YU ISSN 0372-8633
ŽELEZARSKI ZBORNI K
Arh Jože — Železarna Jesenice
TEHNOLOGIJA IZDELAVE JEKLA V JEKLAR-NI II ŽELEZARNE JESENICE
Stran
57
Prešern Vasilij — Metalurški inštitut Ljubljana
TEORETIČNA ANALIZA PROCESOV PRI VPI-HOVANJU CaSi V PONEV — I. DEL
65
Mlakar Franc, V. T u c i č — Železarna Store
RAZISKAVE ZA TERMIČNO OBDELAVO VALJEV IZ INDEFINITNE LITINE
ZalarBogdan, B. Potočki, I. VVohinz — Metalurški inštitut Ljubljana
ŠTUDIJA MOŽNOSTI IZKORIŠČANJA FILTRSKIH IN SORODNIH PRAHOV IZ PRETALJE-VALNIH AGREGATOV BARVNIH KOVIN IN ZLITIN BOGATIH NA CINKU
71
79
LETO 16 ST. 3 -1982
ŽEZB BQ 16 (3) 57-84 (1982)
AJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT

«t «o
• v—
#229280
ZELEZARSKI ZBORNIK
IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT
LETO 16
LJUBLJANA
JUNIJ 1982
Vsebina
Jože Arh
stran
Tehnologija izdelave jekla v jeklarni II Železarne Jesenice	57
UDK: 669.187.4 ASM/SLA: D5, 1-73, D5g
Vasilij Prešern
Teoretična analiza procesov pri vpihovanju CaSi v ponev — I. del	65
UDK: 669.182.71:669.891 ASM/SLA D8p
Franc Mlakar, V Tucič
Raziskave za termično obdelavo valjev iz indefinit-ne litine	71
UDK: 669.131:621.78-97 ASM/SLA: Cl-n, M28p
Bogdan Zadar, B. Potočki, J. Wohiinz
Študija možnosti izkoriščanja filtrskih in sorodnih prahov iz pretaljeval-nih agregatov barvnih kovin in izlitin bogatih na cinku	79
UDK: 669.2/48 ASM/SLA: A8a, W2
Inhalt
Seite
Jože Arh
Technologie der Stahler-zeugung im Stahhverk II. des Hiittenvverkes Jesenice	57
UDK: 669.187.4 ASM/SLA: D5, 1-73, D5g
Vasilij Prešern
Theoretische Analyse der Prozesse beim Einblasen von CaSi in der Pfanne — I. Teil	65
UDK: 669.182.71:669.891 ASM/SLA D8p
Franc Mlakar, V Tucič
Untersuchungen iiber die Warmebehandlung der Walzen aus »Indefenite-chill« Gusseisen	71
UDK: 669.131:621.78-97 ASM/SLA: Cl-n, M28p
Bogdan Zalar, B. Potočki, J. Wohinz
Studie iiber die mogliche Ausnutzung der Filter und ahnlicher Staube aus Schmelzanlagen fiir Bunt-metalle imd Legierungen die reich an Zink stod. 79
UDK: 669.2/48 ASM/SLA: A8a, W2
Contents
Page
Jože Arh
Technology of steel-mack-ing in steel plant II of Jesenice ironworks	57
UDK: 669.187.4 ASM/SLA: D5, 1-73, D5g
Vasilij Prešern
Theoretical analysis of processes in CaSi inject-ion into ladle — Part I 65
UDK: 669.182.71:669.891 ASM/SLA D8p
Franc Mlakar, V Tucič
Investigations on the heat treatment of rolls made of the indefinite-chill čast iron	71
UDK: 669.131:621.78-97 ASM/SLA: Cl-n, M28p
Bogdan Zalar, B. Potočki, J. Wohdnz
The study on possibiIity to utilize the filter and similar dusts from remelt-ing non-ferrous metals and alloys rich in zine 79
UDK: 669.2/48 ASM/SLA: A8a, W2
CoAepHcaHHe
Jože Arh
TexH0A0rHfl H3roroBAeHH ji cxa-ah B CTaAenAaBRABHOM HCXC II MeTaAAVprmecKoro saBOAa /KeAe3apna EceHHiie.	57
UDK: 669.187.4 ASM/SLA: D5, 1-73, D5g
Vasilij Prešern
TeopeTBraecKHfi aHaAHa npoue-ccob npn bavbahhh b kobui-1 nacTb.	65
UDK: 669.182.71:669.891 ASM/SLA: D8p
Franc Mlakar, V. Tucič
HccAeAOBaHiifl k TepMimecKoii o6pa6oTKH BaAKOB H3 Heonpe-AeAeHHO OTSeAeHHoro ahthh. i\
UDK: 669.131:621.78-97 ASM/SLA: Cl-n, M28p
Bogdan Zalar, B. Potočki, J. Wohinz
HccAeAOBaHne K BO3MOJKHOCTH HCn0Ab30BaHHB <j>HAI»TpHpYH)-UtHX H HM cpOAHBDt nblAei) H3 arperaTOB nepenAaBKH UBei-Hbix ueTaAAOB 6oraTbix c qhh-KOM.	79
UDK: 669.2/48 ASM/SLA: A 8 a W 2

-

















	
	
	
	


■
. • ■• '















