5. OŢELURI PENTRU CONSTRUCŢII

Oţelurile pentru construcţii constituie cea mai largă gamă de oţe -luri, date fiind domeniile foarte variate de utilizare, fiecare domeniu fiind caracterizat prin solicitări specifice (statice, dinamice simple sau alternative, de uzură etc.).

Stabilirea cu precizie a mărcii şi prelucrărilor plastice şi termice pentru asemenea oţeluri, în vederea comportării satisfăcătoare în servi -ciu, cere cunoaşterea solicitărilor statice şi dinamice, condiţiile de lucru concrete, pentru a putea stabili forma, dimensiunile şi starea supra -feţei pe care trebuie să le aibă piesa.

în mod simplificat, aceste oţeluri se pot clasifica în: oţeluri de uz general şi oţeluri speciale. Oţelurile de uz general sînt de regulă folosite în construcţii mecanice pentru piese cu solicitări moderate sau care pot fi înlocuite uşor în caz de uzură şi nu periclitează folosirea utilajului, în majoritatea cazurilor însă, oţelurile de construcţii sînt oţeluri aliate, de calitate, asigurînd rezistenţa necesară solicitărilor la care lucrează şi totodată dînd posibilitatea micşorării gabaritelor si deci a consumului de oţel şi indirect şi a consumului de energie.

în general, oţelurile de construcţie sînt utilizate la temperatura ambiantă, însă sînt destul de numeroase situaţiile în care, piesele con-fecţionate din aceste oţeluri, lucrează la temperaturi sub 0°C sau la cîteva zeci sau sute de grade peste 0°C. Cum, de regulă, aceste oţeluri sînt tratate termic, trebuie asigurată structura care să asigure rezis -tenţele necesare în condiţiile de folosire.

De aceea, oţelurile de construcţie sînt în mare parte aliate (slab,mijlociu şi bogat aliate), suportînd în multiplele trepte de prelucrareprin deformare plastică şi mecanică tratamente termice intermediaresi finale^, . ,...(,^ , ..-.̂ .,,,.-...̂ .. .„,., ,

< 9

După necesităţi, alierea oţelurilor de construcţie se face cu unul, două, trei sau mai multe elemente, pentru a putea răspunde solicită-rilor (uneori deosebit de complexe), în condiţii de completă securitate.

5.1. CARACTERISTICI MECANICE ALE OŢELURILOR DE CONSTRUCŢII

Oţelurile de construcţii trebuie să posede o bună îmbinare a carac-teristicilor mecanice, în primul rînd a rezistenţei la rupere şi a tenaci-tăţii, care au influenţă directă asupra duratei de funcţionare a pieselor de maşini.

Nu trebuie însă neglijate nici alte proprietăţi cum sînt limita de curgere şi gîtuirea. Astfel, o piesă poate lucra în bune condiţii în timp nelimitat, dacă valoarea gîtuirii suferite este sub limita de elasticitate. Dacă aceasta este peste limita de elasticitate, piesa va suferi o defor -mare continuă.

Scopul final al alierii este îmbunătăţirea rezistenţei la rupere. Proprietăţile pot fi însă îmbunătăţite mult prin tratamente termice, rezultatele acestora fiind puternic influenţate de prezenţa elementelor de aliere, în fig. 5.1 se vede acest lucru, pentru un oţel aliat cu crom.

1-,

un/ o ..rtr)i:

l 2 3 4 5 Conţinut' de eromfV.] iq Fig. 5.1. Creşterea rezistenţei la rupere cu conţinutul de crom.

10

în construcţii interesează însă şi dacă ruperea se produce brusc, fără deformaţii prealabile (rupere fragilă) sau se produce numai după o prealabilă deformare plastică (rupere ductilă). Plasticitatea scade însă cu micşorarea temperaturii, ceea ce face ca un oţel care la tempe-ratura ambiantă prezintă rupere ductilă, la temperaturi sub 0°C să prezinte rupere fragilă. Fiecare oţel, ca urmare a modului de elaborare şi prelucrare metalurgică şi mecanică, are o temperatură „critică" la care devine fragil.

Rezistenţa la rupere este influenţată şi de viteza de deformare, astfel încît, la viteze foarte mari, ruperea ductilă se transformă în ru-pere fragilă. De aceea, în afară de rezistenţa la rupere prin tracţiune, interesează şi ruperea prin şoc (rezilienţa), care este determinată si de temperatură, de omogenitatea structurală şi de granulaţie (fig. 5.2).

