upoštevati spremembo specifične ohmske upornosti žlindre. Kot bomo pozneje videli, se sestava žlindre med pretaljevanjem močno spreminja, s tem pa tudi specifična upornost. Naraščanje upornosti žlindrine kopeli povzroči ob enakem talilnem toku vedno globlje potopljeno elektrodo, kar neugodno vpliva na kvaliteto in površino ingota. Idealna potopitev elektrode v žlindrino kopel je 10—20 mm. Globlje ko bo elektroda potopljena, manjša bodo nihanja talilnega toka in obratno. Pri premajhni potopitvi so nihanja velika in periodično se pojavlja električni oblok. Regulacija potopitve elektrode dopušča samo tista nihanja talilnega toka, ki smo jih izbrali za določeno kombinacijo kristalizatorja in elektrode (slika 2). Sprememba sestave žlindre oziroma upornosti žlindrine kopeli med procesom povzroči »zabijanje« elektrode oziroma manjše nihanje talilnega toka. V tem primeru regulacija potopitve aktivira motor potenciometra in samodejno nastavi ustrezni talilni tok. S tem je zagotovljena konstantna potopitev elektrode v žlindrino ko- 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 Globina potopitve elektrode v mm Slika 2 Vpliv nihanja talilnega toka na globino potopitve elektrode Fig. 2 Influence of the oscillation of melting current on the dipping depth of the electrode pel. Konstantno talilno hitrost oziroma dovod električne moči reguliramo sedaj samo z napetostjo. Torej računalnik določi potrebno moč, tok in napetost le na začetku, pozneje pa na osnovi spremembe teže elektrode v časovni enoti kontrolira odstopanje talilne hitrosti od predpisane in izračuna ustrezno novo napetost. S pomočjo avtomatike in računalnika lahko torej vodimo električne parametre med pretaljevanjem poljubno dolgih ingotov, vendar je dolžina ingota omejena s spremembo sestave oziroma lastnostmi žlindre med pretaljevanjem. 2. Sprememba sestave žlindre in jekla med pretaljevanjem dolgih ingotov Na osnovi znanih oksiredukcijskih reakcij, ki potekajo med pretaljevanjem pod kemično reaktivno žlindro, nastopi odgor oziroma prigor nekaterih elementov. Posledica tega je, da sestava ingota po višini ni enaka in da elementi, ki odgorevajo, preidejo v žlindro in vplivajo na njeno sestavo. Ker je količina žlindre določena na osnovi optimalne porabe električne energije, znaša njena teža proti teži 6 m dolgega ingota od 0,6—1,0 %, odvisno od formata kristalizatorja. Takšna količina žlindre omogoča ugodno pretaljevanje ingota do dolžine okoli 3 m, za pretaljevanje daljših ingotov pa njena sestava in lastnosti ne zagotavljajo pogojev za želeno sestavo, in s tem kvaliteto ingota v zgornjem delu. Torej pretaljevanje 6 m dolgih ingotov zahteva popravo sestave žlindre med pretaljevanjem, kar prav tako želimo voditi s procesnim računalnikom. Za izdelavo potrebnih algoritmov potrebujemo sliko dejanskega stanja sprememb sestave žlindre med pretaljevanjem 6 m dolgega ingota in njen vpliv na kvaliteto jekla. V ta namen smo pretalili serijo 6 m dolgih ingotov 0 1000 mm iz Cr-Mi-Mo jekla za poboljšanje brez poprave žlindre med pretaljevanjem. Začetna teža žlindre je znašala 0,85 % teže ingota in je imela sestavo, ki jo v diagramu na sliki 3 odčitamo na ordinati. Žlindro smo dezoksidirali z aluminijevimi gra-nulami, tako da je znašala poprečna vsebnost topnega aluminija pri nogi 0,023 % in pri glavi 0,017 %. Z višjo stopnjo dezoksidacije