■




ZELEZARSKI ZBORNIK
IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT LETO 16	LJUBLJANA	JUNIJ 1982
Tehnologija izdelave jekla v jeklarni II
UDK : 669.187.4 ASM/SLA: D5, 1—73, D5g
Joža Arh, S. Čop
Opisan je celotni tehnološki postopek za različne skupine jekel, ki jih lahko izdelujemo na enak način. Naštete so tudi naprave za proizvodnjo jekla, ki jih bomo imeli v novi jeklarni, kakor UHP električne obločne peči, stojišči za rafinacijo jekla v ponovci, TN naprava, VOD/VAD naprava in kontiliv.
V posebnih časovnih diagramih je prikazan ritem dela obeh peči skupaj z drugimi napravami in le enim kontilivom pri izdelavi najbolj značilnih vrst jekel. Izračunana je celotna kapaciteta nove jeklarne. Posebno so poudarjene zahteve, ki izvirajo iz moderne tehnologije do obzidave peči, obzidave ponovc, nujnost ločenja žlindre od jekla kot osnovega pogoja za vso nadaljno metalurgijo v ponovci in nazadnje nujnost kontinuirnega vlivanja v sekvenci.
1. UVOD:
Tehnologija izdelave jekla je danes v principu lahko popolnoma drugačna, kot je bila še pred desetletji. Klasično čiščenje jekla suspenzij nekovinskih vključkov iz taline s pomočjo CO kot produktom reakcije med ogljikom in kisikom, ki s seboj odnaša nekovinske delce, ni več nujno potrebno. Talino je mogoče očistiti tudi zunaj peči v ponovci z intenzivnim izpiranjem le-te z inert-nimi plini, pri čemer se največ rabi argon. Takšno tehnologijo je prvič uvedel v proizvodjo D. Ameling v Hamburger Stahlwerke (1) in v novi elektro-jeklarni železarne Thyssen Niederrhhein v Ober-hausnu.
UHP električne obločne peči, ki so za to tehnologijo posebno primerne, so postale res le samo talilni agregati. V peči je treba vložek le še raz-taliti in odstraniti fosfor in ogljik in talino dovolj segreti za nadaljne operacije zunaj peči. Vse drugo se naredi v ponovci, to pa je rafinacija, od-
žveplanje, nastavitev kemične sestave in temperature. Še lažje gre, če so električni peči priključene naprave za ogrevanje jekla v ponovci. Da je takšna tehnologija mogoča, smo dokazali že sami z uvedbo skrajšane tehnologije izdelave dinamo jekel.
Ta nova tehnologija je vezana pravzaprav na en sam pogoj: oksidno pečno žlindro je treba ločiti od jekla. Konvertorji in električne obločne peči so zato najbolj primerni agregati. V kon-vertorjih je to ločenje znano, v EO pečeh pa se uveljavlja praksa, da se manjši del jekla z žlindro enostavno zadrži v peči, oziroma, da se v ponovco odlije le določena količina jekla. V peči pač raz-talimo večjo količino jekla, kot jo rabimo, žerjavi pa morajo biti opremljeni z napravami za tehtanje.
Hidravlika za nagibanje peči pa mora biti grajena tako, da je mogoče pospešeno nagibanje peči nazaj.
Takšna tehnologija je praktično izvedljiva pri vseh ogljikovih jeklih, če pa imamo poleg EO peči še napravo za ogrevanje jekla v ponovci, pa lahko izdelujemo tudi malolegirana jekla.
Jeklarne, ki danes tako delajo, imajo priključene TN ali podobne naprave za odžveplanje in modifikacijo nekovinskih vključkov s CaSi v ponovci.
2. PROIZVODNI PROGRAM JEKLARNE 2:
Navajamo proizvodni program jeklarne 2, ki je objavljen v investicijskem programu.
Tab. 1 Proizvodni program jeklarne 2
Praksa kaže, da bomo morali biti strožji le pri vsebnostih žvepla pri malolegiranih in ogljikovih jeklih, in sicer je potrebno znižati maksimalno dovoljeno mejo v vsaki kvalitetni skupini za 0,005 %. Največja dovoljena količina žvepla pri kvalitetni skupini 3.2 in 3.1 je tako maks. 0,010 % S.
Tabela 1
Kvalitetne skupine
Vrsta jekla
Ton
očiščeni surovo slabi jeklo
3.2
3.3
3.1
3.2
Jeklo za elektro pločevino maks. 0,01 % C, maks. 0,008 % S z dodatkom Al	95.000
Nerjavno jeklo	40.000
Avstenitno z maks. 0,03 % C (20.000) Avstenitno z maks. 0,06 % C ( 7.000)
101.600 42.700
2.2 3.2 3.1
2.1 3.1 3.1
Feritno z maks. 0,005 % S
Maloogljično nesilicirano elektrotehnično jeklo z maks. 0,01 % C
Mikrolegirano konstrukcijsko jeklo Malolegirano jeklo (jekla za cementacijo in poboljš.)
maks. 0,025 % S 20.000 t maks. 0,010 % S 15.000 t Jeklo za globoki vlek
(13.000)
28.000 30.000
60.000 35.000
64.000 37.400
maks. 0,05 C maks. 0,01 % C Ogljikova jekla
maks. 0,025 % S
maks. 0,020 % S
maks. 0,010 % S
Skupaj
9.000 t 10.000 t
30.000 t 20.000 t 23.000 t
19.000 20.300
73.000 78.000
350.000 374.000
3. SHEMA TEHNOLOŠKEGA POSTOPKA:
Tehnologija izdelave jekla mora biti prilagojena kvalitetnemu programu jeklarne in iz tega izhajajočim zahtevam. Pri izbiri tehnologije, ki smo jo v principu določili že pred izbiro naprav, smo uporabljali vse doslej znane tehnološke dosežke in lastne izkušnje pri proizvodnji jekel iz našega kvalitetnega programa.
Mnenja smo in logično je, da je aplikacija najnovejših tehnoloških, pa tudi znanstvenih dosežkov pri izdelavi jekel iz tako širokega in kvalitetnega programa, kot je naš, nujno potrebna, da si za naslednja desetletja zagotovimo kvalitetno in ceneno proizvodnjo. Tehnologija izdelave jekel mora vedno slediti hkrati kvalitetnim in ekonomskim pokazateljem.
3.1 Naprave za izdelavo jekla v jeklarni 2
Za izdelavo jekla bodo v jeklarni naslednje naprave:
1.	2 električni obločni peči za proizvodnjo 85 t tekočega jekla, moči 40/48 MVA,
2.	stojišče za prepihovanje jekla z argonom za korekturo sestave in temperature pri vsaki peči,
3.	stojišče za sekundarno metalurgijo s TN napravo,
4.	VOD/VAD naprava za oksidacijo, degazacijo, legiranje in ogrevanje jekla v vakuumu.
Za vlivanje pa:
ena enožilna kontinuirna livna naprava za slabe, debeline 140 do 250 mm in širine 800 do 1600 mm, krožnoločna R = 10,5 m.
3.2 Shematski prikaz izdelave posameznih kvalitetnih skupin:
Celotni kvalitetni program lahko razdelimo na pet kvalitetnih skupin, in sicer:
—	nerjavna jekla,
—	jekla za elektro pločevino,
—	maloogljično jeklo za nesilicirano elektro pločevino z maks. 0,01 %C in jekla za specialni globoki vlek
—	mikrolegirana jekla malolegirana jekla ogljikova jekla
—	jekla za globoko vlečenje
Jekla iz vsake skupine bomo izdelovali po enakem tehnološkem postopku. Poudariti moram, da smo se pri postavitvi tehnološke sheme držali načela, da je obdelava jekla v vakuumu potrebna le za degazacijo, za oksidacijo nerjavnih jekel in za razogljičenje jekel za globoko vlečenje in elektro pločevino, za vse druge tehnološke operacije, kakor odžveplanje, korekturo kemične sestave, oziroma legiranje pa se bomo posluževali cenejših tehnoloških postopkov, kakor je TN postopek obdelave jekla z argonom in ogrevanje jekla v VAD enoti za nastavitev natančne temperature livanja.
4. SESTAVA VLOŽKA IN VPLIV LE-TEGA NA
KVALITETO JEKLA:
Po klasičnih merilih mora biti vložek sestavljen tako, da imamo ob raztalitvi na razpolago dovolj ogljika, da se talina v času oksidacije očisti nekovinskih suspenzij.
V	vložek zato dodajamo ogljik, v glavnem kot karburit, ker vsebuje najmanj škodljivega žvepla. Boljši je grodelj, ker je dodatek ogljika bolj zanesljiv, in s tem obenem redčimo škodljive spremljajoče elemente, kakor Cu, Cr, Ni, Sn.
V	sodobni tehnologiji pa ogljik za čiščenje taline ni več nujno potreben, ker, kot smo rekli že v uvodu, talino lahko očistimo v ponovci.
Pač pa je določena količina ogljika potrebna, zato da z intenzivnim kuhanjem v času oksidacije odstranimo iz jekla dušik. Nekatere vrste jekel morajo imeti malo dušika. Sem v prvi vrsti spadajo jekla za globoko vlečenje in druga ogljikova jekla.
V	jeklarni 2 bomo morali za redčenje škodljivih spremljajočih elementov bolj uporabljati reducirane pelete. Delo z večjo količino reduciranih
peletov od 40 do 70 °/o pa daje zaradi posebnosti pri taljenju — peneča žlindra in stalno kuhanje — jeklo z majhno vsebnostjo dušika.
Le tako lahko danes tudi v električnih obločnih pečeh izdelujemo kvalitetna jekla za globoko vlečenje, primer Sidbec — Dosco Kanada ali kvalitetna ogljikova jekla za patentirano žico, kot to delajo v Hamburger Stahlwerke.
Pregled sestave vložka po kvalitetnih skupinah
Vrsta jekla
Kvaliteta vložka
Nerjavna jekla
Silicijeva jekla za elektro ploč., jekla za nesilicirano elektro pločevino Mikrolegirana jekla malolegirana jekla Ogljikova jekla
Jekla za globoko vlečenje, navadna in specialna
Lastni odpadki, čisti vložek za redčenje fosforja, FeCr, FeNi
Lastni odpadki + staro železo, navadne trgovske kvalitete
lastni odpadki, trgovsko staro železo, železova goba lastni odpadki, staro železo, železova goba do 40 % lastni odpadki železova goba do 70 %
Kolikšen bo dejanski delež železove gobe, oziroma reduciranih pelet ali briket, bo odvisno od možnosti uvoza tega materiala.
5. Kapacitete naprav in način dela:
Talilni čas, in s tem zvezana kapaciteta EO peči, je odvisen od specifične moči transformatorjev. Pri moči transformatorjev 40/48 MVA in 85 ton tekočega jekla znaša talilni čas 73 minut.
I Nerjavna jekla
UHP - EOP
5.1 Nerjavna jekla:
Sem štejemo predvsem avstenitna in feritna nerjavna jekla, bodisi z zelo nizko vsebnostjo ogljika pod 0,03 % ali navadno vsebnostjo ogljika od 0,04 do 0,06 %.
Nerjavna jekla lahko delamo zaradi dolge obdelave jekla v VOD napravi le na eni peči.
Druga peč lahko izdeluje le jekla, ki ne zahtevajo vakuumske obdelave. Glej sliko 2.
Delo v peči: 35 minut popravilo + zakladanje 73 minut taljenje 40 minut oksidacija 20 min. redukcija žlindre 5 min. prebod
TAP-TAP = 163 min. 2 uri 43 min.
Delo v VOD: 117 minut
Vlivanje + priprava KL: 73 minut (54 + 19)
Ritem dela določa peč, v kateri izdelujemo nerjavna jekla. Druga, v kateri izdelujemo nelegirano jeklo, lahko kljub krajši izdelavi šarže naredi enako število šarž kakor prva.
Letna proizvodnja = 42.700 t tekočega jekla
Število šarž na leto = 42.7001: 85 t = 502
Število potrebnih proizvodnih dni v letu = = 502 šarž/leto : 8,8 šarž/dan = 57
Potek vlivanja je ugoden. Med vlivanjem posameznih šarž je še ca 12 minut neizkoriščenega časa, oziroma je ta na razpolago za pripravo kontiliva.
Druga peč, ki dela nelegirana jekla, ima zaradi krajše izdelave v peči še 10 minut časa v rezervi, kar je tudi ugodno.
VOD ( TN)
KL
taljenje + oksidacija do 0.4 Vo C
posnemanje žlindre
Slikal
Shematski prikaz izdelave nerjavnih jekel
oksidacija	livanJe
razogličenje
redukcija žlindre
odžveplanje
korektura sestave
in temperature
Fig. 1
Schematic presentation of stainless steel manufacturing
Prikaz trajanja posameznih faz izdelave nerjavnega jekla od električne obločne peči, VOD ali TN naprave do konti-nuirnega vlivanja, usklajeno za obe peči
Fig. 2
Duration of single phases in stainless steel manufacturing from electric are furnace, VOD and TN equipment to continuous casting, harmonized for both furnaces
Neugodno pri tem načinu dela pa je, da peči delata paralelno, torej talita obe hkrati, kar lahko povzroča močnejše redukcije in izpade proizvodnje.
5.2 Jeklo za elektro pločevino:
Sem spadajo jekla z manj kot 0,02 % C od 1,5 do 2 % Si.
Delo v peči:
73 minut taljenje 35 minut popravilo + zakladanje 40 minut oksidacije pregrevanje 5 minut prebod
TAP-TAP = 153 minut — 2h 33 min.
Delo v VOD: 70 min.
Vlivanje + priprava KL: 80 min (61 + 19)
Število izdelanih šarž na dan je odvisno od časa vlivanja. Pri tem čas obdelave jekla v VOD napravi ne sme biti daljši od časa vlivanja + priprave za naslednje vlivanje. Glej sliko 3.
Posamično vlivanje
Število šarž na dan = 1440 min : 80 min = 18
Lastna proizvodnja 101.600 t
Število šarž na leto 101.600 t : 85 t = 1.195
Število potrebnih proizvodnih dni v letu za EKC = 1195 : 18 = 66,4
Sekvenčno vlivanje
Sekvenčno vlivanje dveh šarž je možno le, če je čas obdelave jekla v VOD krajši ali enak času vlivanja, to je 61 minut.
V vsaki peči lahko naredimo 9,4 šarže/dan — glej časovni diagram, v obeh pečeh 18,8 šarže/dan.
2.	Jeklo za elektro pločevino
3.	Maloogljično jeklo za nesilicirano elektro pločevino max 0.01%C Jeklo za specialni globoki vlek max 0.02%C
UHP - EOP	VAD	K L
taljenje + oksidacija do 0.04% C
Razogličenje <0.01% C legiranje
odžveplanje ^0.01 %S korekturo temperature
Slika 3
Shematski prikaz izdelave jekel za elektro pločevino Iegi-rano s silicijem in brez silicija in jekel za specialni globoki vlek
livanje
Fig. 3
Schematic presentation of manufacturing steel for electri-cal sheets, vvith and without silicon, and special deep drawing steel
PEC 1
VOD611 KL 61'
7?
PEC 2
f,E6P^3'/^|vOD61' KiTir r,EdP'yl$3
£OP. ib3j/ VOD 6T
VOD 61' KL 61
I/ČOP Isj^/jVOP 61'| KL 61'
/jVOD61'|KL 61 j
Slika 4
Prikaz trajanja posameznih faz izdelave jekla za elektro pločevino v električni obločni peči, VOD napravi in konti-nuirnega vlivanja, usklajeno za obe peči
Fig. 4
Duration of single phases in manufacturing steel for elec-trical sheets from electric are furnace, VOD equipment to continuous casting, harmonized for both furnaces
dni
letu za EKC =
Število proizvodnih = 1.195 : 18,8 = 64,0
Sekvenčno vlivanje treh ali več šarž ni možno, ker je čas izdelave v peči predolg za 36 minut.
Ugodno pri izdelavi EKC jekel v obeh pečeh je, da so talilni časi med seboj premaknjeni in da obe peči talita skupaj le cca 35 min.
4. a) ali b) ■ mikrolegirana jekla in malo legirana jekla b) ogljikova jekla
5.3	Maloogljično nesilicirano jeklo za elektro pločevino in jeklo za specialni globoki vlek:
V obeh primerih gre za jekla, ki naj imajo manj kot 0,02 % C in manj kot 0,010 % S brez Si, pomirjena z Al. Čas izdelave v peči je enak kakor pri silicijevem jeklu, čas obdelave v VOD je lahko krajši od siliciranega jekla, ker odpade legiranje.
Ta jekla lahko izdelujemo in vlivamo posamično ali v sekvenci po dve šarži.
Posamično vlivanje
Število šarž na dan 18.
Letna proizvodnja skupna 50.000 t.
Število šarž na leto 40.700 t: 85 t = 478
Število proizvodnih dni v letu = = 478 šarž/leto : 18 šarž/dan = 26,6
Sekvenčno vlivanje
Možno je sekvenčno vlivanje dveh šarž, enako kot pri EKC jeklih. V vsaki peči lahko naredimo 9,3 šarže/dan ali v obeh 18,6 šarže/dan. število potrebnih proizvodnih dni v letu je 478 : 18,6 = 25,7.
5.4	Mikrolegirana jekla, malolegirana jekla,
ogljikova jekla in konstrukcijska jekla:
Poleg mikrolegiranih visokotrdnih jekel spadajo v to skupino malolegirana in ogljikova jekla za cementacijo in poboljšanje. Način izdelave bo za vse tri vrste jekel v principu enak. Jeklo bomo izdelali v peči po enožlindrnem postopku in ga nato dodelali, to je rafinirali in odžveplali na TN napravi s CaSi. Za večino jekel bo ta postopek zadosten.
Tiste vrste malolegiranih in mikrolegiranih jekel, ki so občutljiva na pline (vodik) in jih je treba degazirati, bomo dodelali v VAD napravi,
UH P - EOP
VAD
TN
KL
o) degazacijo + legiranje
odžveplanje ogrevanje Slika 5
Shematski prikaz izdelave mikrolegiranih, malolegiranih in ogljikovih jekel
a)	taljenje + oksidacijo
b)	taljenje , oksidacijo , legiranje prebod brez žlindre
b) odžveplanje modifikacijo nekovinskih vključkov
livanje
Fig. 5
Schematic presentation of microalloyed, low-aIloyed, and carbon steel manufacturing
Slika 6
Prikaz trajanja posameznih faz izdelave mikrolegiranih, malolegiranih in ogljikovih jekel v električni obločni peči, TN napravi odnosno VAD napravi in kontinuirnega vlivanja
Fig. 6
Duration of single phases in microalloyed, low-alloyed, and carbon steel manufacturing from electrical are furnace, TN or VAD equipment to continous casting
kjer poleg degazacije in dezoksidacije lahko jeklo legiramo in ogrejemo na potrebno livno temperaturo.
Delo v peči: 35 minut popravilo + zakladanje 73 minut taljenje 30 minut oksidacije + probe 5 minut prebod
TAP —TAP: 155 minut
5. Jeklo za globoko vlečenje C =0.05 %
Delo v TN napravi: 30 minut
Delo v VAD napravi: 50 minut
Vlivanje + priprava KL: 55 + 19 = 74 minut
Tudi pri teh vrstah jekel je mogoče odliti dve šarži v sekvenci, pri ugodni kombinaciji VAD in TN postopka pa celo tri šarže v sekvenci, pri čemer je treba prvi dve šarži zadrževati v VAD napravi, tretjo pa izdelati pospešeno v TN napravi. Po tem pa se sekvenca pretrga, ker je delo v peči predolgo.
Število šarž/dan = 1440 min : 153 min = = 9,4 X 2 = 18,8
Letna proizvodnja: 179.400 t Število šarž/letno: 179.400 t : 85 t = 2.110 Potrebno število proizvodnih dni v letu: 2.110 šarž/leto : 18,8 šarž/dan = 112,3
5.5 Jekla za globoko vlečenje s ca. 0,05 °/o C
Jekla za globoko vlečenje izdelujejo dandanes v glavnem konvertorske jeklarne, največ seveda v LD, medtem ko se dajo narediti najbolj kvalitetna jekla po OBM-postopku s pihanjem kisika skozi dno, pri katerem se da doseči najnižje vsebnosti dušika, tudi do lOppm.
Večino teh jekel so doslej izdelali kot ne-pomirjena, z vedno hitrejšim uvajanjem kontinuiranega vlivanja pa prevladujejo z aluminijem pomirjena jekla za globoko vlečenje.
Uporaba reduciranih peletov v elektro jeklarnah pa omogoča izdelavo tudi takih jekel, ki smejo imeti le malo dušika, kamor v prvi vrsti spadajo jekla za globoko vlečenje.
Železarna Sidbec Dosko v Kanadi, kjer v dveh UHP električnih obločnih pečeh izdelujejo taka jekla s 100 % uporabo reduciranih peletov, je tipičen primer za to.
UHP -EOP
TN
KL
taljenje + oksidacija
odžveplanje
Slika 7
Shematski prikaz izdelave jekel za globoko vlečenje
I i vanje
Fig. 7
Schematic presentation of deep dravving steel manufacturing
Predvidevamo, da bi ta jekla izdelovali v obeh pečeh hkrati, kar bi nam omogočilo sekvenčno vlivanje dveh šarž. Jeklo bo treba odžveplati v TN napravi. V poštev pride tudi dezoksidacija v VAD napravi.
Vedeti moramo, da spadajo jekla za globoko vlečenje med kvalitetna jekla in da zahteve po dobrih vlečnih, oziroma plastičnih lastnostih opravičujejo dezoksidacijo jekla v vakuumu, čas obdelave v TN ali VAD napravi pa je enak.
Delo v peči: 150 minut
Delo v TN ali VAD napravi: 30 minut
Vlivanje + priprava: 54 + 19 = 73 minut
Število šarž/dan: 1440 min : 150 min = = 9,6 X 2 = 19,2 šarže
Letna proizvodnja: 9700 t
Število šarž/letno: 9700 t: 85 t = 114
Potrebno število proizvodnih dni v letu: 114 šarž/leto : 19,2 šarž/dan = 6
5.6 Skupna kapaciteta:
Za planirano proizvodnjo potrebujemo v navedenih pogojih naslednje število proizvodnih dni; 66,4 + 26,6 + 57 + 112,3 + 6 = 268,3
Navedeno število 268,3 proizvodnih dni potrebujemo za proizvodnjo 350.000 t surovega jekla, oziroma očiščenih slabov ob idealnih razmerah. Na razpolago pa imamo po odštetju praznikov, hladnih in vročih remontov 300 delovnih dni. Faktor izkoriščenosti bo moral znašati 268,3 : 300 = = 0,894, to je precej visok, da bomo planirano proizvodnjo tudi dosegli.
6. LOČENJE JEKLA IN ŽLINDRE:
Najbolj pomemben pogoj za nadaljno obdelavo jekla v ponvi je, da ločimo žlindro od jekla. Zato je na razpolago več možnosti, kot je posnemanje žlindre v peči ali posnemanje žlindre v ponvi ali ločenje žlindre od jekla med prehodom.
Posnemanje žlindre v peči je možno le, če so peči opremljene z induktivnimi mešalci. Velike UHP peči navadno mešalcev nimajo. Razen tega je posnemanje žlindre zamudna operacija in ne pride v poštev.
Več je v rabi posnemanje žlindre iz ponovce. Predvsem je ta način v rabi pri nerjavnih jeklih, ki jih izdelujemo z oksidacijo v vakuumu.
Pri masovnih jeklih, ki jih dalje obdelujemo, bodisi samo na stojišču za argon ali po NT postopku, pa se uveljavlja način Iočenja žlindre od jekla med prebodom. Poznamo tri velike elektro jeklarne, kjer zanesljivo delajo na ta način. To so Hamburger Stahhverke, Thyssen Niederrhein v Oberhausnu in TEKSID v Torinu.
Pri tem načinu enostavno zadržijo del jekla in žlindro, ki je še ostala po oksidaciji v peči tako,
da peč potem, ko so odlili določeno količino jekla, pospešeno dvignejo nazaj. Peči so zato posebej prirejene.
Mnenja sem, da bi morali tako tehnologijo osvojiti tudi v jeklarni 2. Prav gotovo je to najbolj enostaven način, ki omogoča najhitrejši tempo dela pri najmanjši izgubi temperature.
Prehodna odprtina mora za to tehnologijo ležati globlje, kot je to pri naših pečeh danes, tako da sočasen iztok žlindre z jeklom sploh ni možen. Prehodno odprtino je v tem primeru potrebno zapirati podobno, kot to delamo v SM pečeh.
7. OGNJESTALNA OBZIDAVA PEČI:
Tehnologija, kakršno smo opisali, je izvedljiva le, če jeklo odlijemo dovolj vroče, to je z zadostno rezervo temperature za nadaljno obdelavo jekla v ponovci. To ne velja le za tista jekla, ki jih dalje obdelujemo v VAD napravi, ker tam jeklo lahko ogrejemo.
Temperature jekel v peči so praviloma nad 1700°. Res, da so temperaturne obremenitve v peči kratkotrajne, pa vendar zahtevajo posebne materiale, večinoma na osnovi krommagnezita in ogljika.
V stenah so normalno vodno hlajeni paneli.
Vocino hlajeni so tudi že oboki.
8 PONOVCE — NAČIN ZAPIRANJA IN
OBZIDAVA:
Jeklo se zadržuje v ponovcah tudi po uro ali dve in tudi več, preden sploh začnemo vlivati. Jasno je, da je možen en sam način zapiranja, in to z drsnimi zapirali.
Vse ponovce morajo biti opremljene s kamni za prepihovanje z argonom. Ker mora ta sistem prepihovanja zanesljivo delovati, sta navadno v dnu kar dva argonska kamna.
Obzidava je lahko le bazična, in to keramično vezani dolomit, ker bomo delali jekla z zelo nizkimi ogljiki, ali krommagneziti. V poštev pride tudi aluminatna obzidava v kombinaciji z magnezitno v žlindrni coni, in to za vsa jekla z izjemo nerjavnih.
Računamo, da bodo naše domače industrije, kot so Magnohrom, Gostivar in Šamot osvojile večino teh materialov. Sedanji rezultati so obetavni.
9. VLIVANJE:
Iz ekonomskih in tehnično-tehnoloških razlogov bi bilo zaželeno, da bi odlili čimveč jekla v sek-venci. Vedeti moramo, da so livni materiali, kot n. pr. potopljeni izlivki, zelo dragi, da so uvoženi in da je štednja mogoča le s sekvenčnim vlivanjem.
Tehnično-tehnološki problemi pri pogonu, oziroma na začetku vlivanja tudi niso zanemarljivi. In če upoštevamo še izkoristek jekla, je zahteva po sekvenčnem vlivanju utemeljena.
Tako kot kažejo časovni diagrami, bomo imeli pri tem hude težave, kajti specifične moči trans-
formatorjev so le premajhne, da bi peči delale dovolj hitro, tudi za sekvenčno vlivanje več kot dveh šarž.
Literatura 1. D. Ameling, Radex Rundschau Heft 1/2-1981, str. 426
ZUSAMMENFASSUNG
Die Technologde der Stahlerzeugung iim neuen Elektro-staMtoerk welches in den nachsten Jahren in Jesenice gebaut vvird, wird 'beschrieben. Die Basis bei der Auswahl der Technologie fiir das neue Stahhverk wiaren: das zu erzeugande Oualitaitsprogramm, die technologischen Lei-stungen in der Welt auf dem Gebiet der Stahlerzeugung, wie auch die Anforderungen des Marktes an diese Stahle und ndcht zuletzt ldie reicheo eigenen Brfahrungen, die wir mit der Erzeugung der Stahle aus dem angewendeten QuaIditatsprogramm haben.
Im kurzen werden die Anlagen fiir die Stahlerzeugung und weitere Behandilung von Stahl iin der Pfanne auf-gezahlt, wie zwei UHP Lichtbogenofen, zwei Spiilstande, eine TN Aniage ifiir die Bntschweffelung von Stahl und modifizierung von Einschliissen, eine VOD./VAD Aniage und eine einstrangige Braimmenstiranggiessanlage.
Die VOD/VAD Aniage wird fiir die Erzeugung von nichtrostenden Stahlen, fiir die Entkohfaig von Dinamo Stiihlen und Sandertiefziehstahlen, wie auch fiir die Ent-gasungsbehandlung der Vfesserstoff empfiindMchen Kon-struktionsstahle angewendet. Fiir dan grassten Teil der anderen vor aJllam Kohlenstoffstahle wird die Raffination und Entschweffeluing din der Pfanne unter basischer Schlacke geniigen. Nur fiir die hochsten Anfordermisse wo extrem niedrige Schweffelgehalte und eine Modifizierung der Einschliisse vor allam dar sulfide verlangt werden, vverden die Stahle einer TN Behandlung unterwiorfen.
Aus den Zeitdiagrammen ist ider Arbedtsrithmus der baiden Ofan vom Ofen Ibiis zum Giessen und die Mogldch-keit einer Sequenz@iesstechnik ersichtlich.
SUMMARY
The techiK>logy of steel making in the mew alectrical steel plant which will be in the nearest ifuture budit in Jesenice is deseribed. The basis for seleotion of the tech-nology for the new steel pdant was the qua1ity program of steels baing manufactured in the ciew plant as well as the itechniological achievements ftn the world din ithis field together with the demands of the market for these steels, and ithe extensive own experiances with that program.
Shortly the equipment is presented, L e. >two UHP electric are fiurnaces, equiipment for steel 'refining dn ladle, TN iset-up, VOD/VAD set-up, and one singlestrand continuous casting machine for billets.
VOD/VAD iset-up was used for manufacturing stainless steel (oxidation in 'vacuum), isteel for alectrical sheets and special deep idrawiing due to decarburization, amd stili for those low-alloyed steels which must be degassed. For the maijority of other steel, mainly for carbon steel, the refining and desuillphurisattem in the ladle wiill be sufficient, whiile for special demands the steel wiiili be addiitionaUy treat(adi in the) lladle by CaSi to further reduce the sulphur content, and to !modify ncai-metallic inolusions, mainly sulphides.
Speoial time sheets present ithe rhythm of operation of both fumaces tiM casting, and the possibility of the sequence castdng.
3AKAIOTEHHE
AaHo onncaHHe TexHOAOTHH H3TOTOBAeHHa CTaAefl b hobom 5yAYmeM cTa.venAaBHAJ.HOM uexe, KOTopbift 6yAeT noCTpoeH H o5opy-AOBan b CAeAyioniHX roAax b MeTaAAyprmecKOM 3aBOAe >KeAe3apHa Ecemme. npH BbiCope TexHOAoruH aah stoto cTaAenAaBHAbHoro uexa KaK ocHOBaHHe nocAyaoiAa Ka^ecTBeHHaa nporpaMMa CTaAefl, koto-pbie 6yAYT H3TOTOBAaTCH b hobom Uexe, MHpOBble TeXHOAOTH>teCKHe AOCTH5K6HHH B o6a3CTH npOH3BOACTB3 CTaAH, TaKJKe Tpe6oBaHHa Ha 3th CTaAH co cTopoHbi MHpoBoro pbiHKa h, KOHe^ho, SoraTue co6-cTBeHHbie onbiTbi, KOTOpbie KacaiorcH 3TOI4 nporpaMMbi. Kpanco nepe<MCAeHbi yCTpoHCTBa c KOTopbiMH 6yAeT o6opyAQBaH stot CTa-AenAaBHAbHbiH uex, a HMeHHo: ABe AyroBbie SAeKTpmecKue CHCTeM-Mbl VHP, yCTpOHCTBO AAS pa<j>HHHpoBaHHa CTaAH B KOBHie, TH VCTPOHCTBO aah BAyBaHHa CaSi (cHCTeMbi Thyssen-Niederrhein) yCTp0HCTB0 M« BaKyyMHOro paCKHCAeHHH CHCTeMbi VOD/VAD npucnocoS.AeHHe OAHoacHAbHoro HenpepbiBHoro AHTba 3ar0T0B0K.
IIocpeACTBOM yCTpoftCTBa VOD/VAD 6yAeT BbinoAHHTbca Bce npoH3BOACTBO HepacaBeiomHX CTaAefl (oKHCAeHHe b BaKyyMy), cTaAeii A.\a ynoTpe6AeHtt9t B 3AeKTpoo5opyAOBaHHH h cneiiHaAbHaa TAy6oK0-T«HyTaa CTaAb bcacactbhh io6e3yTAepo3KHBaHna, TaKace MaAOAerupo-eannas CTaAb, KOTopyio HaAo Aera3npoBaTb. AAa SoAbiuoro ^iicAa ocTaAbHbix CTaAefl 6yAeT AOCTaTOHHO pa<J>KHnpoBaHHe u oSeccepn-Bamie b KOBine, hah we b cAyjae oco6bix TpeGoBaHHH o6pa6oTKa c CaSi B KOBrne, C UeAblO MTOfibl nOAY1HTb CTaAb c MHHHMaAbHbIM coAepJKaHHeM čepu h BbinoAHiiTb MOAH<t>HimpoBaHHe HeMeTaA.\HMec-khx BKAIOHeHHH, TAaBHblM 06pa30M CyAb<}>haob.
Ha OcHOBaHHH OTAeAbHbix BpeMeHHbix AiiarpaMOB npHBeAeHa MacTOTa paSoTbi o6ohx ne^efl, HaiHHaa ot nenu Ao pa3AHBKH, a TaKate B03M0»H0CTb nOCAeAOBaTeAbHOH pa3AHBKH CTaAH,
Teoretična analiza procesov
pri vpihovanju CaSi v ponev - I. del
UDK: 669.182.71 : 669.891 ASM/SLA: D8p
Vasilij Prešern
Prikazane so reakcije v sistemu jeklo-žlindra-vključek-CaSi pri vpihovanju drobnozmatega CaSi v tekoče jeklo v ponvi. S pomočjo termodinamičnih zakonitosti so obravnavane reakcije razžveplanja in dezoksidacije.
Pojasnili smo način nastajanja sulfidnih vključkov v jeklu po vpihovanju CaSi in razporeditev vključkov v kontinuirno oclliti gredici.
Teoretične analize so aplicirane na rezultate industrijskih poskusov in dajejo osnovo za boljše razumevanje opisanih procesov.
1. UVOD
Postopek vpihovanja drobnozmatega CaSi v jeklo predstavlja danes enega najbolj uspešnih postopkov izvenpečne rafinacije jekla. O prednostih takega postopka rafinacije jekla poročajo številne publikacije'. 2,3,4,5( naši poskusi v SŽ-Ze-lezarni štore, Sž-železarni Jesenice in železarni Sisak6.7-8,9 pa so potrdili literaturne podatke in dali nekatere konkretne tehnološke parametre.
Pri tem postopku potekajo istočasno številne reakcije, katerih potek je lahko popolnoma neodvisen, lahko pa bistveno pogojen z ostalimi reakcijami. Zato želimo teoretično pojasniti nekatere reakcije, ki nastanejo ob vpihovanju CaSi v jeklo, in tak sistem aplicirati v industrijsko prakso, kar naj bi potrdilo pravilnost teoretičnih predpostavk. Danes si še vedno ne znamo povsem razlagati, kaj vse se pravzaprav dogaja v sistemu jeklo-žlindra-vključek-vpihani CaSi, in dobljeni rezultati večkrat močno odstopajo od pričakovanih. Zato menimo, da bo teoretična študija tega problema vsaj delno osvetlila številne neznanke, ki še spremljajo proces vpihovanja CaSi v jeklo.
2. SHEMA REAKCIJ
Reakcije, ki nastopajo pri postopku vpihovanja CaSi v jeklo, lahko razdelimo v več skupin. Shemo sistema možnih reakcij prikazuje slika 1. V nadaljevanju si podrobneje oglejmo nekatere reakcije.
J FeO) * /Cal, {Ca}+ Fe * (CaO) I (MnO) + /Ca/, (Ca) —Mn + (CaO) \ (P205)+5 ICal, {Ca}-*-2P* 5 (CaO)
■ / / / /a/