-160 -720 -Sa -W O W 30 Temperafura [°C] 120 la O

Fig. 5.2. Variaţia rezilienţei cu temperatura (Davidenko*/ şi Witman).

Pentru oţeluri de aceeaşi compoziţie, temperatura critică, de trecere din stare plastică în stare fragilă, este cu atît mai joasă, cu cît granu-laţia este mai fină, structura mai omogenă şi puritatea mai mare.

Durata de funcţionare, în cazul unui număr mare de piese de ma-şini, este condiţionată şi de rezistenţa la rupere sub influenţa unor sarcini alternate repetate de un număr mare de ori, cu amplitudine constantă sau variabilă (rezistenţa la oboseală), care în cazul oţe-lurilor este de ordinul IO7 solicitări alternative.

Rezistenţa la oboseală, determinată în primul rînd de structură (care este funcţie de compoziţie , puritate, mod de prelucrare prin de-formare plastică şi tratament termic), este puternic influenţată şi de gradul de prelucrare mecanică a suprafeţei piesei, de prezenţa unor defecte de suprafaţă şi de forma piesei (schimbări bruşte de secţiune, unghiuri ascuţite, filete, rizuri de prelucrare prin aşchiere etc.), care pot constitui concentrări de tensiuni, cu consecinţa directă — rupere la

11

oboseală. Rezistenţa la oboseală nu este deci o caracteristică intrinsecă a materialului metalic, ci consecinţa mai multor factori, în tabelul 5.1 se dau cauzele care pot determina ruperea prin oboseală a materialului metalic.

Determinarea rezistenţei la oboseală este de lungă durată şi, cum nu este consecinţa numai a caracteristicilor materialului metalic, ci şi a factorilor constructivi şi de corectitudine a prelucrării, aceasta se poate

Tabelul 5.1

Principalele cauze care determină ruperea la oboseală [3]

Solicitări Cauza ruperii prin oboseală

Eforturi normale. Formă corectă a piesei

Subdîmensionarea piesei.Oţel prea moale, tenace şi durificare insuficientă.Oţel foarte dur şi fragil. Adaptarea insuficientă în serviciu

Eforturi anormale Modificarea funcţionării organice a piesei în maşină, (joc mare,

proastă echilibrare, ghidaj necorespunzător, axe imobilizate, strîngere excesivă la montaj etc.)

Concentrare de

tensiuniApariţia efectului de crestătură prin raze de racordare necores-punzătoare, unghiuri ascuţite etc.Pretensionare prin compresiune superficială biaxială Pretensionare prin torsiune

Coroziune Lucru în mediu corcsiv fără măsuri de evitare a coroziunii

(acoperiri de protecţie, folosire de oţeluri inoxidabile, trata -mente termochimice)

Defecte de

suprafaţăDefecte de laminare sau forjareRugozitateMarcaje şi amprente la suprafaţăUrmele sculelor aşchietoareCrăpături de rectificareCrăpături de călire

Defecte interne Decarburare, oxidare

Fibraj prost orientat şi foarte proeminentIncluziuni nemetalice, segregaţii•Supraîncălzire, mărime mare de grăuntePrecipitate intercristalineFulgi, porozităţi, crăpături interne

12

determina orientativ şi indirect, prin rezistenţa la rupere.*. Din lite-ratura de specialitate rezultă că, rezistenţa la oboseală este aproximativ 50% din rezistenţa la rupere (fig. 5.3) cu un grad de toleranţă mare în plus şi în minus, datorită multitudinii de factori care concurează la mări-mea acestei caracteristici.

Măsura în care starea suprafeţei piesei influenţează rezistenţa la oboseală se vede în fig. 5.4.

20 ta so âo 100 no m m m mftezrsfenfcr /afracf/onefctoN/mm*]

Fig. 5.3. Variaţia rezistenţei la oboseală funcţie de rezistenţa la tracţiune [3].

20 4'O 60 80 100 J?0 f W WO Re zis/e n fa la rupereLdaH/mm'l

g. 5.4. Variaţia rezistenţei la oboseala în funcţie de starea suprafeţei probei (Carpov).