žlindrine kopeli bi ublažili naraščanje vsebnosti Si02, vendar bi dobili tudi višje vsebnosti aluminija v jeklu. Ob povprečnem odgoru silicija za 0,10% odgori okrog 35 kg Si/taline oziroma v žlindrino kopel dobimo 75 kg Si02, kar popolnoma ustreza kemični sestavi ob koncu pretaljevanja. Prirastek Si02 in dodatek aluminijevih granul se kompenzira z izparevanjem fluorita in odlaganjem žlindre na površini ingota, tako da se teža žlindre praktično ne spremeni. Odgor Si pri nogi je za več kot 30 % večji kot pri glavi ingota, kar je posledica nižje vsebnosti Si02 v žlindrini kopeli. Močno naraščanje vsebnosti Si02 z dolžino ingota in istočasno zniževanje vsebnosti CaF2 povzroči zvišanje tališča, viskoznosti in specifične ohmske upornosti žlindre. Zvišanje tališča in viskoznosti žlindre negativno vpliva v fazi zaključevanja ingota, ko dovod električne moči postopoma zmanjšujemo in temperatura kovinske in žlindrine kopeli pada. Pri jeklih z nizkim tališčem se žlindra prva strdi, tekoče jeklo jo zalije in dobimo v glavi ingota grobe makro vključke. Za uspešno zaključevanje ingota Knstalizator 11000 mm Izhodna ilrndra CAF3 Talilna hitrost 900 kg/h Jeklo Cr-Ni - Mo 40 35 ---- 12 3 4 5 6 Dolžina ingota L v m Slika 3 Sprememba sestave in bazičnosti žlindre med pretaljevanjem 6 m dolgih EPŽ ingotov Fig. 3 Variation in the composition and the basicity of slag during remelting 6 m long ESR ingots brez makro vključkov in lunkerja v glavi ingota naj bo tališče žlindre vsaj 100°C nižje od tališča jekla. Zvišanje specifične ohmske upornosti pomeni, da ingot 0 1000 mm in dolžine 6 m začnemo pretaljevati s tokom okrog 18 kA, pred fazo zaključevanja pa za enako talilno hitrost zadošča tok okrog 13 kA. Seveda z naraščanjem vsebnosti Si02 pada bazičnost žlindre od začetnega razmerja Ca0/Si02 ~ 18 pri nogi ingota do ~ 1 pri glavi 6 m dolgega ingota (slika 3). Zniževanje bazičnosti žlindre ima za posledico zaviranje določenih metalurških reakcij oziroma spremembo vsebnosti nekaterih elementov po višini ingota. Stopnja razžveplanja konstantno pada od okrog 85 % pri nogi do pod 5 °/o pri glavi ingota. Posledica tega je, da vsebnost S v ingotu z dolžino narašča in doseže pri glavi ingota, kjer praktično ne moremo več govoriti o razžveplanju, tudi do 10 x večjo vsebnost kot pri nogi (slika 4). Bazičnost žlindre ima velik vpliv na vsebnost kisika v pretaljenem ingotu. Pri nogi ingota, ko je bazičnost velika, vsebnost kisika običajno ne presega 10 ppm, pri glavi ingota pa je njegova vsebnost tudi do 4 x višja (slika 5). Ob povprečni vsebnosti vodika v elektrodi 2 ppm smo ga izmerili pri nogi 3—4 ppm, pri glavi 6 m dolgega ingota pa 2—3 ppm. Izkušnje so nas naučile, da so vsebnosti vodika pri tem jeklu do 4 ppm v odkovkih manjših dimenzij le redko povzročile izmeček zaradi kosmičev, da pa enake vsebnosti pri odkovkih, kjer smo uporabili kot vložek ingot 0 1000 mm, obvezno povzročijo grobe, nepopravljive kosmiče. Vakuumiranje elektrod za EPŽ ingote velikih premerov je neizogibno po- Knstahzator 11000 mm Elek troda »S SO mm Žlindra CAF3 Talilna hitrost 900 kg/h Jeklo Cr-Ni-Mo (A240 e ^220 ^200 $180 g 160 O. $140 E 120 e §: Ž 0 1 2 3 4 5 6 Dolžina ingota L v m Slika 4 Vsebnost žvepla in razlika vsebnosti žvepla med elektrodo in ingotom, v odvisnosti od dolžine ingota Fig. 4 Sulphur content, and the difference in the