\ICal,{Ca) + l0NCa0) ' 3/Cal + Al203-~2/All+3(Ca0) ] 2ICal* Si02 — /Si/ *2(CaO) /Ca/, {CaJ* /Sl-(CaS) j /Ca/+ MnS^/Mn/+ (CaS)
J
MI/V-81/882/1-6
Slika 1
Shema možnih reakcij v sistemu jeklo-žlindra-vključek-vpihani CaSi
Fig. 1
Scheme of possible reactions in the steel-slag-inclusion-injected CaSi system
3 RAZŽVEPLANJE IN DEZOKSIDACIJA
Ko vpihamo CaSi z nosilnim plinom argonom v jeklo, se del kalcija hipoma upari in se dviguje v jeklu nato kot plinski mehurček, del kalcija pa se topi v jeklu10 (max. 0,032 %). Parcialni tlak kalcija pri 1873 K (1600° C) je 1,86 bara (lit. 10): 18482
In pCa = 17,111 — (p v torr, T v K)
Znano je, da ima kalcij bistveno večjo afiniteto do žvepla in do kisika od večine elementov, ki so običajno v jeklu. Zato mora biti jeklo pred pri-četkom vpihovanja CaSi dobro pomirjeno. Razdelitev žvepla ob ravnotežju med žlindro in jeklom običajno zapišemo z izrazom:
(02) + /S/ = (S2-) + /O/	(1)
T(S2-) (% S) a/o/
K = a<S2-) a(02-)
JOi . J/S/
1,0,.) f/s/ ■ /o/o S/
(2)
L =
(% S)
7%~s7
= K.
l(02)
lJSL = C«

VO/
l/S/ a/0/
(3)
l/0/
= K,
(AI2O3)
a-
/AI/
IgK-^^090 -20,40 (lit. 11)
S kombinacijo teh enačb dobimo: /S/ + (CaO) = (CaS) + /O/ 12
(9)
70
^ 6
\ \ \				
\ \ \ \	\l6500	C		-
\ \ \	N \			-
\ N \	k\ 1600 °C	\		
15	75°CN	j^j		----
			__	---
0,050
0,040
0,030 |
n?
0,020
0,010
0,010 0.020 0.030 0,040 0,050 -%Alt --
MI / V-81/892/2-19
Slika 2
Ravnotežje v sistemu kisik (aluminij)-žvepio-temperatura
Fig. 2
Equilibrium in the oxygen (aluminium)-sulphur-tempera-ture system
in ravnotežna konstanta te reakcije je:
a/o/ • a(CaS) _ /°/o O/ • f/O/ • g(CaS)
Razvidno je, da je za povečanje razžveplanja potrebna majhna aktivnost kisika v jeklu. Če je pred vpihovanjem vsebnost kisika odvisna od aluminija v jeklu, upoštevamo odvisnost:
2 /Al/ + 3 /O/ = (A1A)	(4)
in
1/3
KS0 =
VS/
Ig Kg =
a(CaO))
5521
/% S/ . f/s/ • & (CaO)
+ 1,50 (lit. 11)
Z upoštevanjem Wagnerjeve enačbe
(5)
(6)
pa sledi:
/o/o O/
Ig
.X,
= lg K — lg
Pomembna je odvisnost ravnotežne vsebnosti žvepla od aktivnosti kisika (vsebnosti aluminija) in temperature. Izračun smo izdelali z upoštevanjem enačb /2/, /5/ in /6/ in rezultat prikazuje slika 2.
Razvidno je, da lahko dosežemo majhno aktivnost kisika, ki je osnovni pogoj, da je lahko majhna tudi vsebnost žvepla, le ob zadostni vsebnosti aluminija in primerni temperaturi.
Da bi lahko zasledovali obnašanje kalcija in njegov vpliv na reakcijo v jeklu, je potrebno poznati odvisnost med kalcijem, kisikom in žveplom. Če privzamemo, da igra pomembno vlogo pri teh reakcijah le kalcij, raztopljen v jeklu, moramo upoštevati enačbi:
/Ca/ + /S/ = (CaS)	(7)
/Ca/ + /O/ = (CaO)	(8)
g-CaO aCaS
le
jo fs
(11)
(12)
(13)
/% S/
kjer je (lit. 12):
Igf0 = — 271 /% Ca/ — 0,20/% O/ —0,13 /% S/
—	1,0/% Al/—0,03/% Mn/	(14) Igfs = — 100/% Ca/ —0,12/% O/ —0,037 % S
—	0,025 /%Mn/	(15)
Na sliki 3 smo prikazali ravnotežno stanje z upoštevanjem enačb (11), (13), (14) in (15), pri čemer smo poleg vsebnosti kisika spreminjali temperaturo in aktivnost CaS. Da bi lahko pojasnili vpliv aktivnosti CaS in CaO na potek reakcij, s tem pa tudi na sestavo vključkov, si v nadaljevanju oglejmo krajše razmišljanje ob tem problemu.
4. TVORBA SULFIDOV
V jeklu, pomirjenem z aluminijem, poteka pri vpihovanju CaSi poleg reakcij (7) in (8) predvsem reakcija:
3 /Ca/ + A1A - 3 (CaO) + 2 /Al/	(16)
CaO, ki se tvori po enačbi (16), je prisoten v obliki lahko taljivega Ca0-Al203 in aktivnost tega CaO je od 0,1 do 1. Ker pa obravnavamo istočasno tako
0.0005
0,0010
0 (%) -
Ml/V -SI/S32/ 3 -20
Slika 3
Ravnotežje v sistemu kisik-žveplo-kalcij-temperatura
Fig. 3
Equilibrium in the oxygen-sulphur-caIcium-temperature system
OfiiO 0,030 0.020
<o
0,010
= 0,001% =0j003°/c
= aCaS - 0.1 CfcaO- 1
r -i6oo °c
!Cal = 0,003% %
--- 1575 °C (1848 K)
--- 1600°C (1873K)
--- 1625 "C (1898 K)
aCM = 0.5
Ocos = I
Tabela 1: Mehanizem tvorbe sulfidnih vključkov		v tekočem jeklu in ob strjevanju
Količina topnega kalcija	Tekoče jeklo	Med strjevanjem
Majhna (< 1 ppm)	aCas < 1 Ca0-Al203-CaS monofazni	Ca + S -> CaS v Ca0-Al203-CaS Preostali S —» MnS ali je raztopljen v železu
Srednja (nekaj ppm)	aCaS = 1 Ca0-Al203-CaS + Cas dvofazni	Ca + S —> CaS (se naloži na vključek Ca0-Al203 ali se izloči samostojno
Velika	aCaS — 1
(več lOppm) Ca0-(Al203)-CaS + Cas dvofazni
Ca + S -» CaS (samostojno izločenje)
MI/V-81/892/5 -7
reakcijo razžveplanja kot dezoksidacije, lahko pri-vzamemo, da je aktivnost CaO enaka 0,5. Raz-žveplanje poteka v prisotnosti kalcija po enačbi (7). Do kod poteka reakcija, pa je odvisno od vsebnosti kalcija in aktivnosti CaS (slika 3). Aktivnost CaS je odvisna od različnih pogojev in mehanizem tvorbe sulfidnih vključkov v tekočem jeklu in ob strjevanju prikazuje tabela 1. Na primer, če imamo nad jeklom prisotno veliko žlindre, sestave Ca0-Al203, bo ta žlindra absorbirala CaS in aktivnost CaS bo zato majhna in reakcija razžveplanja bo potekala tudi pri manjših vsebnostih kalcija, medtem ko pa je v primeru, če ni prisotne primerne žlindre, ki bi absorbirala CaS, aktivnost CaS enaka 1 in razžveplanje poteka le pri večji vsebnosti kalcija. Če ni žlindre Ca0-Al203, ampak le vključki, sestave Ca0-Al203, lahko taki vključki absorbirajo majhne količine CaS, toda večje količine CaS bodo prisotne v Ca0-Al203 kot heterogene faze. Kot možno lahko privzamemo naslednjo razlago: vemo, da je topnost žvepla v jeklu neznatna, vendar je ob prisotnosti mangana cca 1 % možna topnost do 30 ppm. Če je v jeklu le malo kalcija, se bo tvoril CaS, preostalo žveplo pa bo v ravnotežju z manganom. Če poteka razžveplanje ob aktivnosti CaS manj kot ena in ob majhni vsebnosti kalcija, bo prišlo do tvorbe CaS, ki se izloča kot čisti CaS ali pa kot heterogena faza, oziroma okoli vključkov Ca0-AI203. Preostalo žveplo se bo izločilo kot MnS, del pa bo lahko raztopljen v železu. Pri nekoliko večji vsebnosti kalcija (do 10 ppm) se pri strjevanju izloča CaS, ki se nalaga k Ca0-Al203 ali pa se izloča samostojno kot CaS.
Kot smo že ugotovili, mora biti jeklo predhodno dobro dezoksidirano z aluminijem, da zagotovimo čim boljši učinek kalcija. Čeprav lahko dobimo z vpihovanjem CaSi tudi modificirane vključke v jeklih, pomirjenih s Si in Mn, je mnogo večji učinek razžveplanja pri predhodno pomirjenih jeklih z aluminijem. Na sliki 4 so prikazane tipične sestave vključkov pri različni dezoksidaciji in vpihovanju CaSi13.
CaO
60 80 a,2o3
PVjMllBI I PRED j 4 - 12
Slika 4
Sestava vključkov po vpihovanju CaSi
Fig. 4
Composition of inclusions after the injeeted CaSi
Razvidno je, da gre za štiri vrste različnih vključkov, ki so podrobneje opisani v tabeli 2. Največkrat so najbolj zaželeni vključki iz področja 4. Z doseganjem sestave vključkov v področju 4 preprečimo tudi mašenje izlivkov zaradi tvorbe grozdov A1203 vključkov. Paziti pa je potrebno, da v jeklih z nižjo vsebnostjo aluminija ne vpihamo preveč kalcija, kajti lahko se tvorijo vključki Ca2Si04 z visokim tališčem in pride do zamašitve izlivkov.
Pri naših dosedanjih poskusih smo imeli jeklo pomirjeno z aluminijem in smo že dokazali, da pride z vpihovanjem CaSi do tvorbe vključkov, tipa Ca0-Al203 s CaS kožico (si. 5). Ti vključki so v področju 4 in so neplastični, kar pomeni, da se med predelavo drobijo, kar smo z našimi raziskavami že dokazali.
Tabela 2: Vpliv vsebnosti aluminija in količine 5. RAZPOREDITEV VKLJUČKOV vpihanega CaSi na vrsto vključkov	V KONTINUIRNO ODLITI GREDICI
V	jeklih, ki niso obdelana s kalcijem, so sulfidi prisotni kot MnS v meddendritnih conah. Ker se med strjevanjem mangan in žveplo koncentrirata v meddendritnih prostorih, se prične izločati manganov sulfid, ko je vsebnost obeh elementov tolikšna, da preseže topnostni produkt mangana in žvepla.
V	primeru jekel, obdelanih s kalcijem, pa so ugotovili14.15, da so prisotni globularni vključki tudi v dendritih. Delež sulfidov, ki so prisotni v dendritih, je ca 60%. To dejstvo lahko razlagamo s tem, da so prisotni globularni raztaljeni vključki že v tekočem jeklu.
Zato je razporeditev vključkov v konti-gredici iz radikalne kontinuirne livne naprave odvisna že od vključkov, prisotnih v tekočem jeklu. Pokazalo se je, da je v zgornjem delu gredice precej več vključkov kot v spodnjem. Vzrok tega je, da je strnjena lupina preprečila izplavanje (izločanje) vključkov.
Vsebnost vključkov v tekočem jeziku, ki izplavajo po Stokesovem zakonu je prikazana z izrazom:
CL = CL0 exp -Vp . t/H	(17)
kjer pomeni:
CL0 = vsebnost vključkov ob času t = O CL = vsebnost vključkov ob času t Vp = hitrost izloč. vključkov v stacionarni kopeli H = globina v tekočem jeklu t = čas
AUV0 kgft Vrsta vWj'učka
<	0,005 < 1 Al203-Ca0-Si02-Mn0 kompleksni
oksidni vključki z MnS. Oksidi in sulfidi so zelo plastični. Območje taljenja: 1400—1500° C (področje 1 na sliki)
<	0,005 > 1 Ca2Si04 — kompleksni oksidni
vključki z majhnimi količinami A1203. Prisotnot CaS. Neplastični vključki z območjem taljenja 1900 do 2100° C (področje 2 na sliki)
0,010 < 1 Al203-Ca0-Si02 — kompleksni oksidi, notranji del je največkrat A1203, lupina pa iz (Mn, Ca) S. Neplastični vključki z območjem taljenja 1600 do 2000° C (področje 3)
> 0,010 > 1 Al203-Ca0 kompleksni vključki, prisotnost CaS. Neplastični vključki. Območje taljenja 1350 do 1600° C. (področje 4)
MI/V-81/892/6 -14
Talina : 068778 Kval. : Pz 45 palica f 17mm
prečno l/pihano 2 kg CaSi/t
Si -0,26 % Mn -0,76 % 5 -0,017%
Altop-0,022%
ZPr
K
j"
i
h ! H i Li
e e
o Center-o
<N
F—'
SPt