*) Se pare că aceasta regula nu mai este întotdeauna valabilă la rezistentele mari(> 120 daN/mm2). yjMi;, ^ i

13

Unii cercetători [2] prezintă relaţii între rezistenţa la rupere (Rm),' limita de proporţionalitate (Rp) şi rezistenţa la oboseală prin încovoiere(Gobosealiî) '•

Vob0seMt= 0,417 Rp+ 17 [daN/mm2]. (5.1)

Pentru Rm > 60-70 dN/mm2

<r.h»«H, = 0,35 Rm + 12,2 [daN/mm2]. (5.2)

Rezistenţa la oboseală prin răsucire

tobosealăi = 0,575 Goboseald i i 6%. (5-3)

Tratamentele superficiale (termochimice) pot determina creşterea rezistenţei la oboseală cu pînă la 300%.

De remarcat că, proprietăţile mecanice ale oţelurilor, prezentate în diferite standarde sînt determinate pentru o anumită stare (tratament termic, formă şi dimensiune de epruvetă etc.) şi nu pot fi confundate cu caracteristicile de exploatare, care trebuie să răspundă la eforturi mul-tiple (uneori cumulate), materialul metalic fiind prelucrat plastic şi termic deferit de ceea ce se cere la încercările mecanice, lucrînd în con-diţii variabile de temperatură. De asemenea, de o deosebită însemnătate apare şi secţiunea pieselor, a căror influenţă asupra caracteristicile me-canice este cu atît mai mare cu cît, de exemplu, călibilitatea este mai slabă

Dezvoltarea ramurilor industriale care cer lucru la temperaturi foarte joase (sub°C), cere din partea producătorilor de oţeluri, asigurarea rezistenţei şi la aceste temperaturi. Aceasta se realizează şi prin aliere şi condiţii de elaborare, fiind ştiut că temperatura de tranziţie a ruperii ductile în rupere fragilă este puternic influenţată de prezenţa elementelor de aliere şi de puritatea avansată.

în tabelul 5.2 se prezintă modificarea caracteristicilor unui oţel aliat cu nichel, crom şi molibden, în comparaţie cu oţeluri carbon.

în ultimii ani s-a demonstrat posibilitatea garantării rezilienţei la temperaturi joase, la conţinuturi mai mici de nichel, deoarece rezis -tenţa la rupere fragilă, pentru acelaşi material este determinată şi de modul de solicitare şi de repartizarea tensiunilor.

De asemenea, nu de mică importanţă este structura microscopică, constituenţii rezultaţi din martensită după revenire fiind favorabili.

„, 141

Tabelul 5.2

Caracteristicile mecanice ale unui oţel aliat în comparaţie cu oţelurile carbon la diferite temperaturi

Oţel aliat Oţeluri nealiate

i-*. 0,34% C- '." Caracteristica 0,45% Mn 2

27% Ni Moale Semidur J?urr 1 88% Cr 0,08% C 0,40% C 0,64% C.*.-

0,40% Mo 0,59% Mn 0,78% Mn 0,75% Mn1

°c +20 -78 -188 + 20 -78 - 1 8 8 + 20 -78 -188 + 20 -78 -188

Limită de elasticitate 23,4- ____ _ 3 5 , 4 - 50,4- ___ 41,2 46,6 100,2

daN/mm2 89,6 100,5 130,0 25,7 32,4 43,6

Rezistenţă Ia rupere

daN/mm2 105 120,7 1413 42,5 51,7 80,5 62,4 74,1 95,2 79,8 90,2 101,9

Rezilienţă. (Mesnager)

daN • m/cm2 15,1 11,5 18 27,2 0,9 1,1 6,2 0,9 1,2 <1 <1 <1Limită de oboseală la

5- IO6 cicluri, netedă, daN/mm2 55 59 78 19 26 58 22 30 64 29 37 69

5.2. CARACTERISTICI TEHNOLOGICE ALE OŢELURILOR DE CONSTRUCŢII

Dată fiind diversitatea condiţiilor de exploatare a pieselor şi ansam-blelor construite din asemenea oţeluri, acestea necesită un număr mare de prelucrări plastice, mecanice şi termice, atît pentru a le da forma nece-sară, cît mai ales pentru a le conferi proprietăţile cerute de utilizare.

Toate oţelurile de construcţie* se prelucrează prin deformare la cald sub formă de profiluri, bare, table şi în multe cazuri este necesară şi de -formarea la rece (laminare, tragere, refulare, ambutisare etc.). Ca oţelul să se supună unor asemenea prelucrări păstrîndu-şi integritatea este necesar să posede unele caracteristici, numite tehnologice.