sulphur content be-tween the electrode and the ingot, depending on the ingot length trebno, dodatno pa moramo za jekla, občutljiva na kosmiče, uporabiti tehnologijo pretaljevanja pod zaščitno atmosfero. Na osnovi dobljenih rezultatov enoletnega obratovanja nove EPŽ peči lahko zaključimo, da je osnovna tehnologija pretaljevanja dolgih ingotov osvojena. Pretaljevanje najdaljših ingotov brez obnavljanja sestave žlindre med pretaljevanjem je nezaželeno, pri večini jekel, ki jih pretaljujemo, pa nemogoče. 3. Ukrepi za zmanjšanje razlik v sestavi med nogo in glavo ingota Med pretaljevanjem elektrod enake kemične sestave smo videli, da se sestava žlindre med pretaljevanjem močno spreminja, kar je posledica odgora nekaterih elementov, predvsem silicija. Kontinuirno spreminjanje sestave žlindre povzroči stalno menjanje pogojev pretaljevanja, bazičnost žlindre, odgora in prigora nekaterih elementov itd. Če želimo, da bo sestava ingota po višini konstantna, moramo poskrbeti, da se sestava žlindre med celotnim časom pretaljevanja ne bo spremenila. To pa je med pretaljevanjem pod zračno atmosfero brez dodatnih ukrepov nemogoče. Kontinuirno popravljanje sestave žlindre med pretaljevanjem je omejeno, ker vsak večji poseg v proces predstavlja prekinitev, teh pa naj bo čim manj in naj bodo kratkotrajne. Razvili smo tri variante za popravo žlindre med pretaljevanjem, ki 1 2 3 4 5678910 15 20 Bazičnost žlindre b= —— SiOp Slika 5 Vsebnost celotnega kisika v jeklu v odvisnosti od bazičnosti žlindre Fig. 5 Content of total oxygen in steel depending on the slag basicitv -1-1-1-1-1—i—i. i i i Cr - Nt-Mo jeklo za poboljsanje Kristalizator 01000 mm 1 1 1 1 Elektroda t 550 mm Žlindra : CAF 3 N--10 -t———------ P>99,5°/. R 2 --0,76 _________ i 196 S -12,5 50- se med seboj razlikujejo po namenu in stopnji poseganja v proces. Varianta I je najenostavnejša in ne zahteva prekinitve procesa pretaljevanja. Uporabljamo jo v primerih, ko pretaljujemo ingote, nekoliko krajše od 6 m. Priporočljiva je za pretaljevanje jekel z vsebnostjo ogljika do 0,25 %, silicija blizu zgornje analizne meje, vsebnost žvepla naj bo že v elektrodi dovolj nizka. Med pretaljevanjem dodajamo v žlindrino kopel le CaF2, in to na vsake 0,5 m dolžine ingota v količini, ki nam zagotavlja med celotnim časom pretaljevanja njegovo vsebnost okrog 31 %. Na sliki 6 imamo prikazan primer za ingot, 0 1000 mm in dolžine 6 m. Prekinjene linije kažejo potek sestave brez dodajanja CaF2, polne linije pa za dodajanje CaF2. Zaradi dodajanja CaF2 se vsebnosti ostalih komponent nekoliko znižajo. Ob koncu pretaljevanja bo vsebnost Si02 v povprečju 3 % nižja, naraste pa teža žlindre na okrog 380 kg oziroma višina žlindrine kopeli od 17,7 na 22 cm. Posledica tega je večja poraba 66 68 69 7,1 72 7,4 7.5 7.7 79 6,1 82 CaF-j v kg 0 0.5 1 1.5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5 6 -— Dolžina ingota v m Slika 6 Potek sprememb sestave in količine žlindre z dodajanjem CaF2 med pretaljevanjem ingota 0 1000 mm Fig. 6 Variations of the composition and the amount of slag by adding CaF2 during remelting a 0 1000 mm ingot električne energije v povprečju za 6 %. Konstantna vsebnost CaF2 daje žlindri med celotnim časom pretaljevanja zadosti nizko viskoznost in tališče, tako daje zmanjšana nevarnost predora in grobih makrovključkov v glavi ingota. Poraba žlindre je 