v = 0,7 m /min R= 10 m
-V = 50/j m
---V= 20/jm
---V= 5 pm
Slika 5
Tipičen modificiran vključek po vpihovanju CaSi
Fiig. 5
Typical modified inclusion after the injected CaSi
Slika 6
MllV-8ll892/S-9
Teoretična razdelitev vključkov v kontinuirno odliti gredici (V = velikost vključka, v = hitrost litj^, R= radij kontinuirne livne naprave)
Fig. 6
Theoretical distribution of inclusions in the continuousJy čast billet (V j— inclusion size, v <— casting rate, R — radius of continuous casting machine)
Z uporabo enačbe (17) v času t = 5 minut so izračunali11 koncentracijo in razporeditev vključkov v konti gredicah iz radialnih konti-livnih naprav. Rezultat je prikazan na sliki 6.
Če je velikost vključkov manjša, se vključki razporejajo preko celega preseka in vrh se zniža. Pri velikosti vključkov 5 (im pravzaprav ni več izrazitega vrha. Pri dodatku dovolj kalcija v jeklu, pomirjenem z aluminijem, imamo že v jeklu tekoče vključke Ca0-Al203. Zelo drobni oksidni vključki zato brez težav koagulirajo in izplavajo iz tekočega jekla. Zato so preostali vključki Ca0-Al203 v jeklu zelo drobni.
Tudi z našimi rezultati smo potrdili te teoretične predpostavke. Podrobno smo analizirali razdelitev vključkov v treh talinah, obdelanih s CaSi. Rezultati so prikazani na sliki 7. Razvidno je, da je najugodnejša razporeditev in najmanjše število vključkov pri talini 068778, v katero smo vpihali največ CaSi (2kgCaSi/t). Očitno so v tej talini tudi najbolj drobni vključki, saj je analiza na REM pokazala, da vključki v talini 068778 niso večji od 5 pm. Zato lahko trdimo, da se rezultati analize razporeditve vključkov praktično odlično ujemajo s teoretičnimi predostavkami.
6. ZAKLJUČKI
Poskušali smo teoretično pojasniti potek nekaterih reakcij v jeklu zaradi postopka vpihovanja drobnozrnatega CaSi. Opisali smo reakcijo raz-žveplanja in dezoksidacijo, nastajanje sulfidnih vključkov v jeklu in razporeditev vključkov v kon-tinuirno odliti gredici. Najvažnejši zaključki pri tem so:
ZP
£
*- Center ii
"O
SP
100 120 UO 160 180 200 N
Ml/ V- 81/892/ 7 -JO
Slika 7
Razdelitev vključkov iv kontinuirno odlitih gredicah iv SŽ Železarni Jesenice (ZP-zgornja ploskev, SP-spodnja ploskev
Fig. 7
Distribution of inclusions in ;the continuously čast billets in Jesenice Iromvorks (ZP i— upper face, SP >— lovver face)
—	določena je termodinamična odvisnost med vsebnostmi žvepla, kalcija, kisika, aluminija in temperaturo,
—	pojasnjen je vpliv aktivnosti CaO in CaS, oz. sestave žlindre na vrsto vključkov,
—■ prikazan je mehanizem tvorbe vključkov v odvisnosti od vsebnosti aluminija in količine vpi-hanega CaSi, oz. vsebnosti kalcija v jeklu,
—	razložena je razporeditev vključkov po preseku kontinuirno odlite gredice na radialni konti-nuirni livni napravi. Z aplikacijo lastnih rezultatov smo pritrdili teoretične predpostavke in ugotovili, da pride pri vpihovanju zadostne količine CaSi v jeklo, pomirjeno z aluminijem, do tvorbe lahko taljivih vključkov CaO-Al203. Ti vključki brez težav koagulirajo in izplavajo iz taline. Tudi preostali vključki Ca0-Al203 v jeklu so zelo drobni.
Dobljeni izsledki so del celotnega modela procesov pri vpihovanju CaSi v jeklo. Potrebna je še teoretična analiza nekaterih ostalih faz tega postopka in kot celota bo to predstavljalo kompleksen termodinamični model reakcij pri vpihovanju CaSi.
Literatura
1.	Gammal E1 Tarek: »Eiinschlusstrnodifikaition durch geeigmete Entsohwefalungs und De^osidationsmititel« Radex-Rundschan (1981), Heft 1/2, s. 380—390.
2.	W»da K. et ali: »Investigaition of desulphuirizafcion and deoxidation in injection metallurgy«. Scaninjeot II Lulea, Svveden (1980), june 12,—13., s. 21:1—21:15.
3.	Gustafsson S.: »On the in.teraction betvveen some strong deoxidizers, e. g. calcium aind oxygen in liquid iron«. Scankiject II Lulea, Svveden (1980),, june 12.— —.13., s. 23:1—23:19.
4.	Abratis Horst und Langhammer Hans: »Behandlung von Sitahlschmelzen in der Pfanne mit Feststoffen«. Radex-Rundschan (1981), Heft 1/2, s. 436—443.
5.	Forster Eekehard et aH: »Desoxidation und Entschvve-felung durch Einblasen von Calciiumverbindungen in Stahlschmelzen und ihre Auswirkungen auf die mecha-nischen Eaigensohaften an Grobblechen«. Stahl und Eisen (1974), Heft 11, s. 3—14.
6.	Prešern Vasilij: »The influence of slag Compozition on CaSi injection into the ladle«. Scaiiinjeot II Lulea, Svveden (1980), june 12,—13., s. 14:1—14:22.
7.	Prešern Vasilij in sodelavci: »Kakovostne izboljšave neprekinjeno ulitih gredic in nekaterih jekel za preoblikovanje v hladnem z vpihovanjem CaSi«. XXVII. posvetovanje strokovnjakov črne in barvne metalurgije ter livarstva Slovenije, Portorož, 9.—10. oktobra, 1980.
8.	Prešern Vasilij, Ferketič Vlado: »Pfannenbehandlung fliissiingen Stahles durch Einblasen von CaSi«. XXXI. Berg und Huttenmannischer Tag, 24. Juni bis 27. Juni 1980, Freiberg, DDR.
9.	Prešern Vasilij, Dejbelak Tine: »Vpliv raifinaoij.e v ponvi na po.tek strjevanja konti gredic dimenzije 140 X 140 mm«. Poročilo Met. inštituta, nal. 817, december 1980.
10.	Kniippel H.: »Desoxydaticxn und vakuumbehamdlung von Stahlschmelzen«. Stahleisen M. B. H., Diisseldorf 1970.
11.	Kulikov I. S.: »Raskislenie metallov«. Izd. »Metallur-gija«, Moskva (1975), s. 182.
12.	Takamasa Ohno et ali: »A Discussion on the Mecha-niSm of Sulphdde Shape Control with Ca Addition«. 99th ISIJ Meetiing, April 1980, Leetu-re No. s. 261.
13.	Tahtinen K., R. Vainola: »Use of iliadle injection itreat-ment at a mirni steel plamt«. Steel 80's International
Symposdum on modem developments in steelmaking, Jamshedpur, Indiiia, 16.-18. febraary, 1981.
14.	Narita K. et ali: Tetsu to Hagaine, 64 (1978), s. 118.
15.	Ikeda T. et aH: »Shape Control Mechanism of Nonme-talildc Inclusions by Calcium Treatment«. The Sumi-tomo Search, No. 22, November 1979, s. 58—71.
ZUSAMMENFASSUNG
Ein Teil des Systemes der Reaiktionen beim Einblasen von CaSi in den Stah/l iin der Pfanne w(ird beschrieben. Die(> wichtigsten Ergcbnfisse sikid die Bestiimrnung der the»modynamischen Abhangigkek zvvischen dem Gehalt von Schvveffel, Kalzium, Sauerstoff, Aluminium und der Temperatur, Einfluss der CaO und CaS Aktivitat auf die Art und Zusammensetzung der Einschlusse, Bildungs-
mechanismus der Einschlusse und eine Klarung der Einschlussverteilung iim Ouerschnitt des Stranggegosse-nen Kniipples. Die theoretische Erklarung der Prozesse ist mit den Ergebnisseo einiger Industrieversuche ver-glichen vvorden und die Richtigkeit ddeser Voraussetzung dadurch bestatigt wiorden.
SUMMARY
Some reactions occuring in injection of fine povvdered CaSi into laddle 'are described. The most important oon-olusions are the determination of thermodynamie corre-lations betvveen the sulphur, calcium, oxygen, and aluminium contents amd the temperature, the influence of the CaO and CaS activdties on the type and composition
of inclusions, the mechanism of the inclusion formation, and the explanation of the distribution of inchtsians across the cnoss section of contin.uausly čast billet. Theo-retdcal expIanations of prooesses were compared by the results of some industrftal tests, and thus the validity of suppositions was determined or confi-rmed.
3AKAI01EHHE
AaHa naCTt onncamm CHCTeiibi peaimHH npn bayb3hhh mcako-3epu»CToro CaSi b CTaAb. CaMbie BajKHLie 3aKAio4eHH» iipeACTanAnei orrpeAeAeHHe TepM0AHHaMaiwecK0ii aaBHCHMoc-ni mokay coAep»a-HHeM cepLl, KaABiiHH, KHCAopOAa, aAJOMHHHH H TeninepaTypbi, TaioKe BAHHHHH aKTHBHOCTH CaO H CaS Ha BHA OTH. Ha COCTaB BKAIOTeHHH. B paSoTe raioKe paccMOTpeH MexaHH3M o6pa3osaHH« BKAKMeHHft H
noacHeHO pa3MemeHHe BKAioiemiH no cevieHHH b HenpepbiBHO otah-Tbix 3ar0T0B0K. TcopeTHMecKOc odacneHHe npoueccoB cpaBiieno c HeKOTOpbIMH HCnbITaHHHMH VCTaHOBAeHHbIMH B npOMblHIAeHHOCTH, Ha 3tom ochobahhh onpeataeha. oth. noatbep^kaena ncnpabhoctb onHcaHHbix ni>eAn0A0)KeHHH.
Raziskave za termično obdelavo valjev iz indefinitne litine
UDK: 669.131:621.78—97 ASM/SLA: Cl-n, M28p
Franc Mlakar, V. Tucič
»Indefinite-chill« valji se v glavnem rabijo za vroče valjanje pločevine. Ti valji morajo imeti čim višjo trdoto pri določeni žilavosti. Po ulivanju imajo valji iz te litine nestabilno metalografsko strukturo, zato je nujna termična obdelava pred uporabo. V članku smo opisali raziskave različnih termičnih obdelav indefinitne litine.
UVOD
Indefinitna litina, s tujko »indefinite chill«, ki jo proizvajajo v železarni štore, se uporablja za ulivanje valjev. Glede na stopnjo legiranja indefinitne valje delimo v tri razrede trdot:
Oznaka železarne Štore	Trdota (ShC)	Primerjalna trdota v HB
IN-D-60	55—65	400—450
IN-D-65	60—70	440—500
IN-D-75	70—80	500—600
Indefinitni valji se v glavnem uporabljajo v valjarnah toplovaljanih tokov. Na reverzirnih ogrodjih polkonti valjam se uporabljata kvaliteti IN-D-60 in IN-D-65, medtem ko na končnih konti ogrodjih polkonti prog vgrajujejo valje, kvalitete IN-D-75. Ista kvaliteta se uporablja tudi na re-verzirnem ogrodju Steckel.
LASTNOSTI INDEFINITNE LITINE
Že sama beseda »indefinite Chill« pove, da ima takšen valj nedoločljivo makrostrukturo od delovne površine proti globini. Za primerjavo moramo vzeti trde valje — valje s trdo oblo—, kjer s prostim očesom zelo dobro ločimo delovno plast od jedra valja. Ti valji imajo plast sestavljeno iz ledeburita in perlita, brez izločenega grafita. Zato je ta plast svetla in jo imenujemo bela plast. Jedro teh valjev pa je sestavljeno iz perlita in lamelar-nega grafita. Zato je sredina valja sive barve. Prehod med belo (delovno) plastjo in jedrom je zelo oster. To lahko sklepamo tudi po padcu trdote (Dia.l).
Oddaljenost od delovne površine (mm) Diagram 1
Padec trdote v oddaljenosti od delovne površine pri valjih s trdo oblo
Diagram 1
Hardness reduction as the function of distance from the working surface for chilled rolls
Pri indefinitnih valjih te meje med belo plastjo in jedrom s prostim očesom ne moremo ločiti. Bela plast postopoma prehaja v sivo jedro. Zaradi tega je tudi padec trdote manj izrazit kot pri trdih valjih (Dia. 2).
Vzrok za to je, da indefinitni valji vsebujejo določeno količino izločenega grafita, katerega delež postopoma raste proti globini.
Ne glede na način taljenja in modificiranja, dosežemo z legiranjem s kromom in nikljem »indefinite chill« strukturo. Za izboljšanje toplotne odpornosti pri eksploataciji valjev se dodaja molibden ali pa tudi titan in vanadij. Zaradi visokih vsebnosti kroma, niklja in molibdena je metalografska struktura pretežno sestavljena iz ledeburita in bainita, z vedno večjim deležem inter-dendritsko usmerjenega grafita proti notranjosti
Oddaljenost od delovne površine (mm/ Diagram 2
Padec trdote v oddaljenosti od delovne površine pri »indefinite-chill« valjih
Diagram 2
Hardness reduetion as the funetion of distance from the working surface for indefinite-chill rolls
odlitka. To strukturo pa pogojuje tudi hitra ohladitev taline ob steni kokile (slike 1, 2 in 3).
IZHODIŠČA ZA IZBIRO POSKUSOV
Tehnologija izdelave livarskih kalupov, izdelave talin in termična obdelava s področja proizvodnje valjev je zelo slabo zastopana v tehnični literaturi. Vzroki za to so v visoki ceni tovrstnih odlitkov in
Slika 1
Metalografska struktura na delovni površini »indefinite--chill« valja •— povečava 100 X, nital
Fig. 1
Metallographic structure of the vvorking surface of indefinite-chill roll. Magnification 100 x, Nital
Slika 2
Metalografska struktura v globini 20 mm od delovne površine »indefinite-chill« valja — povečava 100 X, nital
Fig. 2
Metallographic structure 20 mm belovv the working surface of indefinite-chill roll. Magnification 100 X, Nital
konkurenčni bitki med posameznimi proizvajalci. Vsaka livarna valjev skuša ustvariti svoje raziskovalne vire, katerih izsledke nato izkoristi v proizvodnji, da bi dosegla boljšo vzdržnost valjev in s tem večji uspeh v konkurenčni tekmi med proizvajalci valjev v svetu. Zato so vsi raziskovalno-tehnološki izsledki tajnost samega proizvajalca in le redko zaidejo na strani tehnične literature.
Ena od faz izdelave indefinitnega valja je termična obdelava. Za termično obdelavo je od začetka proizvodnje teh valjev v Štorah prevladovala zahteva po odpravi notranjih napetosti, ki so posledica ulivanja. Po navodilih nekega tujega strokovnjaka je to napetostno žarjenje potekalo pri 430° C.
Slika 3
Metalografska struktura v globini 40 mm od delovne površine »indefinite-chill« valja — povečava 100 X, nital
Fig. 3
Metallographic |structure 40 mm belovv the ivorking surface of indefinite-chill roll. Magnification 100 x, Nital.
K trditvi, da gre pri tej termični obdelavi zgolj za odpravo notranjih napetosti, sta se pojavila dva dvoma:
a)	literatura navaja precej nižje temperature žarjenja za odpravo notranjih napetosti,
b)	trditve strugarjev pri mehanski obdelavi valja o boljši obdelovalnosti termično obdelanih valjev od tistih, ki niso bili napetostno žarjeni.
L. Hiitter navaja, da trdota indefinitnih valjev narašča z večanjem mangana, kroma in niklja. Pri tem poudarja, da silicij bistveno ne vpliva na trdoto. Metalografska struktura naj bi pri teh kemičnih sestavah bila ledeburitno-martenzitna.
J. Thieme pa navaja, da je struktura indefinitnih valjev ledeburitno-avstenitno-bainitna. To dokazuje z rezultati preiskav, ko zasleduje avste-nitno-bainitni del strukture pri različnih temperaturah žarjenja. Z rastočo temperaturo žarjenja prehaja avstenitno-bainitna struktura v območje zgornjega in spodnjega bainita. Pri različnih ter-
03 3:
o "O £
500 520 460 420 380 340 300 260 220 160
£2 \			
	1		
	\ l		
	\ \ \		
O	•		
B_ ^	/ \	A \ o \ \	
			>_o--<
		3	
A		\ \	
		\ \ S H	
			t* S
300 400 500 600 700 Temperatura ("C )
Diagram 3
Vpliv temperature žarjenja na trdoto vzorcev iz avstenit-no-.bainitne strukture po J. Thiemeju
Diagram 3
Influence of annealing temperature on the hardness of samples of austenitic-bainitic structure by J. Thieme
mičnih obdelavah dobi Thieme povečano trdoto vzorcev pri temperaturi žarjenja okrog 5001 C. (Dia. 3)
OPIS POSKUSOV
V našem delu smo se odločili za iskanje najbolj primerne temperature toplotne obdelave in optimalnega časa žarjenja na delovni temperaturi.
Za preiskave smo uporabili kokilne vzorce, ki se uporabljajo v redni proizvodnji za ocenitev uspešnosti priprave taline. Kokilni vzorci se ulivajo na kokilno ploščo pred ulivanjem valja. Iz njihovega preloma se da ugotoviti globina bele plasti, kar je livarju vodilo o uspešnosti ali neuspešnosti priprave taline. Poleg tega ima kokilni vzorec enako trdoto, oz. padec trdote, kot jo ima potem valj.
Preiskovali smo vzorce z naslednjo kemično sestavo:
C — 3,20 % Si — 0,93 % Mn — 0,55 % P — 0,035 °/o S — 0,065 %
Cr — 1,29 % Ni — 3,70 % Mo — 0,47 % Ti — 0,073 %
Valj s to kemično sestavo ima na površini 540—600 HB.
Kokilne vzorce smo žarili v laboratorijski ža-rilni peči. Žarjenja so bila enostopenjska z ohlajanjem v zaprti peči. Trdote smo merili na stroju za merjenje trdot po Vickersovem načinu. Vse meritve trdot smo potem zaradi hitrejše primerjave z rezultati iz proizvodnje, kjer trdote valjev merimo po Shoreju ter primerjamo te vrednosti z Brinellom, pretvorili v stopinje Bri-nella (HB).
Glede na padec trdote od delovne površine proti globini valja smo določili vedno ista mesta merjenja trdot, in sicer 5,15 in 25 mm od spodnjega roba kokilnega vzorca, oz. od kokilne plošče.
VPLIV TEMPERATURE IN ČASA TOPLOTNE OBDELAVE NA TRDOTO IN STRUKTURO KOKILNIH VZORCEV
Kokilne vzorce smo termično obdelali na temperaturah med 200 do 700° C. Žarjenje je trajalo dve uri na delovni temperaturi. Ohlajanje je potekalo v zaprti peči (Dia. 4).
Merjenje trdot je pokazalo, da trdote do temperature žarjenja 350—400° C padajo. Po tej temperaturi pa pride do porasta trdote, ki ima svoj maksimum pri 500° C. Pri temperaturah nad 500° C trdota zopet začne padati (dia. 5). Oblika krivulj je podobna za vsa tri mesta merjenja trdot. Razlika je samo v tem, da je interval trdot širši do temperature okrog 400° C, pri višjih temperaturah pa je precej ožji.
Čas popuščanja (h ) Diagram 4 Žarjenje kokilnih vzorcev, čas 2 uri Diagram 4
Annealing of mould-cast samples, 2 hours
Podobni diagrami so poznani za orodna, oz. hitrorezna jekla, ki imajo martenzitno strukturo z zaostalim avstenitom. Pri višjih temperaturah popuščanja teh jekel pride do pretvorbe zaostalega avstenita in izločanja karbidov, ki povzročajo povišanje trdote. To je tako imenovana izločevalna utrditev.
Metalografska preiskava nežarjenega kokilnega vzorca kaže, da je struktura sestavljena iz 50 % ledeburita, 20 % bainita in 30 °/o zaostalega avstenita (slika 4, 5).
Kljub padanju trdote se ta struktura ne spreminja do temperature žarjenja 430° C (si. 6).
Temperatura (°C)
Diagram 5
Vpliv temperature na trdoto po dveurnem žarjenju
Diagram 5
Influence of temperature on hardness after 2 hour annealing
Slika 4
Metalografska struktura nežarjenega kokilnega vzorca v globini 15 mm t— povečava 100 X, nital
Fig. 4
Metallographic structure of not annealed mould-cast sample 15 mm belovv the surface. Magnification 100 X, Nital
Pri temperaturi 470° C opažamo povečano število bainitnih igel in izločene karbide v avstenit-nem področju, ki se opazijo samo pri velikih povečavah. Količina teh karbidov je največja pri temperaturi žarjenja 500° C (si. 7).
Zato je povsem razumljivo, da je tu maksimum trdote pri žarjenju zaradi izločevalne .utrditve. Z zvišanjem temperature žarjenj pride do popolne pretvorbe zaostalega avstenita v bainit in koagu-lacije izločenih karbidov ter s tem padanja trdote. Zato že pri temperaturi 600° C ni več zaostalega avstenita, medtem ko pri 700° C lahko govorimo že o zgornjem bainitu (si. 8).
Delež ledeburita je pri vseh temperaturah žarjenja enak.
Slika 5
Metalografska struktura nežarjenega kokilnega vzorca v globini 15 mm —■ povečava 630 x, nital
Fig. 5
Metallographic structure of not annealed mould-cast sample 15 mm belovv the surface. Magnification 630 X, Nital
500 <70
430 400
350
Ohlajanje 20°C/h
Slika 6
Metalografska struktura kokilnega vzorca v globini 15 mm, žarjenega na temperaturi 430 "C, 2 uri — povečava 630 X, ni t al
Fig. 6
Metallographic structure of mould-cast sample 15 mm belovv the surface, being annealed 2 hours at 430 "C. Ma-gnification 630 X, Nital
V fazi izločevalne utrditve dobimo manjši padec trdote v globino, kot pri surovem vzorcu ali pri temperaturah žarjenja do 430° C. To si lahko razlagamo z enakomernim izločanjem karbidov po celem preseku vzorca in s tem približevanjem trdot ledeburitnih in bainitnih področij.
Že te ugotovitve nakazujejo, da predpisana termična obdelava indefinitnih valjev (430° C) ni zgolj žarjenje za odpravo notranjih napetosti. Bistvo je v pretvorbi zaostalega avstenita v bainit, kar pomeni, da je to v principu popuščanje.
Zato smo v nadaljnjem delu zasledovali čas držanja na temperaturi popuščanja, da bi ugotovili, kako ta čas vpliva na pretvorbo zaostalega
Slika 7
Metalografska struktura kokilnega vzorca v globini 15 mm, žarjenega na temperaturi 500 "C, 2 uri — povečava 620 X, nital
Fig. 7
Metallographic structure of mould-cast sample 15 mm belovv the surface being annealed 2 hours at 500 "C. Ma-gnification 620 x, Nital
Slika 8
Metalografska struktura kokilnega vzorca v globini 15 mm, žarjenega na temperaturi 700 "C, 2 uri — povečava 630 X, nital
Big. 8
Metallographic structure of mould-cast sample 15 mm bellovv the surface, being annealed 2 hours at 700 °C. Ma-gnification 630 X, Nital
avstenita v bainit. Časi popuščanja so za različne temperature bili med dvema in oseminštiridesetimi urami (Dia. 6).
Daljši časi popuščanja na 500° C so povzročili zelo hiter padec trdote (Dia. 7). Tako so vrednosti trdot po petih urah popuščanja blizu spodnje meje in po dvanajstih urah povsem na spodnji meji zahtevanih trdot. Po dveh urah popuščanja na tej temperaturi opazimo karbide, ki se izločajo iz avstenita. Peturno popuščanje pa privede do
Diagram 6
Žarjenje kokilnih vzorcev pri različnih temperaturah in časih popuščanja
Diagram 6
Annealing of mould-cast samples at various annealing temperatures and tempering times
600
580
cq 560 a:
S o 73
L1-
■g 540
520
500
			Globina
	k		o----/5 mm x----— 25 mm
	% \	\\	
	\	\ \	
		\ \ \ \	
520
	/		
	/ S s	____—-	■----'
			