De asemenea, oţelurile de construcţie suferă tratamente termice a căror reuşită este determinată de caracteristicile structurale ale oţe -lului.

5.2.1. CARACTERISTICI TEHNOLOGICE PENTRU DEFORMARE PLASTICĂ

5.2.1.1. Deformarea la cald

Caracteristicile tehnologice ale oţelului, care permit prelucrarea prin deformare la cald a acestuia sînt plasticitatea şi rezistenţa la de -formare.

Plasticitatea. Plasticitatea constituie capacitatea oţelului de a suferi sub acţiunea presiunii, deformări permanente, fără să sufere dis -trugere. Deci apare ca inerentă o „limită de plasticitate", care cores -punde începutului de distrugere a integrităţii materialului în condiţiile de deformare date.

Plasticitatea este determinată de structura macro şi microscopică a oţelului (consecinţă a compoziţiei, purităţii, modului de turnare şi de solidificare), însă este puternic influenţată şi de factori tehnologici ca: temperatură şi viteză de deformare, caracterul stării de tensiune la deformare etc.

Procesul de deformare plastică se explică prin procese elementarede alunecare a unor straturi de atomi după direcţii cristalografice definite, sau de maclare, procese influenţate de imperfecţiunea reţelei cristaline._____________ w >tr:> n ' •:!<

*) Excepţie fac cele turnate sub formă de piese f€vrftV-:'*! ?<•< ' . ' • • , • / ;h

16

Plasticitatea se exprimă de regulă prin gradul de reducere (H — h)j \R, în care H este înălţimea secţiunii materialului înainte de deformare ; li — înălţimea după deformare, în fig. 5.5 sînt prezentate categoriile convenţionale pentru plasticitate în cazul deformării la cald. Majoritatea oţelurilor aliate fac parte din categoria „cu plasticitate mare, şi chiar foarte mare".

1.0

0.3Plasticitate foor/e mare

a •• J 5;

\\ Plasfiafate.mare \\\

\\x

. i '

•ii'!

J '• Plasticitate \ med/e

^x//x/ ,£/Plasticitate /. //- redusă '•=; Plasticitate :^~

— m/că -——

son woo mo rm Temperatura[°C]

Fig. 5.5. Categorii de plasticitate la deformarea la cald [4].

M woa mo naaTemperatura C°C]

Fig. 5.6. Influenţa temperaturiasupra plasticităţii:

7 •—fier tehnic; 2 —-majoritatea oţeluriloraliate de construcţii; 3 — oţeluri bogat

aliate cu crom şi nichel.

Ş $6

-§ II5

£ ^ | 0,3

0,2

Limita de plasticitate este influenţată, în mod diferit de tempera-tură, în funcţie de compoziţia oţelului, în fig. 5.6 se vede că, în timp ce pentru unele oţeluri plasticitatea creşte cu creşterea temperaturii, la 'altele scade. Aceste determinări dau posibilitatea alegerii temperaturii de deformare.

Asupra plasticităţii o influenţă mare are compoziţia oţelului. Astfel, plasticitatea scade cu creşterea conţinutului de carbon. Elementele de aliere (Cr, Mn, Ni, Mo, W ş.a.) influenţează plasticitatea diferit, atît prin conţinut cît şi prin raportul dintre ele. O deosebită influenţă asupra plasticităţiii oţelului au impurităţile Sn, Sb, S, Pb, P, As precum şi

gazele N, H, O. Toate aceste elemente (cu rare excepţii) sînt insolubile în oţel şi la solidificare se separă la limita grăunţilor (sub formă de eutec-tice sau combinaţii). Avînd temperatură joasă de topire, la deformarea la cald, acestea determină ca oţelul să devină fragil. Incluziunile nemeta-lice (oxizi, nitruri, sulfuri) scad de asemenea plasticitatea. Deosebit de dăunătoare plasticităţii sînt sulfurile de fier şi de unele elemente de aliere (nichel, molibden), sulfuri cu temperatură joasă de topire, plasate la limita grăunţilor.

Elementele de aliere care măresc plasticitatea sînt nichelul (în at-senţa sulfului), titanul, iar cele care micşorează plasticitatea sînt cromul, wolframul, molibdenul.