8,6 kg/t in CaF2 2,3 kg/t. Varianta II se razlikuje od variante I po tem, da poleg dodajanja CaF2 v zgornjem delu ingota še del stare žlindre postopoma zamenjujemo z novo. Količina žlindre je enaka kot pri varianti I, vsebnost Si02 v žlindri pa praktično ne preseže vrednosti 16%. Poleg ugodne viskoznosti in tališča žlindre dosežemo s to varianto potrebno razžve-planje pri glavi ingota. Bazičnost žlindre znaša na začetku pretaljevanja okrog 18, proti koncu pa okrog 2. Poraba žlindre se poveča za 4,3 kg/t. Potek sestave in bazičnosti žlindre je prikazan na sliki 7. CaF2 v kg 6,6 6,8 6,9 7,1 7,2 7.4 7,5 7,7 7,9 8.1 8,9 27 40 41 42 t 14--1— ' ' ' ' ' t ♦ • • cTP--L-^ZL žlindra CAF3 v kg 0.5 1 2 2,5 3 3.5 4 4,5 5 — Dolžina ingota v m Slika 7 Potek sprememb sestave in bazičnosti žlindre z dodajanjem CaF2 in delno zamenjavo stare žlindre z novo med pretaljevanjem ingota 0 1000 mm Fig. 7 Variations of the composition and the amount of slag by adding CaFj and partial substitution of old slag by the new one during remelting a 0 1000 mm ingot Varianta III je nastala na osnovi dejstva, da praktično vsak EPŽ ingot pretaljujemo pod visoko bazično žlindro le na začetku, pozneje pa bazičnost hitro pade in se asimptoti-čno približuje vrednosti.1. Zato smo varianto II izpo- polnili in že na začetku novi žlindri dodali del povratne. Prednosti so naslednje: — zmanjša se poraba žlindre v kg/t jekla, in s tem poceni proizvodnja, — povratna žlindra iz procesa vsebuje manj plinov, in s tem je navzem vodika pri nogi ingota manjši, — zaradi višje vsebnosti Si02 je specifična ohmska upornost žlindre večja, kar zahteva za enako moč nižje tokove, ki so na štartu pretaljevanja zaželeni, — odgor Si pri nogi je manjši in razlike v vsebnosti po višini ingota manjše. Za sestavo mešanice nove in povratne žlindre uporabimo sestave iz naslednje tabele: Komponente Sestava žlindre v ut. % nova stara CaO 30 28 ai2o3 34 32 CaFi 32 30 SiO, 2 16-23 Fe,03 + FeO + MnO l 3 b = Ca0/Si02 15 1,2-1,7 Različna razmerja nove in povratne žlindre nam dajo žlindre naslednjih sestav: Komponente 90/10 80/20 Razmeija nova/povratna 70/30 60/40 50/50 40/60 CaO 29,8 29,6 29,4 29,2 29,0 28,8 AIA 33,8 33,6 33,4 33,2 33,0 32,8 CaF2 31,8 31,6 31,4 31,2 31,0 30,8 Si02 3,4-4,1 4,8-6,2 6,2-8,3 7,6-10,4 9,0-12,5 10,4-14,6 Fe205 + FeO- 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 + Mn0 7,3-8,8 4,8-6,2 3,5-4,7 2,8-3,8 2,3-3,2 2,0-2,8 b = CaO/SiO; Seveda delo s takšno žlindro zahteva popravo sestave zaradi naraščanja vsebnosti Si02 že v spodnjem delu ingota. Primer uporabe žlindre, sestavljene iz 60 % nove in 40 % povratne, kaže slika 8, kjer je prikazan potek vsebnosti posameznih komponent, bazičnosti in dodatkov CaF2 ter nove žlindre. CaF2 dodajamo med celotnim časom pretaljevanja na vsakih 0,5 m, del stare žlindre pa začnemo zamenjevati z novo na višini ingota 2 m in ponovimo pri 3, 4 in 5 m. Torej del stare žlindre zamenjamo z novo štirikrat v skupni teži 290 kg. Če upoštevamo, da smo na celo šaržo dodali še 82 kg CaF2, je skupna poraba nove žlindre 13 kg/t jekla in CaF2 2,3 kg/t jekla. Enako porabo imamo pri varianti II, vendar je ta ugodnejša s stališča kvalitete jekla in praktične izvedbe, ker odvzem stare in dodatek nove žlindre časovno spovpadata z menjavo elektrode. Bazičnost žlindre se med pretaljevanjem le malo spreminja. Poleg