			
2 5	12
Čas popuščanja (h) Diagram 7
Vpliv časa popuščanja na trdoto pri temperaturi 500 '"C
Diagram 7
Influence of tempering times on the hardness at 500'C
do koagulacije karbidov. Po dvanajstih urah popuščanja pride do pojava zgornjega bainita, podobno kot pri dveurnem popuščanju na 700° C.
Podaljševanje časov popuščanja na 470° C je prineslo precej manjši padec trdote v primerjavi s padcem le-te pri temperaturi 500° C (Dia. 8). Po štiriindvajsetih urah popuščanja imamo približno enake trdote kot po petih urah popuščanja na temperaturi 500° C. Do popolne pretvorbe zaostalega avstenita v bainit je prišlo po petih urah popuščanja, koagulacija karbidov pa se je pojavila po dvanajstih urah žarjenja na 470° C.
Čas popuščanja I h)
Diagram 9
Vpliv časa popuščanja na trdoto pri temperaturi 430 "C
Diagram 9
Influence of tempering times on the hardness at 430 "C
Precej drugačno sliko dobimo pri popuščanju na temperaturi 430° C. Po precej nizkih trdotah, ki smo jih dobili po dveurnem žarjenju, se trdota precej dvigne po petih urah popuščanja, ko skoraj že doseže zgornjo mejo predpisanih trdot. Trdota doseže svoj maksimum po dvanajstih urah in je konstantna za nadaljnjih dvanajst ur popuščanja. Šele po štiriindvajsetih urah popuščanja začne padati (Dia. 9).
Pri popuščanju na temperaturi 400° C je za povišanje trdote potreben precej daljši čas. Trdota šele po dvanajstih urah doseže enake vrednosti, kot po petih urah popuščanja na 430° C (Dia. 10).
Naredili smo tudi nekaj poizkusov popuščanja na temperaturi 350° C. Trdota se začne približevati zgornji predpisani meji šele po šestintrideseturnem popuščanju. Struktura je tudi po tem času popuščanja sestavljena iz bainita in zaostalega avstenita. Izločenih karbidov kljub porastu trdote nismo opazili.
POVZETEK IN ZAKLJUČKI
Zasledovali smo termično obdelavo tehnoloških vzorcev, ulitih iz indefinitne litine. Na podlagi meritev smo izdelali diagrame trdot za posamezne temperature popuščanja in čase popuščanja na teh temperaturah. Pri tem smo ugotovili, da trdota
Globina
5 mm 75 mm 25 mm
Čas popuščanja (h) Diagram 8
Vpliv časa popuščanja na trdoto pri temperaturi 470 "C Diagram 8
Influence of tempering times on hardness at 470'C
Čas popuščanja (hI
Diagram 10
Vpliv časa popuščanja na trdoto pri temperaturi 400 °C
Diagram 10
Influence of tempering times on the hardness at 400 "C
izhodnega stanja pada po dveh urah popuščanja do temperature popuščanja 400° C, nato začne naraščati do temperature 500° C. Če temperaturo termične obdelave še dvigujemo, pride do ponovnega padanja trdote. Podobni diagrami trdot so poznani za hitrorezna jekla. Metalografska preiskava vzorcev je pokazala, da je mikrostruktura sestavljena iz ledeburita in bainita z zaostalim avste-nitom. Pri temperaturah popuščanja nad 400° C pride do izločanja karbidov iz zaostalega avstenita. Pretvorba zaostalega avstenita je v popolnosti končana pri temperaturi 500° C. Zato je prišlo tu do največjega povečanja trdote. Po popuščanju na višjih temperaturah pride do koagulacije teh karbidov in zaradi tega začne trdota padati.
Pri daljših časih popuščanja pride do izločanja karbidov iz zaostalega avstenita, kot tudi do popolne pretvorbe zaostalega avstenita pri nižjih temperaturah, ki pa niso nižje od 400° C.
Skupni odnos trdot, temperatur popuščanja in časov popuščanja prikazuje diagram 11.
Iz dobljenih rezultatov izhajajo naslednje ugotovitve in zaključki:
Diagram 11
Vpliv temperature in časa popuščanja na trdoto kokilnih vzorcev
Diagram 11
Influence of tempering temperature and time on the hardness of mould-cast samples
1.	Termična obdelava, ki se je do sedaj uporabljala za »indefinite-chill« valje, ni samo napetostno žarjenje, ampak je tudi popustno žarjenje.
2.	Možno je izbrati drug način žarjenja v odvisnosti od temperature in časa žarjenja. Pri tem je treba upoštevati, da je potrebno zariti za odpravo notranjih napetosti, ki nastanejo kot posledica ulivanja in volumskih sprememb pri pretvorbi zaostalega avstenita.
3.	Termična obdelava indefinitnih valjev je potrebna, ker povečanje notranjih napetosti lahko povzroča poškodbe (luščenje, zlom) v toku eks-ploatacije. Do pretvorbe avstenita lahko pride med časom obratovanja zaradi ogretja delovne površine v kontaktu z valjancem.
4.	Glede na večjo maso valjev v primerjavi z vzorci (nižji gradient ogrevanja), je možno valje žariti na pretvorbo zaostalega avstenita pri temperaturah 400—470° C, medtem ko odpravo napetosti lahko izvršimo pri nižjih temperaturah ali s kontroliranim počasnim ohlajanjem.
Dobljene rezultate že apliciramo v redni proizvodnji. Pri tem natančno zasledujemo obnašanje valjev v fazi eksploatacije, kot tudi preiskavo ob-delovalnosti po termični obdelavi. Nadaljevanje dela na tem področju vidimo v kvantitativni in kvalitativni določitvi izločenih karbidov iz avstenita na mikroanalizatorju za potrditev preiskav na optičnem mikroskopu.
Literatura
1.	L. Hiitter: Hartensswalzen: Nickel-Berichte 1961, Helf 11 in 12.
2.	J. Thieme: Der Einfluss einer Warmebehandlung auf die Struktur der Bomite, besonders in Gusseisen; Giesserei 1959, Helf 23.
3.	Schumann: MetaUographie — Leipzig 1962.
4.	I. Panfeilič: Tehnologija termičke obrade čelaka Novi Sad 1974.
5.	F. Mlakar, V. Tucič, B. Mlač: Optimalni parametri izdelave »mdefinite-chill« valjev; Poročilo Metalurškega Inštituta v Ljubljani, december 1980.
ZUSAMMENFASSUNG
Aus IndefiiiMite-chill Guss werden Walzen gegossen. Dieses Gusseisen hat ein unbestimmtcs Makrogefiige von der Arbeitsoberflache bis zum Innern.
Das met allographische Gefiige des Wiirm ebcba n delt en Indefiniite Gusseisens ist aus Ledeburit, Bainit, Restau-stendt und interdendritiseh gerichteten ausgeschiedenen Grapbites zusammengesetzt.
Im ersten Teil der Umtersuchuingen sind Froben aus diesem Gusseisen bei Temperaturen zvvischen 200 und 700 °C vvarmenbehandelt worden. Das Gliihen auf der Arbeitstemperatur dauerte zwei Stunden, das Abktihlen erfolgte im gesehlossenen Ofen. Die Ergeboisse der Hartemessuingen zeigten, dass die Hartevverte bis zu der Gluhtemperatur von 350 bis 400 "C fallern. Nach dieser Temperatur steigen die Hartevverte bis zu dem MaxLmum bei 500»C.
Bei hoheren Temperaturen (400—500 °C) kommt zu der Umvvandlung des Restaustenites und der Ausscheidung von Karbiden die edne Erhohung der Harte zur Folge haben. Das ist die Ausscheidungshartung.
Noch hohere GlUhtemperaturen (500—700° C) haben eiine vollkomrnens Umvvandlung des Restaustenites in Bainit und eine Koagulation der ausgescbiedenen Karbide und damiit einen Abfall der Harte zur Folge.
Im zweiten Teil der Untersuchungen sind der Einfluss der Zeit und der Gluhtemperatur auf das genanote Um-wandlungsmechaniismus verfolgt worden. Die Untersuchungen zeigten, dass eine volkommene UmvvandJung des Restaustenites bei niedrigeren Temperaturen moglich ist, wenn die Gliihzait lang genug ist. Fiir die Umvvandlung des Restaustenites bei der Temperature von 500 °C war eine Gliihzeit von zwei Stunden ausreichend, dagegen sind bej 1100 °C vierundzvvanzig Stunden Gliihzeit notig.
SUMMARY
Indefinite-chill čast iron is utilized for casting rolls. This čast iron has indefinite maerostrueture from the working surface tovvards the centre.
Metaldographic structure of heat treated indefioite-chiill čast iron is coanposed of ledeburite, bainite, retained austenite, and interdendri;tically direeted precipitated graphite.
In the first part of investigatiions the samiples were heat treated between 200 and 700 °C. Annealing lasted two hours on the vvorking temperature, and cooling was in a olosed furnace. Hardness measurements shovved the reduetion of hardness up to annealing temperatures 350 to 400 °C. At this annealing temperature hardness oom-niences to increase and it reaches the peak at 500 °C. At
higher annealing temperatures (400 to 500 °C) the retained austenite is transformed and carbides are precipitated vvhich cause the increase of hardness. It is the precipi-tation hardening.
Stili higher annealing temperatures (500 to 700 °C) cause the complete transformation of retained austenite into bainite aind the coagulatijon of precipitated carbides, and thus the hardness is reduced.
In the seoond part of the investigation, the influence of annealing time and temperature on the mentioned transformation mechaniism was analyzed. The investiga-tions shovved that complete transformation of retained austenite is possible at lovver temperatures if the annealing tirnes are Iong enough. At 500 "C the necessary time is tvvo hours, at 400 °C 24 hours.
3AKAIOTEHHE
aaa Ii3rOTOBAeHHH t. H. BaAKOB, KOTOpbie yn0Tpe6Aai0Tca npu [OopsieA AHCTonpoKaTKH cAyaatT pacnAaB HeonpeAeAeHHoS MHKpo-cTpyKTypbi Ha<tHHaa ot paSonefi noBepxHocra b HanpaBAeHHH k BHVTpeHHOCTii. MeTaAArpa<j>iraeCKaa CTpyKTypa TepMiMecKH o5pa6o-TaHHbix o6pa3itoB raKOBO pacnAaBa coctoht H3 AeAe6ypHTa, 6efiHHTa, ocTaTOMHoro aycrcHHTa h bhacachim MescAeHApHTHO opneHTHpoBaH-noro rpa<j)HTa.
B nepBoft MacrH HCCAeAOBaima BbinoAHena Tep.\nroecKaa o6pa-oorKa o6pa3tiOB npn t-ax mcžkav 200—700 "c. Oracnr AAHAca ABa <taca npn paSoiefl TeMnepaTypH, a o^Aa/KACHue BeAocb B 3aKpuTOft nemi. H3MepetiHc tbepahocth noKa3aAH, ito npn TeMn-ax oTaatra ao 350—400 °c TBepAOCTb yMeHbinaeTca. IIpu Te\m-ax 400 °c TBep-
AOCTL VRCAIIMHBaCTCH, Me5KAY TeM KaK MaKCHMaABHaH TBepAOCTb
naxoAHTC!t npH 500 °C.
npeBpameHHe ocTaTCMHoro aycTeHMTa H BbiAeAeHHe KapgHAOB np0HCX0AHTb npn So.vee BbicoKHX TeMn-ax (400—500 »C). IIocAeA-CTBne sroro noBbiuieHHe TBepAocrsi. IIpu oraoire npn SoAee bmco-khx TeMn-ax (500—700 °C HacrpiaeT noAHoe npeBpameHHe aycreHHTa b SeftHHT h KoaryAiipoBaHHe BbiAeAeHHft kap6haob H, TaKHM oSpa-30M, y.MeHbUieiiHe TBepAOCTir.
B APyrOH tacTH HCCAeAOBaHHa paCCMOTpeHO BAHaHHe Te.\tn-pbl h AAHTeAbHOCTH OTJKHra Ha ynoMaHyTbifi MexaHH3M npeBpantemiH.
HccAeAOBaHHa noKa3biBaioT, mto noAHoe npeBpameHHe ocTa-tomhoio aycTeHHTa npn 6oAee hh3khx TeMn-ax HacrynaiOT, ecAH OTjKHr npoAOA»aeTca AOBOAbHO aoato. ripu teaii-pe 500 °C AAa npeBpameHHa 0CTaT0<jH0r0 aycTeHHTa aahacb otjkht Asa naca, a npn Te,«n-e 400 "C TpeSoBaAOCb y)Ke 24 <iaca.
Študija o možnosti izkoriščanja filtrskih in sorodnih prahov iz pretaljevalnih agregatov barvnih kovin in zlitin, ki so bogate s cinkom
UDK: 669.2/48 ASM/SLA: A8a, W2
Bogdan Zalar, B. Potočki, I. Wohinz
V Sloveniji imamo več sto ton filtrskih prahov iz pretaljevalnih agregatov Cu-zlitin in nad tisoč ton odpadnega prahu iz procesov predelave Zn-od-padkov'. Ce ti materiali niso predelani, predstavljajo ekološki in ekonomski problem. Preiskave njihovih specifičnih lastnosti so bile osnova za študijo o možnostih predelave v ustreznih procesih, kjer bi pridobili poleg cinka še večino drugih prisotnih kovin. Raziskane so bile hidro- in piro-metalurške možnosti predelave.
1. SINOPSIS DELA IN RAZISKAV
Raziskave zajemajo problematiko izkoriščanja filtrskega prahu iz pretaljevalnih agregatov Cu-zlitin. Problem izjemne finozrnatosti (99 % zrn od 0,2 do 2,0 um) in izjemne voluminoznosti (nasipna gostota 0,17 do 0,2 g/cm3) smo rešili s pe-Ietizacijo. Dosegli smo 4 do 5-kratno povečanje nasipne gostote do ca. 1,0 g/cm3 in trdnost peletov ca. 10 N/pelet. študije in eksperimentalne raziskave luženja so ugotovile 91 do 96 % stopnjo izluženega cinka. Vendar je dobljena raztopina (elektrolit) s 7,5 do 8,4.103 mg Cl/1 (tudi 0 do 20 mg F/l) neuporabna za hidrometalurško predelavo. Ugotovili pa smo možnost uporabe pri industrijski proizvodnji kristaliziranega Zn-sulfata. Glede na možnost pirometalurške predelave smo termodinamično obdelali vse možne reakcije prisotnih spojin in dokazali, da s tega vidika v pogojih Imperial-smelting-procesa ne more biti težav. Eksperimentalno-kinetično smo obdelali reakcije redukcije ZnO v obravnavanem prahu in sintru za Imperial-Smelting-proces (vzorec iz topilnice »Zle-tovo« v Titovem Velesu). Redukcija ZnO v prahu poteka maksimalno pri temperaturah, ki so nižje za ca. 50° C, tudi energija aktivacije reakcije je pri prahu nižja (171 kJ/mol proti 398 kJ/mol).
2. KVALITATIVNA ANALIZA
Prašnati delci v zajetih dimnih plinih so predvsem produkt prehlapevanja in delne oksidacije kovin zlitin in spojin dodatkov.
Rentgenske posnetke vzorcev prahu smo napravili na rentgenskem difraktometru znamke Philips. Prikazano mineraloško sestavo v tabeli 1 smo izdelali s pomočjo dodatne kompleksne kemične analize. Grafični prikaz glavnih sestavin je prikazan na sliki 1.
V obravnavanem prahu je največ Zn (50 do 56 %). Pomembne so tudi vsebnosti Cu (4 do 15 %), Pb (3 do 5 %), tudi Sn (do 1,5 °/o). Zato smo raziskave usmerili na področje regeneracije teh kovin, seveda predvsem cinka.
Tabela 1: Mineraloška analiza reprezentativnega vzorca filtrskega prahu (v %)
Cu,0	5,11
CuS04	2,19
CuCI3	0,16
Cu2(OH)3C1	1,59
ZnO	56,81
ZnAl204	1,34
Zn5(OH)8Cl2	3,7
PbCl2	2,6
Pb(OH)Cl	1,913
2 Pb(OH)Cl + Pb(OH)2	1,82
Sn02	1,68
Sb205	0,016
CdO	0,2
A1203	0,643
Fe	0,64
Co + Ni	0,017
SiO,	1,97
Cr + Mn	0,07
MgO	0,116
PA	0,128
NaCl	0,531
NaOH	1,71
CaCl2	0,564
Ca(OH)2	1,115
x-co3	6,5
C	4,664
Ostalo	1,943
50
40-
30-
20-
10-
0
i? i? ^
o S