Asupra plasticităţii, o influenţă deosebită are şi microstructura. O diminuare a plasticităţii se întîlneşte la oţelurile la care sînt prezenţi (la temperatura de deformare) compuşi intermetalici, chiar la dimensiuni submicroscopice. De asemenea, plasticitatea se micşorează, cînd defor-marea are loc la temperaturi mai joase decît temperatura de recrista-lizare.

Rezistenţa la deformare. Rezistenţa la deformare este capacitatea materialului metalic de a se deforma plastic în anumite condiţii de tem-peratură şi presiune. Nu întotdeauna oţelurile moi au şi rezistenţă mică de deformare sau cele dure au rezistenţă mare.

S- avăzut mai înainte (v. fig. 5.6) că sînt domenii de temperatură în care „fierul tehnic" (se deformează la fel de greu ca oţelul înalt aliat. Rezistenţa la deformare depinde de plasticitate, dar şi de coeficientul de frecare, care la rîndul lui este funcţie de natura oxizilor (sau combina-ţiilor) care se formează la cald pe suprafaţa oţelului în cursul deformării. Un coeficient de frecare prea mic duce la dificultăţi de prindere a lingou-lui între cilindri, un coeficient prea mare de frecare influenţează negativ vitezele de deformare, în procesul de deformare la cald o influenţă mare au şi defectele care pot apărea. De exemplu, oţelurile crom-nichel au plasticitate ridicată şi rezistenţă mică la deformare, dar au tendinţă ridicată de formare a fulgilor.

5.2.1.2. Deformarea la rece

O mare parte din piesele necesare construcţiilor de instalaţii şi uti -laje se prelucrează prin deformare la rece (benzi, recipiente, şuruburi, nituri, bolţuri etc.), unele prin laminare, altele prin ambutisare, altele prin refulare.

în cursul deformării la rece oţelul se ecruisează, fenomen însoţit de •durificare, deci de micşorare a capacităţii de deformare în continuare prin aplicarea solicitării în acelaşi sens în care s-a produs ecruisarea. *...t

. ' . 18

Gradul de ecruisare deci şi durificarea sînt funcţie de compoziţia şi puritatea oţelului, într-un cuvînt de calitate. Gradul de ecruisare se determină cu ajutorul „curbelor de consolidare" trasate în coordonate raţionale: pe ordonată se trece rezistenţa la tracţiune Rm iar pe abscisă alungirea raţională z (logaritmică) . Pentru determinarea alungirii se alege o epruvetă de lungime L0, care supusă la tracţiune suferă o alun-gire l\,l, lungimea finală fiind L = L0 + A£. Epruvetă supusă mai de-parte la tracţiune suportă o nouă alungire, foarte mică, dl, care caracte-rizează noua alungire

d £ = | - (5.4)

Alungirea finală este dată de relaţia

- * • • («>Alungirea raţionaîă, e' ', plecînd de la starea iniţială LQ şi finală L,

va fi

s ' = lg- f - (5.6)0

Alungirile raţionale sînt aditive, adică, dacă o epruvetă suferă două alungiri succesive EX (de la L 0 la Lj) şi s2 (de la L1 la L2) rezultă

ig-^fe^+ter-- (5-7>i-§ l̂ o -Lţ

sau *'•-9

*2- = h..L*.. (5.8)T T Ţ ^ '

J^O J^o J^i

Curbele de consolidare reprezintă curbele trasate în coordonate CT — e, iar gradul de ecruisare este panta acestei curbe. Curbele acestea au aceeaşi alură cu curbele de tracţiune, dacă alungirea nu depăşeşte 20%.

In locul alungirii se pot măsura variaţiile lungimilor secţiunilor sau diametrelor, astfel că

. (5.9)D

'19

Fig. 5.7. Curbele de deformare la tracţiune: 7—convenţională; 2—raţională; F—forţa aplicată pe secţiune; S8—secţiunea iniţială.