stalnega spreminjanja sestave žlindre in s tem pogojev pretaljevanja vpliva na sestavo ingota še različna sestava elektrod. Pretaljevanje elektrod različnih matičnih šarž in izrabljenih starih valjev v en EPŽ ingot je mogoče le tedaj, kadar se v sestavi ne razlikujejo več, kot je to s predpisom dovoljeno. Ker predpisi dovoljujejo minimalna odstopanja, v večini primerov tega pogoja ne izpolnjujemo. V tem primeru uporabimo tehnologijo do-legiranja pri EPŽ procesu, kar je bilo podrobneje opisano v 1. številki Že Zb 18 (1984). CaF2 v kg Dolžina ingota v m Slika 8 Potek' sestave in bazičnosti žlindre z dodajanjem CaF2, dodatkom 40 % stare žlindre na začetku in zamenjavo stare žlindre z novo med pretaljevanjem ingota 0 1000 mm Fig. 8 Variations of the composition and the amount of slag by adding CaF2, and the addition of 40 % old slag in the beginning, and the substitution of old slag by the new one during remelting a 0 1000 mm ingot ZAKLJUČEK Vsebnosti posameznih elementov so po dolžini ingota različne, kar je pogojeno z malo količino žlindre in dolžino ingota. Nakazali smo možnosti za odpravo teh razlik in metod, ki jih uporabljamo v EPŽ obratu železarne Ravne. Pretaljevanje dolgih EPŽ ingotov s popravo sestave žlindre med pretaljevanjem nam da zadovoljive rezultate glede homogene sestave vzdolž ingota. Smemo trditi, da je računalniško vodenje električnih parametrov in poprave sestave žlindre med pretaljevanjem nenadomestljivo za pretaljevanje kakovostno neoporečnih dolgih EPŽ ingotov. Literatura: 1. M. Švajger: Magistrska naloga, VTO Montanistika, Univerza E. Kardelja v Ljubljani, 1984. 2. Projekt P-24: Razvoj EPŽ v Železarni Ravne, interna dokumentacija. ZUSAMENFASSUNG Die Zvveijahrigen Erfahrungen der Umschmelzung langer ESU Blocke von 1000 mm Durchmesser und 36 Tonnen Ge-wicht vverden Beschrieben. Wegen der chemischen Reaktionen die vvahrend der Umschmelzung unter der Luftatmosphare verlaufen entstehen grosse Unterschiede im Gehalt einiger Elemente zvvischen Fuss und Kopf des ESU Ingots. Diese Jn-terschiede sind verhaltnissgleich der Lange des Ingots. Im Hiittenvverk Ravne hat man durch die Korektur der Schlacke vvahrend der Umschelzung erreicht, dass sich diese und damit auch die Stahlzusammensetzung vvahrend der Umschmelzung so vvenig wie moglich andern. Dadurch ist die Moglichkeit ge-geben, dass auch lange Blocke homogen umgeschmolzen vverden. Two-year experiences in remelting long ESR ingots with the diameter 1000 mm and the weight 36 tons are described. Due to metallurgical reactions occuring in remelting in air great differences in the content of some elements appear be-tvveen the bottom and the top of ESR ingots. These differences are proportional to the ingot length. By correction of the slag composition during the remelting, the slag composition and thus the steel composition during remelting did not vary sub-stantially anymore. Thus the remelting of homogeneous long ingots was achieved in the Ravne Ironvvorks. 