OKSIDI
<N
s;	Ž?
—	<N
O	ln
(\j	NJ'

i? i?
S "5 « 2
t* £ 5
KLORIDI HIDROKSID^	SULFAT\
^ S? to o to LO
<\j tO f\* rsj"
OSTALO
Slika 1
Grafični prikaz glavnih spojin v obravnavanem filtrskem prahu
Fig. 1
Graphical presentation of main compounds in the treated filter dust
2.1 Problematika fizikalnih lastnosti
Bistvena karakteristika obravnavanega prahu je izjemna finozrnatost; 99 % zrn je v mejah od 0,2 do 2,0 [im, in izjemna voluminoznost z nasipno gostoto 0,17 do 0,2 g/cm3 ob specifični gostoti 5,0 do 6,0g/cm3. Ustrezna je tudi specifična površina od 20000 do 30000 cm2/g. Vsaka manipulacija in tudi tehnološka obdelava je precej otežkočena in tudi ekološko problematična.
Nasipno gostoto smo povečali 4 do 5-krat, na približno 1,0 g/cm3, s peletizacijo pri naslednjih optimalnih tehnoloških pogojih: premer krožnika = 0,9 m, višina robu krožnika = 120 mm, naklon krožnika = ca. 52°, hitrost vrtenja = 16 do 18 o/min, brez dodatka veziv. Trdnost dobljenih peletov (velikosti 2 do 6 mm v premeru) je 10 N/pelet.
Za vsako nadaljnjo manipulacijo, uporabo ali predelavo je skepljanje filtrskega prahu osnovni pogoj.
3. ŠTUDIJA HIDROTEHNOLOŠKE
PREDELAVE
S študijo in sistematičnimi eksperimenti kislih in kombiniranih luženj, nevtralnih in kislih, smo dokazali 91 do 96 % stopnjo luženja cinka. Ugo-
tovljeni so zelo podobni parametri raztapljanja kot pri običajnih surovinah za elektrolizno pridobivanje cinka. Stopnjo luženja poboljšamo z intenzivnim mehanskim mešanjem. Pri luženju peletov ni problemov pri naknadni filtraciji. Vsebnost klora je v dobljeni lužnici 7,5 do 8,4 . 103 mg Cl/1, kar je več desetkrat večja, kot jo lahko vsebuje normalni elektrolit za elektrolizo. Pri uporabi talila Cubroflux 3711 pri pretaljevanju pride v prah določena količina fluora in v lužnico do 20 mg F/l. V normalnem elektrolitu fluor ni prisoten. Lužnice takšnih dobljenih kvalitet so neuporabne za elek-trolizni proces; dajo namreč kovino cinka z ustrezno relativno visoko vsebnostjo svinca in je pri-jemljivost katodnega cinka na elektrodo povečana od ca. 150 N/cm2 na 400 N/cm2 in več3, čiščenje klora iz lužnice je možno po najnovejšem in patentiranem postopku tekočinske ekstrakcije z organskimi kompleksnimi spojinami4 5; le-ta pa bi bil predrag za razpoložljive količine obravnavanih filtrskih prahov.
Eksperimentalno smo laboratorijsko in industrijsko dokazali možnost uporabe peletov iz obravnavanega prahu za proizvodnjo kristalizira-nega ZnS04. H20 ali ZnS04. 7 H20.
4. ŠTUDIJA PIROMETALURŠKE PREDELAVE
Le s pirometalurškimi postopki smo bolj ali manj sposobni optimalno predelovati Zn-odpadke. Ker pride pri nas v poštev Imperial-Smelting postopek v Titovem Velesu, smo raziskave podrejali le-tej tehnologiji2-6-7.
4.1 Kemizem reakcij z informativnimi
termodinamičnimi osnovami
Termodinamično smo obdelali vse možne razkrojne, oksidacijske in redukcijske reakcije glavnih prisotnih spojin. Reakcije redukcije oksidov v obravnavanem prahu imajo praviloma enake termodinamične pogoje kot oksidi v sintru za Imperial-Smelting postopek. Kemizem razkroja ostalih prisotnih Zn-spojin poteka po reakcijah:
ZnAl204 ^ ZnO + A1203	(1)
Zn5(OH)sCl2 ^ 5 ZnO + 2 HC1 + 3 H20 (2 a)
Zn5(OH)8Cl2 ^ ZnCl2 + 4 ZnO + 4 H20 (2 b)
Iz izračunanih vrednosti prostih reakcijskih entalpij A G (tabela 2) vidimo, da je Zn-špinel neobstojen že pri zelo nizkih temperaturah. Tudi razkroj spojine Zn5(OH)8Cl2 poteka pri relativno zelo nizkih temperaturah.
Termična disociacija CuS04 se začne pri T = = 1078 K. Temu ustrezne so tudi vrednosti reakcijskih A G za možne reakcije:
CuS04 ^ CuO + S02 + 1/20	(3 a)
2 CuS04 ^ Cu20 + 2 S02 + 3/202	(3 b)
CuS04 ^ CuS + 202	(3 c)
Tabela 2: Proste reakcijske entalpije A G za obravnavane reakcije (v k] j mol)
Reakcija	AG 500 K	AG noo K	AG 1400 K	Računano na
1	— 144,8	— 368,8	— 549,2	na mol
2 a	— 42,4	— 268,5	— 394,3	
2 b	— 68,7	— 340,7	— 499,0	ZnO
3 a	+ 232,7	— 7,5	_	
3 b	+ 286,3	+ 6,2	—	na mol
3 c	+ 661,5	+ 318,9(1)	—	CuS04
3 d	— 181,3	— 503,9	—	
4 a	+ 213,9	+ 43,9	— 60,7	na mol
4 b	+ 147,6	+ 25,3	—190,0	CuCl3
5 a	— 164,9	— 648,8	— 910,0	na mol
5 b	— 130,6	— 740,9	—	Cu2(OH)3C1
Če disociacija ne bi bila 'kvantitativno izvršena v oksidacijskih pogojih faze sintranja Imperial-smelting procesa, se v redukcijskih pogojih v plavžu zanesljivo izvrši reakcija
CuS04 + 2 C ic CuS + 2 C02	(3 d)
(CuS pa je že sestavni del t. i. Cu-kamna, izhodiščnega produkta za nadaljnje pridobivanje bakra).
Cu-kloridi dosežejo parcialni tlak 1,013. 105 Pa pri relativno izjemno visokih temperaturah (nad 1800 K), kar za ostale kovinske kloride zanesljivo ne drži. Obstaja možnost reakcije razkroja ali tudi oksidacije (v pogojih sintranja Imperial-Smelting procesa):
CuCL ^ Cu + 3 C1	(4 a)
2 CuCl3 + l/202 ^ Cu20 + 6 C1	(4 b)
Prisotni paratacarnit verjetno razpade	po reakcijah:
Cu2(OH)3C1 ^ 2 CuO + H20 + HCI	(5 a)
Cu2(OH)3C1 ^ Cu20 + H20 + HCI + O,	(5 b)
Glede na to, da je parcialni tlak pPbCi2 = = 1,013 .105 Pa pri ca. 1170 K, prisotni PbCl, lahko prehlapi že v pogojih sintranja. Za laurionit obstaja možnost reakcije razkroja
Pb(OH)Cl ^ PbO + HCI	(6)
Podrobnejših termodinamičnih podatkov za reakcijo 6 ni bilo možno dobiti, vendar ustrezni primerjalni in aproksimativni izračuni potrjujejo, da je potek reakcije brez omejitev možen v pogojih sintranja Imperial-Smelting procesa. Tudi za kompleksno spojino PbC03. Pb(OH)2 lahko predvidevamo, da v teh pogojih razpade po reakciji
PbC03. Pb(OH)2 ^ 2 PbO + C02 + H20 (7) Razkroj PbC03 se začne že pri T = 800 K (AG^ K = = —28 kJ/mol), Pb(OH)2 pa že pri temperaturah, ki so nekaj višje od sobnih.
Ostali elementi in spojine so prisotni v prahu v manjših količinah in zato nimajo bistvenega vpliva na proces. Prisotni NaCl delno prehlapi,
sicer pa lahko, predvsem v oksidacijskih pogojih sintranja, kot CaCl2, reagira s prisotnimi kovinskimi oksidi v kloride (od tod ustrezne kovinske izgube!) po reakcijah:
CaCl2 + S02 + O, ^ Cl2 + CaS04
MeO + Cl2 ^ MeCl2
Prisotni hidroksidi NaOH, in predvsem Ca(OH)2, se v pogojih Imperial-Smelting procesa razkrojijo, enako tudi prisotni karbonati.
4.2 Študij kinetike
Študij kinetike daje reakcijam kvantitativno vrednotenje odvisno od temperature in časa. Po količini in važnosti je prav gotovo najpomembnejša reakcija redukcije ZnO. V posebej prirejeni aparaturi (slika 2) smo poskusili določiti stopnje redukcije ZnO, enkrat odvisno od časa v izo-termnih pogojih in drugič odvisno od temperature pri enakih časih trajanja.
Podatki in rezultati so navedeni na slikah 3 in 4. Poskuse smo delali v silitni peči z reakcijsko cevjo, premera 40 mm.
Oba vzorca, pelete iz prahu in sinter »Zletevo« iz Titovega Velesa (iz Imperial-Smelting procesa) smo predhodno zdrobili na enako stopnjo zrnatosti. Dodali smo 15 % reducenta-lesnega oglja.
V izotermnih pogojih pri T = 1100° C (temperatura v gornjem delu jaška Imperial-Smelting plavža) med enim in drugim materialom praktično ni razlike. V odvisnosti od temperature pa ima reakcija redukcije ZnO v prahu ugodnejše kinetične pogoje; maksimalni potek reakcije je pri ca. 50° C nižjih temperaturah. To dejstvo potrjuje prikaz logaritmičnih vrednosti reakcijskih konstant (log K), odvisnih od recipročnih vrednosti absolutnih temperatur (l/T). V ta namen izrazimo reakcijsko konstanto reakcij redukcije ZnO (eksperimentalno dobljene spremembe teže reaktantov v določenem času) z Arrheniusovo enačbo kot funk-
/ — Qa\
cijo temerature K = A . exp I I . Logaritmične vrednosti K, odvisne od l/T v ustreznem obrazcu logK = A — Qa—, nanesene v ustrezni koordinatni
T-l	2,303.R
sistem, so predstavljene s premico z naklonom
T, T2
Slika 2
Shema aparature za študij kinetike redukcije ZnO
Fig. 2
Scheme of the equipment for kinetic studies of ZnO reduction
ŽEZB 16 (1982) štev. 3 Študija o možnosti izkoriščanja filtrskih in sorodnih prahov iz pretaljevalnih agregatov barvnih kovin 0
10 20 30 40 50 60 70 80 90
100 %
t
\				
\ \\		- gran --sin te	ule MLM r „ Zletovo	
\\ \\	—			" TV
\\ v	7" 7	ionst ~ 1 Itak Ar = 2t	10 °C 50 l/h	
\\ M				
\ \\				
	v\ \\			
	\\ \\ \\ \\			
		V		
				