Acest lucru ajută să se poată face determinări ale gradului de ecrui-sare în zona în care el se deformează cel mai mult (de exemplu, la încercarea la tracţiune în zona de gîtuire, la şuruburi în zona capului etc.). Determinarea lui s după relaţia (5.9) şi a efortului la tracţiune, dă posi-bilitatea trasării prin puncte a curbei de consolidare (fig. 5.7), curbă întot -deauna crescătoare, gradul de consolidare rămînînd pozitiv pînă la rupere. în stadiul iniţial, pînă începe gîtuirea, curba este reprezentată de parabola

T = ks™, (5.10)

în care k este o constantă.Pe lungimea curbei, pînă în punctul B gradul de ecruisare este foarte

puternic, după care se micşorează mult (însă nu devine nul), pentru a compensa creşterea tensiunii, începînd din acest punct, încărcarea devine

maximă şi deformarea instabilă, în acest punct, a =-----> ceea ce,dz

pentru relaţia (5.10) conduce la relaţia

e, = m. (5.11)

Analizîndu-se forma curbei dată de ecuaţia (5.10) se constată că ea dă o valoare a lui m apropiată însă nu exactă. Reprezentarea foarte exactă este dată de două curbe parabolice succesive.

Pînă la un punct numit de tranziţie corespunzător alungirii st

— _. l />. m / ^ 1 1 \

•p.V' - . s . . -,, -f , ( * , ; , < J — < T Q ~ r w s , * . . v . - ^ ^j.i^j

20

după care este valabilă relaţia

G = c'0 + bzn. (5.13)

Corespondenţa dintre datele experimentale şi cele obţinute cu rela-ţiile (5.12) şi (5.13) este mai bună.

Faptul că punctul de tranziţie e( corespunde la o modificare a meca-nismului fizic al procesului de ecruisare, ca urmare a prezenţei elemen-telor de aliere (de aceea este necesară studierea influenţei fiecărui element în parte), precum şi a impurităţilor, determină necesitat ea studierii amă-nunţite a procesului de elaborare.

Calitatea unui oţel se poate aprecia şi după rezilienţă. Comparînd rezilienţa unui oţel de construcţie cu grad de puritate dat, însă tratat termic pentru stări de duritate diferite, se constată că dispersia valorilor acesteia este mai mare cînd oţelul este tratat termic pînă la durităţi mai mari. Deci starea în care este tratat oţelul are mare influenţă asupra constanţei proprietăţilor de deformare la rece.

5.2.2. CARACTERISTICI TEHNOLOGICE PENTRU TRATAMENTUL TERMIC

Din punctul de vedere al tratamentului termic, oţelurile de construc-ţie se împart în două clase: oţeluri pentru tratament termic în toată masa (oţeluri de îmbunătăţire) şi oţeluri pentru tratament termic (sau. termochimic) în stratul superficial, (oţeluri de cementare).

5.2.2.1. Oţeluri de îmbunătăţire

Această gamă de oţeluri constituie cea mai mare parte din oţelurile-destinate construcţiei de maşini, deoarece din acestea se produc piesele care trebuie să preia eforturi mari, deci care trebuie să fie robuste, cu secţiuni uneori impresionante (de exemplu, arbori de turbină, arbori cotiţi ş.a.), însă şi de secţiuni mici, care trebuie să facă faţă unor solicitări pretenţioase. Oţelurile cele mai solicitate, din această categorie, sînt nealiate şi aliate, cu carbonul cuprins între 0,25% şi 0,65% (de regulă 0,30—0,55%), însă nu sînt excluse, pentru tenacităţi ridicate, nici oţe-lurile cu conţinut scăzut de carbon de tipul celor de cementare (de-exemplu, pentru cabluri, resorturi de secţiuni mici, profil pentru beton precomprimat) sau, în cazuri speciale, oţelurile foarte dure, ca cele de rulmenţi sau oţelurile de tipul celor care se durifică prin ecruisare-(oţeluri manganoase) sau prin precipitare (oţel maraging).

21

La aceste oţeluri, de primă importanţă este călibilitate privită sub două aspecte: intensitatea de durificare, care exprimă posibilitatea ma-ximă de durificare şi adîncimea de pătrundere a stratului călit, puse în evidenţă de variaţia durităţii de la margine spre centrul piesei.

Aceste două aspecte sînt puse în evidenţă de curbele Jominy (fig. 5.8). începutul curbei, care pe axa abscisei indică duritatea maximă atinsă, pentru un anumit conţinut de carbon (fig. 5.9), indiferent de conţinutul elementelor de aliere, reprezintă intensitatea de durificare, iar panta curbei pătrunderea călirii. Pătrunderea călirii este cu atît mai mare cu cît viteza critică de călire este mai mică.