3AKJ1IOMEHHE IlpHBejeHbi aByxjieTHHH onbtTbi nepenjiaBKH fljtHHHbix cjihtkob 3Iiin-a ^HaMeTpa 1000 mm h Beca 36 tohh. Bcjie.ncT-bhh MeTaJi.nyprnHecKHx peaKunit, KOTopbie npoHcxoaaT bo BpeM« nepenjiaBKH noa B03flyuiH0H aTMOCtJiepbi nojiyHatoTC» 3HaHHTejIbHbie pa3HHUbI, HTO KaCaeTCS HeKOTOpbIX 3JieMeHTOB b flOHHOii h roJiOBHoii nacTH cjiHTKa 3IIin-a. 3th pa3HHUbi npaMonponopuHOHajibHbi anHHe cjiHTKa. B MeTajuiyprHHe- ckom 3aBoae >kejie3apha PaBHe aBTopaM 3toh ctatbh yzia-jiocb c nonpaBKOfi cocTaBa uiJiana bo BpeMH nepenjiaBKH, hto ee cocTaB, a c sthm TaK>Ke h cocraB crajin, teM MeHbtue H3Me-hhj1ch. TaKHM 06pa30M OKa3ajiaCb B03M0*H0CTb BbinOJlHeHHH nepenjiaBa TaK^ce juiHHHbix cjihtkob cpaBHHTejibHO roMoreH-Horo cocraBa. Najnovejša knjiga o elektrožlindrnih procesih! G. Hoyle: Electroslag processes V zadnjih dveh desetletjih se je rafinacija jekla 7 električnim pretaljevanjem pod žlindro v. igl. ESR, nem. ESU, slov. EPŽ) razvila od preprostega novega postopka do visoko učinkovite metode za rafinacijo kovin. Knjiga je izšla po dveh desetletjih intenzivnega raziskovalnega dela in obravnava principe, prakso in uporabo osnovnega EPŽ procesa in njegovih variant. V začetnih poglavjih razlagamo, kako ta postopek deluje, izhajajoč iz metalurških, kemičnih, fizikalnih in strojniških gledišč ter obravnavamo taljenje, »čiščenje« in strjevanje kovine. Sledijo razprave in razlage, povezane z izboljšavami v sestavi, čistosti, strukturi in lastnostih EPŽ jekel, kar je povezano z opisom delovanja, tehnologije, naprav, kontrole, praktičnih podrobnosti, varnosti in varstva okolja. Posebna pozornost je namenjena razlogom za uporabo EPŽ postopka. Izkušnje pri uporabi le-teh so podrobno obravnavane s praktičnimi primeri, povezano z možnostjo proizvodnje specialnih izdelkov, kot so veliki ingoti, votla telesa, ulitki, valji in specialne zlitine. Opisane so variacije konvencionalne-ga EPŽ postopka, precej pa je upoštevana tudi ekonomika in možnost prihrankov. Knjiga je namenjena vsem, ki so iz kakršnega koli razloga zainteresirani za zagotavljanje čistosti kovin in [.osebnih lastnosti. Knjiga je pisana tako, da ne zahteva predhodnega specializiranega znanja na obravnavanem področju in torej lahko služi tudi kot učbenik. Namenjena je tehnologom, proizvajalcem in uporabnikom jekel in super zlitin, strokovnjakom na področju varjenja in raziskovalcem. Vsebina: 1. Uvod, 2. Taljenje, 3. Obnašanje kovin in vključ-kov, 4. Strjevanje ingota, 5. Strukture in lastnosti, 6. Uporaba EPŽ postopka, 7. Način taljenja in naprave, 8. Instrumentacija in kontrola, 9. Kristalizatorji in druge vodno hlajene komponente, 10. Proizvodna praksa, 11. Specialne tehnike in proizvodi, 12. Variante, 13. Ekonomika elektrožlindrnih procesov. Kazalo. Izdaja: APPLIED SCIENCE PUBLISHERS LTD Ripple Road, Barking, Essex IG11 OSA, England. Cena knjige je 51,25 USS. Odgovorni urednik: Jože Arh, dipl. inž. — Člani dr. Jože Rodič, dipl. inž., Franc Mlakar, dipl. inž., dr. Aleksander Kveder, dipl. inž., dr. Ferdo Grešovnik, Darko Bradaškja, tehnični urednik Oproščeno plačila prometnega davka na podlagi mnenja Izvršnega sveta SRS — sekretariat za informacije št. 421-1/172 od 23. 1. 1974 Naslov uredništva: ZPSŽ — Železarna Jesenice, 64270 Jesenice, tel. št. 81-341 int. 2619 — Tisk: TK »Gorenjski tisk«, Kranj VSEBINA UDK: 669.15-194.56:669.187.2 ASM/SLA: SS. Rlh. WI8S Metalurgija — nerjavna jekla — EO peč — lermodinamika — ravnotežje Si-C in Si-Cr N. Smajič Pomen in vloga silicija pri izdelavi nerjavnega jekla II. del: Termodinamično ravnotežje Si-C v VOD ter Si-Cr v EOP Železarski zbornik 19 (1985) 1 s 1-5 Uporaba visoko ogljičnega ferokroma pri izdelavi nerjavnih jekel je nujna za znižanje proizvodnih stroškov, vendar