-1/T
. 10 -min
20
30
40
50
100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0
						
		-	\ \		= 15min =250 ml	
1 1 1	O	\ O	\ \ \	Ikonst Tok Ar		/h
1 1			\ \ 1			
i 1 1				k \ t \		
1 1 1				\ \		
I 1 |				\ \ \		
1				\ \ \		—
1 1	- gr ---sil	1 \ anule MLM \ iter ..Zletovo"		\	\	
1 1 1					\ \ \	
1 1 1	I				\	\
Slika 3
Stopnja redukcije ZnO v odvisnosti od časa V izotermnih pogojih
Fig. 3
Degree of ZnO reduction depending on time in isothermal conditions
Qa/2,303 . R (slika 5). Izračunali smo tudi iz naklonov premice (tg a) aktivacijske energije
Qa = — 2,303 . R . tg a = c . tg a, (c = — 2,303 . R):
Q al (MLM) = 4-576- — 8936'6 = 40'9 kcal/mol = = 171,2 k J/mol
Qa2(MLM) = 4,576.- 1041,9 = 4,8 kcal/mol = = 20,0 kJ/mol
Qa3(TV) = 4,576.-20770,7 = 95,1 kcal/mol = = 398,1 kJ/mol
Qa4(TV) = 4,576.- 1883,5 = 8,6 kcal/mol = = 36,1 kJ/mol
Aktivacijske energije za redukcijo ZnO v sintru (TV) so v območju kemične kontrole reakcije več kot 2-krat večje kot so le-te za redukcijo ZnO v prahu (MLM). Tudi prehod reakcij redukcije ZnO iz območja kemične kontrole v območje difuzijske kontrole je pri prahu pri ca. 40° C nižjih temperaturah, kar je v skladu z rezultati na sliki 4.
5. SKLEPNI POVZETKI
Preiskovani filtrski prah ni uporaben za hidro-
metalurško pridobivanje cinka. Možno ga je upo-
rabiti za proizvodnjo kristaliziranega ZnS04. H20,
oziroma ZnS04.7 H20. Ugotovljene termodina-
730°
880° 950°
1240°
Slika 4
Stopnja redukcije ZnO v odvisnosti od temperature pri enakih časih trajanja
Fig. 4
Degree of ZnO reduction depending on temperature for the same reduction periods
mične in kinetične zakonitosti nakazujejo možnost pirometalurške predelave po Imperial-Smelting postopku.
!240°C Wp°C 1000°C 950°C 880°C QailTV)-36kJ/mol j
sIC
730°C
QoIImlmi= 171 k J/mol
Slika 5
Prikaz odvisnosti Jog K od l/T za reakcijo redukcije ZnO
Fig. 5
Relationship log K vs. l/T for the ZnO reduction
Literatura
(Navajamo le liiteraturne podatke, na katere se sklicujemo v tekstu članka)
1.	Zalar B., Pavlin F.: »Tehnološko-ekonom&ka optimizacija izkoriščanja cinkovih odpadnih materij alov«, I. in II. del Strok, poročilo MI/406, 513, Ljubljana, (1976, 1977).
2.	Al ME World Symposium on Mirning and Metallurgy of Lead and Zine, Vohune II., Extractive Metallurgy of Lead and Zine, AIME, New York (1970).
(12 publikaoij, str. 178—448, 790—823).
3.	R. Kamrnel, H. Saadat, »Die Haftung von Elektrolyt-
zink aiif Aluminium — Kathoden«, Metali, 30, '1976), No. 6, 551—555.
4.	G. Stednitweit, »Reoovery of Zine from Ash and Flue Dust by Hydrometallurgical Processing, Journal of Metals (1981), No 1, 24—29.
5.	E. Nogueira, D. iRefige, »Mimning Zn trough solvent extracfiion and electrowiening, Eng. and Min. Journal, 180, (1979), No 10, 92—94.
5. E. Nogueira, D. Refige, »Winning Zn trough solvent Process, ISP Limited, (Avonmiouth England), (1971 do 1978).
7. H. E. Povvel, H. Fukubayashi: »Recovery of Zn, Cu and Pb-Sn Mi.\tures from Brass Smelter Flue Dusts, Rep. of Inv. 7936, Bureau od Mineš, (1972).
ZUSAMMENFASSUNG
In diesem Beiitrag behandelten Untersuchungen be-fassen sich mit den Problcnimen der Ausnutzung der Fiiterstaube, stammend aus Giessereianlagen fiir Kupfer-leg-ierungen. Das Problemm der Ausserardentlichen Feiin-kornigkeit (99 % der Korner sind zwischen 0.2 bis 2.0 p.m) und der ausserordentlichen Volumdnositat (die Schiitt-dichte liegt im Bereich von 0.J7 bis 0.2 g/cm3), ist durch das Pelletisieren gelost vviorden. Bine 4 bis 5 mal grossere Schiittdichte bis ca 1,0 g/cm3 und eime Festigkeit der Peliets con ca 10 N/Peliet ist erreicht worden.
Die Studien und die experimentellen Untersuchungen von Laugen ergaben einen 91 bis 96 prozentigen Auslau-gungsgrad von Zink. Jedoch ist die erhaltene Losung (Elektrolit) mit 7.5 bis 8.4 X 103 mg 01/1 (auch von 0 bis 20 mg F/l) fiir eine hidrometallurgische Verarbeitung unbrauchbar. Im halbiindustniellem Mass ist experimenttell die Moglich-
kedt der Anwendung dieser Laugen bed der industriellen Erzeugung von knistallisierten Zn-Sulfat festgestelit \vorden.
Im Bezug auf die Moglichkeit der Pvrometallurgischen Verarbeitung dieser Staube sind alle moglichen Reakti-onen der a<nwesenden Bindungen thermodynamisch bear-beitet vvorden. Damit ist bewiesen worden, dass aus Gesichtspunkt unter den Bediingungen des Impemal-Smel-ting Prozesses keiine Schvvierigkeitem ervvartet weirden konnen. Versuchsweise kinetiseh sind die Reaktionen der Reduktion von ZnO im behandelten Staub und Sinter aus dem Imperial-Smelting Prozess (»Zletavo«, Titov Veles) bearbeiitet worden. Die Reditktion von ZnO im Staub ver-lauft maximal bei um etwa 50 °C niedrigeiren Temperaturen, auch die Aktivationsenergie ist beim Staub niedri ger, 171 kJ/Mol gegen 398 kJ/Mol.
SUMMARY
The investigations discussed in the paper contain the problematics on utii&ation of Hiter dust from technolo-gical process and casting copper alloys. Problem of the extreme fineness (99 °/o of parfcicles below 0.2 to 2 um) and very high volumiiinosity (bulk densjty 0.17 to 0.2 g/cm3) was solved by pelletizing. The bulk density was thus inereased 4 to 5 times about 1.0 g/cm3 and the pellet strengh achie-ved was about 10 N/pellet.
The studies and experiimental investigataoins on Ieach-ing gave 91 to 96 °/o leaching yield for zine. But the obtai-ned soluition ;(eJectrolyte) with 7.5 to 8.4 mg 01/1 (and 0 to 20 mg F/1) cannot be utilized for hydrometallurgical treat-ment. On the otheir ha,nd, it was found that the solution
can be utilized in iindustrial produetion, of crystalliine zine sulphate what was confirmed by pilot plant experi-
ments.
In regard to the possibWiity for pyrometallurgical tret-ment, ali the possible reactions of present compounds were thermiodvnamtrcali^ analyzed. It was found that ino problems could appear under coinditions of ISP. Experi-montalIy the kinetdes of the ZnO reduetion from the treated dust and the ISP sinter from Titov Veles was determined. The optimail reduotion process in the dust is at about 50 "C Iovver temperature, and also the aetivation energy for dust ds Iovver, 171 kJ/mole compared to 398 kJ/mole for the sinter.
3AKAIOTEHHE
B CTaTbe paccMOTpenbi iiccAeAOBaHHH, KOTopbie oxBaTbiBaioT npofiAeMbi ncn0Ab30BaHna <j>HAbTpiipyiomeH nuAH noAY«JeHHYio «3 TexHOAori«ecKHx h AHTeftHbix arperaTOB npa nepenAaBKH Cu — cnAa-bob. Bonpoc MeAK03eptiHT0CTH (99 % 3epen mokav 0,2 « 2,0 Mirep.) H HCKAioHHTeAbHaa oSteMHOCTb (Hacbiiraaa rycrOTa 0,17—0,2 rp/cM3) pa3peimiAH npoueccoM OKOMKOBaHHH. IIoAy^eHHbie pe3yABTaTbt Aa.\H 4-ex ao 5-th KpaTHoe yBeAHqeHHe Hacbmnoro aeca, t. e. npH5A. 1,0 rp/cM3 h TBepAOCTt MaiepHaAa npH0A. 10 N/Ha onaTbim.
H3yMeHHH u onbiTHbie HCCAeAOBaHHa noKa3aAH, mto npH TpaB-AeHHH BbimeAaMHBaeTCH 91 ao 96 % UHHKa. Ho noAy<ieHHbiii paCTBop (sAeKTpoAHT) c 7,5 Ao 8,4. lCMrCl/a. (TaK>Ke ot 0 ao 20 Mr F/a.) HenpuroAeH AA H rHApoMeTaAi\ypnmecKOH nepepaGoTKH. B onbiTHOM h noAynpoMbimAeHHOM MacuiTaSe onpeAeAena h AOKa3aHa B03M0HC-
nocTb npOMbiuiAeHHoro H3r0T0BAeHHJi KpHCTa.v,ui30BaHHOro cyAb4>aTa UHHKa.
B351B bo bhhmahiie b03mojkhoctb nHpoMeTaAAyprmecKyio nepe-pa6oTKy BbinoAHeHH Bce B03M0>KHue peaKHHH cocTaBHbix HacreS h AOK33aHo, ito He MoryT HacrynHTb 3aTpyAHeHHa TaKoft nepepagoTKii npn ycAOBHax Imperial-Smelting npouecca.
B paccMOTpeHHOH nbiAii 11 ciiHTepe Imperial-Smelting npoiie-cca (ropHoe npeAiipiiarae »3actobo«, r. Tiitob BeAec) Sbiah BbinoA-ueHbi onbiTHO-KHHeTHiecKHe peaKOiiH BocciaHOBAeHHa. YcTaHOBAeHo, 4TO BoccTaHOBAemie ZnO b 4>opMe nopouiKa nporeKaeT npn TeMn-ax, Koropbie MaKc. HHHce 50-th rpaAycoB IieAbciia. TaioKe 3iieprHJt aKTHBiipoBaHH« ZnO B (J>opMe nopoimca cocTaBAner Bcero 171 Krac/ /MOAb npoTHB 398 Kr>K/MOAb, ito npeACTaBAaeT onpeAe.veHHoe npe-HMymecTBO.
Odgovorni urednik: Jože Arh, dipl. inž. — Člani dr. Jože Rodič, dipl. inž., Franc Mlakar, dipl. inž., dr. Aleksander Kveder, dipl. inž., 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. 800 — Tisk: TK »Gorenjski tisk«, Kranj
VSEBINA
UDK: 669.187.4 ASM/SLA: D5, 1-73, D5g Metalurgija — jeklarstvo — vakuumska metalurgija — sekundarna metalurgija J. Arh Tehnologija Izdelave jekla v jeklarni IX železarne Jesenice železarski zbornik 16 (1982) 3 s 57—64 Opisan je celotni tehnološki postopek za različne skupine jekel, ki jih lahko izdelujemo na enak način. Naštete so tudi naprave za proizvodnjo jekla, ki jih bomo imeli v novi jeklarni, kakor UHP električne obločne peči, stojišči za rafinacijo jekla v ponovci, TN naprava, V0D/VAD naprava in kontiliv. V posebnih časovnih diagramih je prikazan ritem dela obeh peči skupaj z drugimi napravami in le enim kontilivom pri izdelavi najbolj značilnih vrst jekel. Izračunana je celotna kapaciteta nove jeklarne. Posebno so poudarjene zahteve, ki izvirajo iz moderne tehnologije do obzidave peči, obzidave ponovc, nujnost loče-nja žlindre od jekla kot osnovnega pogoja za vso nadaljnjo metalurgijo v ponovci in nazadnje nujnost kontinuirnega vlivanja v sekvenci. Avtorski izvleček	UDK: 669.182.71:669.891 ASM/SLA: D8p Metalurgija — Sekundarne metalurgije — CaSi — reakcije desoksidacije in razžveplanje V. Prešeren Teoretična analiza procesov pri vpihovanju CaSi v ponev — I. del železarski zbornik 16 (1982) 3 s 65—70 Prikazane so reakcije v sistemu jeklo-žlindra-vključek-CaSi pri vpihovanju drobnozmatega CaSi v tekoče jeklo v ponvi. S pomočjo termodinamičnih zakonitosti so obravnavane reakcije razžveplanja in dezoksidacije. Pojasnili smo način nastajanja sulfidnih vključkov v jeklu po vpihovanju CaSi in razporeditev vključkov v kontinuirno odliti gredici. Teoretične analize so aplicirane na rezultate industrijskih poskusov in dajejo osnovo za boljše razumevanje opisanih procesov. Avtorski izvleček
UDK: 669.131:621.78-97 ASM/SLA: CI-n, M28p Metalurgija — livarstvo — valji — termična obdelava F. Mlakar, V. Tucič Raziskave za termično obdelavo valjev iz Indefinltne litine železarski zbornik 16 (1982) 3 s 71—78 Delo obsega preiskavo »indefinite-chill« litine za valje. To je tip valjev, ki se rabi v glavnem za vroče valjanje pločevine. Ti valji morajo imeti čim višjo trdoto pri določeni žilavosti. Obdelan je vpliv načina termične obdelave na trdoto indefinitne litine. Mikrostruktura indefinitnih valjev je sestavljena iz ledeburita in bainita z zaostalim austenitom. če je temperatura termične obdelave dovolj visoka, pride do pretvorbe zaostalega austenita. Hitrost pretvorbe in popolnost le-te je odvisna od temperature in časa žarjenja. Pretvorba austenita se izvrši pri temperaturi 500 °C po dvournem žarenju, medtem ko pa pri temperaturi žarenja 400 °C po 36-urnem žarenju. Prii nižjih temperaturah pretvorbe ni. Najprej se iz zaostalega austenita izločijo komplesni karbidi. To je vzrok za zvišanje trdote. Ta pojav imenujemo izločevalna utrditev. Pri višjih temperaturah pa pride do koagulacije teh karbidov in s tem do padanja trdote. Avtorski izvleček	UDK: 669.2/48 ASM/SLA: A8a, W2 Metalurgija — sekundarne surovine — izkoriščanje filtrskih prahov bogatih na Zn (Cu, Pb) B. Zalar, B. Potočki, J. VVohinz Študija možnosti Izkoriščanja flltersklh In sorodnih prahov lz pretaljevalnlh agregatov barvnih kovin in zlitin bogatih na cinku železarski zbornik 16 (1982) 3 s 79—83 članek obravnava preiskave o možnostih izkoriščanja filtrskega prahu iz pretaljevalnlh agregatov Cu-zlitin. Vsebnost Zn = 50>— —56 %, Cu = 4—15 %, Pb = 3—5 %, tudi Sn do 2,5 %. Problem izjemne finozrnatosti (99 % zrn od 0,2—2,0 p.m, nasipna gostota od 0,17—0,2 g/cm3, specifična površina ca. 25000 cm2/g) smo rešili s peletizacijo — povečanje gostote je petkratno. Material ni uporaben za hidrometalurško pridobivanje cinka zaradi ca. 8 g Cl/1 v raztopini. Možno ga je uporabiti za proizvodnjo kristaliziranega Zn-sulfata. Termodinamično in kinetično smo raziskali možnost pirometalurške predelave in ugotovili možnost uporabe v postopku Imperial-Smelting-procesa. Peleti iz obravnavanega prahu imajo za proces redukcije ZnO celo boljše kinetične pogoje kot jo ima ZnO v normalnem sintru. Avtorski izvleček
	