Viteza critică de călire se micşorează (deci pătrunderea călirii mă-rită) prin creşterea conţinutului de carbon (pînă la 0,9%), prin creşterea mărimii grăuntelui de austenită, prin aliere. Influenţa elementelor de aliere se manifestă prin efectul pe care-1 au asupra stabilităţii austenitei la cotul perlitic (conform diagramei TTT).

Călirea în toată masa oţelului la oţelurile nealiate dă rezultate bune numai la piese de secţiune mică. Pentru mărirea adîncimii de călire se poate face microaliere cu bor, care are efect la adaosuri de 0,0005— 0,003%, prin faptul că întîrzie transformarea perlitică fără să deplaseze

Distanţa de la cofă Iu/ rărit [mm] Fig. 5.S. Variaţia

durităţii epruvetei răcite frontal. 70

0.1 0,2 0,3 0,<f HS Uf 0,7 88 Conţinut de carbon [f.]

Fig. 5.9. Variaţia durităţii cu conţinutul de carbon pentru diferite proporţii de mar-tensită în structură:

-4—99,9%; B —95%; C — 90% ; C — 80% ; E—50%. i.,-- iii.

22

Otel nea/iat 1/1Stol(l,58mni)'

Aliat cu bar si rnangan

3/tfto/(19,3 f/m)

A/i a f şi cu a/fe elemente

Fig. 5.10. Creşterea adîncimii de călire la alierea oţelurilor.

scara temperaturilor. Efectul borului se manifestă prin aceea că se opune formării de constituenţi moi în cursul călirii, fără să mărească suscepti-bilitatea la fisurare şi să creeze dificultăţi la alte tratamente. Influenţa borului la normalizare este nulă. în fig. 5.10 se vede creşterea prin aliere a grosimii pieselor care pot fi călite în toată masa. în aceasta se observă ce mult lărgesc posibilităţile de călire alierea cu bor şi mangan. Pentru dimensiuni mai mari este necesară adăugarea de molibden, vanadiu,, crom, care prezintă avantajul că nu afectează f or j abilitatea oţelurilor cu carbon scăzut. Efectul elementelor de aliere este cumulativ. Elementele care formează carburi stabile (V, Ti, Nb) micşorează conţinutul de car-bon al austenitei, formează mulţi germeni de cristalizare, care finisează, granulaţia şi în consecinţă micşorează adîncimea de pătrundere a călirii. Această influenţă se atenuează cînd încălzirea de austenitizare se face la temperatură înaltă, deoarece carburile se dizolvă în austenită.

Influenţa borului asupra adîncimii de călire variază în sens invers-creşterii conţinutului de carbon, devenind neglijabilă la oţeluri cu peste 0,7% C; de aceea, borul se foloseşte numai la oţeluri moi sau semidure. Adaosuri de bor mai mari sau cel mult egale cu 0,01% provoacă fragilitate la roşu, ceea ce duce la apariţia de crăpături la forjare sau laminare.

Influenţa elementelor de aliere asupra calibilităţii este diferită, în funcţie de natura acestora (fig. 5.11).

Prezenţa particulelor insolubile, cum sînt carburile, oxizii, compuşii definiţi şi neomogenitatea austenitei măresc viteza critică de călire.

Deci călibilitatea este dată de compoziţia oţelului, dar şi de condiţiile de elaborare, de turnare şi de încălzire pentru tratament.

23

B 8 10 Uemenf c/e a//ere{%]

Fig. 5.11. Influenţa elementelor de aliere asupra călibilităţii-

De remarcat că, nu întotdeauna este necesară adîncime mare de călire, pentru unele piese fiind necesară limitarea adîncimii de călire (piese care trebuie să aibă tenacitate mare); din acest motiv, cunoaşterea condiţiilor de exploatare este deosebit de importantă pentru alegerea •compoziţiei şi modului de prelucrare a oţelului.

După cum se ştie, ultima operaţie a tratamentului termic este revenirea, care de fapt imprimă oţelului proprietăţi complexe.

Procesele care se produc în cursul revenirii (descompunerea solu-ţiilor solide — martensită şi eventual austenită) sînt puternic influenţate de prezenţa elementelor de aliere. Dacă în procesul de călire se urmă-reşte obţinerea unei soluţii solide suprasaturate omogene, în cursul reve-nirii se urmăreşte procesul de ieşire din soluţie a unor compuşi (de exem-plu carburi) cu un anumit grad de dispersie. Elementele de aliere favori-zează obţinerea unui înalt grad de dispersie la revenire, ceea ce îmbină în mod armonios proprietăţile de rezistenţă şi tenacitate.