pri tem nastopajo problemi zaradi razmeroma velike vsebnosti Si v talini. Učinkovita priprava taline za vakuumsko oksidacijo v VOD ponov-ci ali AOD konvertorju zahteva poprejšnjo odpravo prekomerne vsebnosti Si, sicer se zmanjša produktivnost, dobimo velike količine žlindre, poveča se specifična poraba ognjeobstojne obloge, itd. Za čimbolj popolno odpravo Si z oksidacijo v elektro obločni peči in optimalno vodenje vakuumske oksidacije moramo poznati ustrezna ravnotežna stanja Si/C in Si/Cr oz. Si/C/Cr. Delo obravnava termodinamično ravnotežje Si/C v VOD ter Si/Cr v EOP v odvisnosti od temperature, parcialnega tlaka CO, sestave taline in žlindre. Avtorski izvleček DK: 669.187.3:669-154.9 ASM/SLA: D8p. D8n M. Švajger. J. Lamut Izkušnje Železarne Ravne na področju tehnologije, kontrole kakovosti in raziskav v EPŽ proizvodnji Železarski zbornik 19 (1985) 1 s 7-12 Med električnim pretaljevanjem pod žlindro potekajo metalurške reakcije, zaradi česar se sestava jekla z dolžino ingota spreminja. Te spremembe so tem večje, čim daljši je EPŽ ingot. S popravo sestave žlindre med pretaljevanjem dosežemo, da je njena sestava in s tem sestava ingota enakomernejša. Avtorski izvleček INHALT UDK: 669.187.3:669-154.9 ASM/SLA: D8p. D8n Metallurgie — Stahlerzeugung — sekundare Raffination von Stahl — Prozessfiihrung M. Švajger. J. Lamul Erfahrungen des Hiittenwerkes Ravne auf dem Gebiet der Technolo-gie, der Giitekontrolle und der Forschungen in der ESU Produktion Železarski zbornik 19 (1985) 1 S 7-12 \Vahrend der Elektro — Schlacke — Umschmelzung verlaufen chemische Reaktionen, die eine Anderung der Stahlzusammenset-zung mit der Lange des Ingots verursachen. Diese Anderungen sind um sogrosserje langer der ESU Ingot ist. Durch die Korrektur der Schlackenzusammenselzung vvahrend der Umschmelzung wird er-reicht, dass sich diese und damit auch die Stahlzusammensetzung des Ingots so wenig vvie moglich andert. dass diese Gleichmassiger wird. Auszug des Autors UDK: 669.15-194.56:669.187.2 ASM/SLA: SS, Rlh, W18s Metallurgie — nichtrostende Stahle — Lichtbogenofen — Thermo-dynamik — Si-Cr Gleichgewichl M. Smajič Bedeutung und Rolle von Silizium bei der Erzeugung von nichtrosten-den Stahlen 2. Teil: Thermodynamisches Gleichgewicht Si-C in der VOD Anlage und Si-Cr im Lichtbogenofen Železarski zbornik 19 (1985) 1 S 1-5 Die Anvvendung von Hochkohlenstoffhaltigem FeCr bei der Erzeugung von nichtrostenden Stahlen ist dringend fiir die Erniedri-gung der Erzeugungskosten jedoch entsteht da das Problem des ver-haltnissmassig hohen Si gehaltes in der Schmelze. Die Vorberei-tung der Schmelze fiir die Oxydation in der VOD Pfanne oder im AOD konvertor verlangt die Abschaffung des iibermassigen Si Gehaltes. denn sonst wird die Produktivitat kleiner, die Schlacken-menge wird zu gross. der spezifische Verbrauch an feuerlestem Material wird grosser. und so vveiter. Fiir die volkommene Abschaffung von Si durch die Oxydation im Lichtbogenofen und die opti-male Fiihrung der Vakuumoxydation miissen die entsprechenden Gleichgewichlszustiinde Si/C und Si/Cr bzw. Si/C/Cr bekannt sein. Im Artikel wird das thermodynamische Gleichgewichl Si/C in der VOD Anlage und Si/Cr im Lichtbogenofen in Abhangigkeit von der Temperatur, des CO Parlialdruckes. und der Zusammenset-zung der Schmelze und der Schlacke behandelt. Auszug des Autors