INHALT
UDK: 669.182.71:669.891 ASM/SLA: D8p Metallurgie — Sekundarmetallurgie — CaSi — Dexoxydations und Entschweffelungsreaktionen V. Prešeren Theoretische Analyse der Prozesse belm Einblasen von CaSi in der Pfanne v 1. Teli Železarski zbornik 16 (1982) 3 S 65—70 Die Reaktionen im System Stahl-Schlacke Einschluss — CaSi beim Einblasen von CaSi in fliissigen Stahl in der Pfanne werden beschrieben. Die Desoxydations und Entschweffelungsreaktionen werden mit Hilfe der thermodynamischen Gesetzmassigkeiten behandelt. Die Art der Bildung der sulfidischen Einschliisse im Stahl nach dem Einblasen von CaSi und die Verteilung der Einschliisse im Stranggegossenen Kniippel werden geklart. Die theoretischen Analysen appliziert auf die Ergebnisse der Industrieversuche sind ein Grund fiir eine bessere Auffassung der beschriebenen Prozesse. Auszug des Autors	UDK: 669.187.4 ASM/SLA: D5, 1-73, D5g Metallurgie der Stahlerzeugung — Vakuummetallurgie — Sekundarmetallurgie J. Arh Technologie der Stahlerzeugung im Stahlvverk II des Hiittenwerkes Jesenice železarski zbornik 16 (1982) 3 S 57—64 Das gesamte technologische Verfahren fiir die verschiedenen Qualitats. gruppen welche auf die gleiche Art erzeugt vverden konnen, vvird beschrieben. Auch die Produktionsanlagen fiir die Erzeugung von Stahl im neuen Stahlvverk wie UHP Lichtbogenofen, Spiilstande, TN Anlage VOD/VAD Anlage und eine Brammenstrang-giessanlage werden aufgezahlt. In besonderen Zeitdiagraminen wird der Arbeitsrithmus der beiden Lichtbogenofen zusammen mit ande-ren Anlagen und der nur einen Stranggiessanlage bei der Herstel-lung einiger charakteristischen Stahlsorten dargestellt. Anhand dieser Diagramme wird die maximale Erzeugungskapazitat des Stahhverkes errecnet. Es werden besonders die Anforderungen an die feuerfeste Zustellung der Ofen und der Pfannen die durch die moderne Erzeugungstechnologie bedingt sind, betont. Soeben vvird die Notwendigkeit eines Schlackenfreien Abstehens als Voraus-setzung fiir die weitere Behandlung von Stahl in der Pfanne betont, und zuletzt der Notvvendigkeit des Sequenzgibessens besonderer Wert gelegt. Auszug des Autors
UDK: 669.2/48 ASM/SLA: A8a, W2 Metallurgie — sekundare Rohstoffe — Ausbeutung der Filterstaube reich an Zn (Cu, Pb) B. Zalar, B. Potočki, J. Wohinz Studie iiber die mogllche Ausbeutung der Filter und ahnllcher Staube aus Schmelzanlagen fiir Buntmetalle und Leglerungen die reich an Zink sind Zlezarski zbornik 16 (1982) 3 S 79—83 Im Artikel vverden die Untersuchungen iiber die mogliche Ausbeutung der Filterstaube aus Schmelzanlagen fiir Kupferlegierungen behandelt. Gehalt an Zn = 50—56 %, Cu = 4—15 %, Pb = 3—5 °/o und Sn bis 2,5%. Das Problem der ausserordentlichen Feinkornig-keit (99 % der Komer liegt im Bereich von 0,2—2,0 um, Scuttdichte von 0,17—0,2 g/cm3 spezifiSthe Oberliache ca. 25000 cm^/g) ist durch das Pelletesieren — funffache Vergrosserung der Dichte — gelosst worden. Das Material ist fiir die hidrometallurgische Gevvinnung von Zink wegen ca. 8 g Cl/1 in der Losung nicht braucbar. Es kann fiir die Produktion von kristalisiertem Zn — Sulfat angevvendet werden. Thermodinamisch und kinetisch ist die Mbglichkeit der pyrometallurgischen Verarbeitung und der Anwendung im Imperial -Smelting-Verfahren festgestellt worden. Die Pellets aus den behan-delten Stauben haben fiir die Reduktion von ZnO sogar bessere kinetische Bedingungen als ZnO im normalen Sinter. Auszug des Autors	UDK: 669.131:621.78-97 ASM/SLA: CIji, M28p Metallurgie — Giessereivvesen — Walzen — Warmebehandlung F. Mlakar, V. Tucič Untersuchungen iiber die Warmebehandlung der Walzen aus Indefenite-chill Gusseisen Železarski zbornik 16 (1982) 3 S 71—78 Diese Arbeit umfasst die Untersuchungen des Indefenite-chill Gusseisens fiir Walzeu. Dieser Walzentyp vvird hauptsanchlich fiir das Warmwalzn von Blechen angevvendet. Diese Walzen miissen eine moglichst hohe Harte bei einer bestimmten Zahigkeit besitzen. Der Einfluss der Warmebehandlungsart auf die Harte des Indefi-nite Gusseisens \vird bearbeitet. Das Mikrogefiige der Indefinite Walzen ist aus Ledeburit und Bainit mit Restaustenit zusammengesetzt. Werm die Warmebe-handlungstemperatur hoch genug ist, kommt zur Umwandlung des Restaustendtes. Der Umfang der Umwandlung und die Um. wandlungsgeschwindigkeit sind von der Gluhtemperatur und Gliih-zeit abhangig. Die Umwandlung von Austenit verlauft bei der Temperatur von 500 °C nach zwei Stunden Gliihzeit, wahrenddem bei der Gluhtemperatur von 400 °C ein sechsunddreissigstundiges Gluhen notig ist. Bei niedrigeren Temperaturen verlauft keine Umwandlung. Zuerst vverden aus dem Restaustenit kompIexe Karbide aus-geschieden, was eine Erhohung der Harte zur Folge hat. Dieses Fenomen vvird als Ausscheidungshartung genannt. Bei hoheren Temperaturen kommt zu der Koagulation der Karbide und damit zum Abfall der Harte. Auszug des Autors
	
CONTENTS
UDK: 669.187.4 ASM/SLA: D5, 1-73, D5g Metallurgy — Steelmaking — Vacuum Metallurgy — Secondary Metallurgy J. Arh Technology of Steel-Making ln Steel Plant XX of Jesenice Ironworks Železarski zbornik 16 (1982) 3 P 57—64 The total technological process for various steel types which can be manufactured in the same way is described. Also the steelmaking equipment which will be in the new steel plant is present-ed, as UHP electric are furnaces, stands for ladle refining of steel, TN set-up, VOD/VAD equipment, and continuous casting machine. Special time sheets present the rhythm of operation of both furnaces together vvith the other equipment and onIy one continuous casting machine for manufacturing the most characte-ristic steels. The total capacity of the new steel plant is calcullated. Especial emphasis is given to the demands of the nevv technoIogy for furnace and ladle lining, slag/metal separation as the basic condition for further ladle metallurgy, and for necessary sequence continuous casting. Author's Abstract	UDK: 669.182.71:669.891 ASM/SLA: D8p Metallurgy — Secondary Metallurgy — CaSi — Deoxidation Reactions and Desulphurisation V. Prešeren Tlieoretlcal Analysls of Processes ln CaSi Injection Into Ladle — Part I železarski zbornik 16 (1982) 3 P 65—70 Reactions in the steel-slag-inclusion-CaSi system in injection of fine povvdered CaSi into molten steel in the ladle are present-ed. The desulphurisation and deoxidation reacitons vvere thermo-dynamically analyzed. Way of formation of sulphide inclusions in steel after CaSi injection, and the distribution of inclusions in the continuously čast billet vvere explained. Theoretical analyses are applied to the results of industrial tests and they represent the basis for better understanding of the described processes. Author's Abstract
UDK: 669.131:621.78-97 ASM/SLA: Cl-n, M28p Metallurgy — Foundry — Rolls — Heat Treatment F. Mlakar, V. Tucič Investigations on the Heat Treatment of Rolls Made of the Inde-finlte-Chlll Čast Iron Železarski zbornik 16 (1982) 3 P 71—78 The paper presents the investigation of the indefinite-chill čast iron for rolls. Such rolls are preferably applied in hot rolling of sheet. They must possess the highest possible hardness at a certain toughness. The influence of the heat treatment method on the hardness of the indefinite-chill čast iron vvas investigated. Microstructure of such rolls is composed of ledeburite and bainite vvith retained austenite. If the temperature of heat treatment is high enough, the retained austenite is trasformed. Transformation rate and degree depend on the annealing temperature and time. The austenite is transformed in 2 hours at 500°C or 36 hours at 400 °C. Transformation at lovver temperatures vvas not observed. At first, complex carbides precipitate from the retained austenite. This causes the increase of hardness. The phenomenon is called the precipitation hardening. At higher temperatures the carbides coagulate and thus the hardness is reduced. Author's Abstract	UDK: 669.2/48 ASM/SLA: A8a, W2 Metallurgy — Secondary Ravv Materials — Utilization of Filter Dusts Rich vvith Zn (Cu, Pb) B. Zalar, B. Potočki, J. VVohinz The Study on PosslbUlty to lltlllze the Filter and Similar Dusts from Remelting Non-Ferrous Metals and Alloys Rlch vvith Zine Železarski zbornik 16 (1982) 3 P 79^-83 The paper presents the investigation on the possibility to uti-lize filter dust from remelting copper alloys. Dust contains 50— —56 % Zn, 4—15 % Cu, 3—5 % Pb, and up to 2.5 % Sn. Problem of the extreme fineness (99 % of particles betvveen 0.2 to 2 pm, bulk density 0.17 to 0.2 g/am3, specific surface ahout 25,000 cm2/g) vvas solved by pelletizing vvhich increases the density for 5 times. Material cannot be utilized for hydrometalIurgical vvinning of zine due to about 8 g/l chlorine in the solution. It can be utilized for manufacturing crystalline zine sulphate. Thermodynamically and kinetically the possibility on pyrometallurgical treatment vvas analyzed, and it vvas found that material can be utilized in ISP. Reduction kinetics of these pellets is even better than that of sinter. Author's Abstract
	
COAEP>KAHHE
UDK: 669.182.71:669.891 ASM/SLA: D8p MeTaAAypraa — BTopH«iaa MeTaAAypraa — CaSi — peaKUmi pacKHCAeHHa H VAaAemia čepu. V. Prešeren TeopeTH«iecKHfl anaAH3 npoueccos npn bavbahhh CaSi b kobih — I MacTt. Železarski zbornik 16 (1982) 3 C 65—70 PaCCMOTpeHH peaKUHH B CHCTeMe CTaAb — UIAaK — BKAIOieHHa — CaSi npn BAYBaHHH MeAK03epHHCToro CaSi b ?khakyk> CTaAB b KOBine. IIpu noMonin TepMOAHHaMHHecKHX 3aKCXHOMepHOCTeft o6cy-a<AeHbi peaKmiH oSeccepHBaHHa h pacKHCAemia. OScy>KAeH cnoco6 06pa30BaHHa cyAb<J>HAHHx bkaiohchiih b ciaAH nocAe BAyBaHHH CaSi a pa3Memenme bkaiomchhh b HcnpepMBiio otahthx 3aroTOBOK. Teope-nnecKHe aHaAH3bi npiimehehw b cbh3h c pe3yabtatamh nOAVMeHHHe npOMMIIlAeHHbIX HCniJTaHHH H, TaKHM c)6pa30M, aaiot ocHOBaHHe aaji SoAee acHoro noHHMaHHa ormcaHHbix npoueccoB. ABTope<j>.	UDK: 669.187.4 ASM/SLA: D5, 1-73, D5g MexaAAyprHH — BbinAaBKa CTaAH — BaKyyMHaa MeraAAypnH — BTOpiMHaH MeTaAAyprHH. J. Arh TexitoAoraa iiiroTonAemin CTaAH b cTaAenAaBiiAbHOM qexe II MeraAAVprHHecKoro naBOAa >KeAC3aptla Ecemme. Železarski zbornik 16 (1982) 3 C 57—64 AaHo ormcaHHe coB0KynH0ro TexaoAorH<iecKoro cnoco6a H3ro-TOBAeHHH pa3AHHHHx rpynn craAcii H3roTOBAaeMbix oahhm h TeM >KC cnocoSoM. IIepe<iHCAeHbi Taicace ycTpoficrBa AAa np0H3B0ACTBa CTaAH, KOTopue 5yAyT coopyHteHH b hobom cTaAenAaBHABHOM uexe, npHBe-AeHbi 3AeKTpmecKHe AyroBbie ne™ cHCTeMU UHP (ultra high power), npiicnocoSAeHHe M« paiJiHHHpoBaHHa CTaAH b KOBine, ycTpoiicTBO TN (ycTpoftcTBO ms BAyBamia CaSi chctcmbi Thyssen-Niederhein), VOD/VAD ycTpoftcTBO (AAa BaKyyMHoro packhcaehhh h Harpesa) h, hakohen, ycTpoiicTBo AAa HenpepuBHoro AHTba. B OTAeAtHHx BpeMeHHbix AnarpaMMax npHBeAeHa MacTOTa pa-6oTbi o8ohx ne^e/i b corAocoBaHHH c apytiimh ycTpoiicTBaMH, ho toabko c oahhm ycTpoiicBOM AAa HenpepMBnoro AHTba xapaKTepHi>ix coptob cTaAefi. bbraecaeha cosoKynHaa emkoctb hoboto CTaAenAa-BHAbHoro uexa. Oco6chho noAiepKHyTbi TpeOoBaHHH, KOToptie npo-h3xoahtb ot cobpemehhos texh0a0rhh <tto KacaeTca oSmvpobkh ne™, o6mypobkh KOBina, he06x0ahm0cro OTAeAeHHa maaka ot CTaAH KaK TAaBHoe ycAOBHe AAa Bcex nocAeAVK>fflHX MeTaAAypraiecKHx npo-ueccoB b KOBine h, HaKoneii, He06x0AHM0CTb nocaeaobateabho He-npepbiBHoro AHTba. ABTope<l>.
UDK: 669.2/48 ASM/SLA: A8a, W2 MeTaAAyprna — BTopHHHoe CMpte — Hcn0AB30BaHHe 4)HAbTpirpyio-ineft nbiAH Sora-rofl c Zn (Cu, Pb). B. Zalar, B. Potočki, J. Wohinz IiCCAeAOBaHHe k b03možkhocth HCnOAbSOBaHHfl <j>HAbTpnpyK>mHX h hm cpoahbk m>LAeft h3 arperaTOB nepenAaBKH UBenibcc MeraAAOB H cnAaBOB 6oraTbix c iihhkom. Železarski zbornik 16 (1982) 3 C 79—83 B CTaTbe paccMOTpeHbi HCCAeAOBailHH O B03MO5KHOCTH HenOAb- 30BaHHH 4>HAi,TpHPYiomeft nbiAH H3 arperaTOB nepenAaBKH Cu -— cnAa-bob. CoAepacamie Zn = 50—60 %, Cu = 4—15 %, Pb = 3—5 %, TaKjKc Sn ao 2,5 %. Bonpoc MeAK03epHHCT0CTH (99 % 3epeH BeAH-<jhhh ot 0,2 ao 2,0 mhkp., HacbmHofi Bec ot 0,17—0,2 rp/cM3, VAeAb-Haa noBepxHoCTb npnGA. 25000 CM2/rp) pemeH npH noMoiim okomko-BaHHs — iioavhhaocl nsiTHKpaTHoe yBeAHqeHHe rycTOTb. MaTepHaA HenpHroAeH AAa rHApoMeTa,\AyprnMecKoro noAyMeHHa UHHKa TaK naK coAepatHT b pacTBOpe npn6A. 8.105 rp C1/aht. 3tot MaTepHaA mojkho ynoTpe6HT AAa npoH3BOACTBa KpHcra.\AH30BaHH0r0 cyAb4>ara numca. HccAeAOBaHHa, mto KacaeTca nHpoMeTaAAVpnrae-CKOH nepepaSOTKH BbmOAHeHbl C yMeTOM TepMOAHHaMHKH H KHHe-THKH. IIpH 3tom yCTaHOBAeHa B03MOHCHOCTb ynoTpe6AeHHa b npo- uecce Imperial-Smelting. OKaTbmiH, H3rOTOBAeHHbIe H3 pacCMOTpeHHOft nbiAH HMeiOT B nponecce BoccTaHOBAeHHa ZnO Aa»e Akutne KHHeTHHecKHe cboiscrba npH cpaBHeHHH c ZnO b HopMaAtHoM cHHTepe. ABTope4>.	UDK: 669.131:621.78-97 ASM/SLA: Cl-n, M28p MeTaAAyprna — AHTeftHoe iipoh3boactbo — baakh — TepMiraecKaa o5pa5oTKa. F. Mlakar, V. Tucič HccTeAOBaHHa c repimnecKoS o6pa5oTKH BaAKOB H3 HeonpeAeAeHHO OT6eAeHHOTO AHTba. Železarski zbornik 16 (1982) 3 C 71—78 PaSoTa oxBaTWBaeT HCCAeAOBaHiia AHTba AAa BaAKOB c Heonpe-AeAeHHO oTfieAeHHHM CAoeM .— »indefinte-chill«. Ha3HaieHHe 3rax BaAKOB rAaBHbiM o6pa30M AAa ropa<ieH AHCTonpoKaTKH. IIpH onpe-AeAeHHOH Ba3KOCTH TBepAOCTb 3THX BaAKOB AOAJKHa SbITb MeM Bbliue. PacMOTpeHbi HccAeAOBaHHH BAHaHHa cnoco6a TepMHMecKOH 06-paSoTKH Ha TBepAOCTb HeonpeAeAeHHo oTČeAeHHoro AHTa. MiiKpocTpyKTypa 3thx BaAKOB coctoht h3 AeAe6ypHTa h 6eitKH-Ta c ocraTOHHbiM aycTeHirroM. lipe AOCTaTo^mo bmcokoh TeMnepa-Typbi TepMHHecKOH o5pa6oTKH npc>iK:xoAMr npeBpameHHe taiokc h ocTa-KMHoro aycTeHHTa. BucTpoTa npeBpameHHa aycreiraTa h ea noAHOTa OTH. TOlHOCTb 3aBHCHT ot TeMn-pbl H AAHTeAbHOCTH OTJKHra. IIpeBpameHHe aycTeHHTa iipohcxoaht npH TeMii-pe 500 °C b TenemiH Asyx<iaooBoro oracHra. IIpH reMn-pe ot 400 °C 3to npeBpameHHe Tpe5yeT otjkht b AAHTeAbHOCTH 36 MacoB. IIpH 6oAee hh3khx TeMn-ax npeBpameHHe He HacrynHT. h3 0craT0<jH0r0 aycTeHHra cnepBa bhaeaaiotc« komuackchue KapSiiAH. IIocAeACTBHe 3Toro — noBMinemie TBepAOCTH. 3to aBAeHHe m bi Ha3biBaeM AHcnepcHoimoe TBepAeHHe. npH 5oAee BbicoKHx TeMn-ax iipohcxoaht KoaryAHpoBaHHe 3Thx Kap6HAOB H, TaKHM 06pa3OM, CHHHCeHHe TBepAOCTH. ABTope4>.