CONTENTS UDK: 669.15-194.56:669.187.2 ASM/SLA: SS, Rlh. WI8s MeWllurgy — Stainless Sleel — Are Furnace — Thermodynamics — Si-C and Si-Cr Equ!ibria N. Smajič Importance and Role of Silicon in Manufacturing Stainless Steel. Part II: Thermodynamic Equlibrium Si-C in VOD, and Si-Cr in Are Furnace Železarski zbornik 19 (1985) 1 P 1-5 Application of high-carbon ferrochromium in manufacturing stainless steel is essential to reduce the produetion costs but it cau-ses problems due to relatively high silicon contenl in the melt. Effi-cient preparation of the melt for the vacuum refining in the VOD ladle or AOD converter demands previous eliminalion of the exces-sive silicon content. not to reduce the output by great amounls of slag, inereased specific wear of refractory lining, etc. To eliminate silicon as completely as possible by refining in the electric are furnace. and for the oplimal control of vacuum refining. it is necessary to know the corresponding Si/C and Si/Cr, or Si/C/Cr equilibria. The paper treats the thermodynamic Si/C equilibrium in VOD. and Si/Cr equilibrium in the are furnace depending on temperature. CO partial pressure. and melt and slag compositions. Author's Abstract DK: 669.187.3:669-154.9 ASM/SLA: D8p, D8n Steelmaking — Secondary Steel Refining — Process Control M. Švajger. J. Lamut Experiences of Ravne Ironworks in the Field of Technology, Quality Control, and Investigations of the ESR Process Železarski zbornik 19 (1985) 1 P7-I2 During the electroslag remelting process metallurgical reactions occur vvhich cause variations in the steel composition along the ingot length. These variations are proportional to the ingot length. By the correction of the slag composition during the remelting process it was achieved that the slag composition and thus the composition of ingot became more uniform. Authors Abstract - COflEP^CAHME DK: 669.187.3:669-154.9 ASM/SLA: D 8 p. D 8n ripOH3BOJICTBO CTaJIH — BTOpHHHa« pakho nojiyiHTb 6oJiee paB-HOMepHblH COCTaB CJIHTKa. ABTope<(>. UDK 669.15-194.56-.669.187.2 ASM/SLA: 8G. Rlh. WI8s. MeTajijiyprHd — Hep>KaBeioutHe CTajiH — ayroBas 3jieKTponenb — TepMOjtHHaMHKa — paBHOBecHe Si-C h Si-Cr. N. Smajič 3HaneHHe h pojib KpeMHHii npH HjroTOB.ieHHH Hep>KaBeiouieii cra-jih. II. nacTb: TepMo;iHHa\iHHecKoe paBHOBecHe Si-C b ycTpoiiCTBe ;i.in okhcjiehhh b BahvvMe a raK>Ke Si-Cr b jvtoboh 3.ieKi ponemi. Železarski zbornik 19 (1985) 1 C 1-5 ripHMeHeHMe BbicoKoyrjiepoancToro (J>eppoxpoMa npH H3ro-TOBJieHHH Hep-*aBeK>innx CTajiefi Heo6xoaHMa nji« CHHiseHHfl npo-h3b0j3ctbehhbix paCXOaOB, HO npH 3TOM B03HHKaK)t np06jieMbl BCjiejtCTBHH 0TH0CHTejibH0 6ojibiuoro cojepiKaHHH KpeMHH« b pa-cnjiaBe. 3<}>eKTHBHoe npHTOTOBJieHHe pacnjiaBa aJiH BaKyyMHoro paCKHCJieHHfl b pa3JIHB0HH0M KOBIlie HJIH b KHCJlOpOflHOM KOHBep-Tope Tpe6yeT yaajieHHe ipe3MepHoro coaepKaHHH Si, HHane y.ne-HbuiaeTca npoayKTHBHOCTb, o6pa3yeTca 6ojibiuoe kojihhcctbo uujiaKa, yBejiHHHBaeTca yaejibHbiH pacxoa orHecTOHKOH (J)yTepOBKH n npoHHH HeaocTaTKH. Jlnst Toro HTo6bi nevi 6oJiee nojiHo yaajiHTb Si c OKHCjieHHeM b ayroBoB 3jieKTponeUtHM pabhobeche M Si/C h Si/Cr oth. Si/C/Cr. B CTaTbe paccM0TpeH0 TepMoaHHaviHHecKoe paBHOBecne b ycTpoiiCTBe a Ji« OKHCjiemiH b BaxyyMe h b ayrOBOH 3JieKTponeiH b 33bhchm0cth ot TevtnepaTypbi, napuHajibHOro aaBjieHHH CO, a TaK*e cocTaBa pacnjiaBa h uijiaKa. ABTopetJ).