Primul stadiu al revenirii constă în sărăcirea în carbon a martensitei (procese de difuzie în stare solidă) condiţionată de necesitatea de trecere într-o stare mai stabilă. Stabilitatea martensitei depinde de conţinutul de carbon şi de prezenţa elementelor de aliere.

Elemente cum sînt manganul şi nichelul, care nu micşorează viteza •de difuzie a carbonului au influenţă foarte mică asupra acestui proces, insă elementele puternic carburigene, întîrzie difuzia carbonului, ceea ce are ca efect o întîrziere în scăderea durităţii la revenire.

La revenirea înaltă (450—600°C), a unor oţeluri aliate, se constată nu numai faptul că duritatea nu scade, ci chiar că creşte în comparaţie •cu cea obţinută la revenirea joasă.

La revenire, la creşterea temperaturii se termină procesul de sepa-rare a carbonului din martensită şi încep procesele de aglomerare a carburilor care duc la micşorarea durităţii. Mărirea particulelor se face pe seama dizolvării şi dispariţiei particulelor mici. Concomitent cu aceasta, crescînd viteza de difuzie a elementelor de aliere se măresc şi posibi-lităţile de formare a carburilor speciale disperse, care măresc duritatea.

Compunerea acestor două procese care au loc în sens opus dă o rezultantă care la început micşorează duritatea, apoi o ridică. Cu cît •oţelul conţine mai multe (sau mai mult) elemente carburigene, se ob-servă o creştere a durităţii la revenirea înaltă (duritate secundară), •duritatea primară fiind considerată cea obţinută la călire. Asemenea rezultate se remarcă la alierea cu elemente ale căror carburi se dizolvă în austenită la încălzire (Cr, Mo, W, V etc.), spre deosebire de cele care dau carburi insolubile, care nu dau duritate secundară.

La revenire, la circa 250°C are loc si transformarea austenitei reziduale, în martensită, proces care constituie, de asemenea, una din cau-.zele creşterii durităţii secundare. ...-.,

24 :

Modul de influenţă depinde de natura elementului si de temperatura de revenire, influenţa maximă fiind pentru Si — 320 ... 350°C; Mn — 400 ... 425°C; Cr - 425 ... 450°C; Mo — 525 ... 550°C; V - 600°C, Ex-perimental s-a determinat că, pentru evitarea scăderii durităţii cu o uni -tate RC, la o menţinere de două ore la temperatura de revenire înaltă, la un oţel cu 0,3% C este necesar să se adauge unul din elementele: 0,40% Mn; 0,22% Si; 0,19% Cr; 0,77% Ni; 0,06% Mo sau 0,03% V.

Duritatea de revenire nu este funcţie de călibilitate. Astfel, elemente ca vanadiul şi siliciul, care împiedică micşorarea durităţii la revenire, măresc numai puţin călibilitatea, borul, manganul şi nichelul care măresc mult călibilitatea, influeneţază puţin asupra micşorării durităţii, iar cromul şi molibdenul au influenţă pozitivă atît asupra călibilităţii cît şi asupra păstrării durităţii secundare.

Elementele care favorizează obţinerea durităţii secundare mari, conferă oţelurilor stabilitate bună la menţineri îndelungate la tempera-turi ridicate în condiţii de exploatare.

5.2.2.2. Oţeluri pentru tratament termochimic

Oţelurile pentru tratament termochimic sînt oţeluri moi (deci cu tenacitate ridicată) care, după ce sînt transformate în piese (prin prelu -crare plastică şi/sau mecanică) sînt supuse unui proces de durificare a suprafeţei prin tratament termochimic.

Oţelul pentru tratament termochimic este folosit pentru confecţio-narea pieselor de secţiuni mici, care trebuie să fie foarte tenace, în acelaşi timp în care suprafaţa lor trebuie să fie dură, să reziste la uzură, la tem-peraturi ridicate, la oboseală (de exemplu, roţi dinţate, arbori cotiţi mici, cămăşi de cilindri, instrumente de măsură ş.a.).

De regulă, piesele finite din aceste oţeluri se obţin din lingouri de secţiuni mari, care să asigure un grad de deformare de 8 la 15, astfel încît să. fie asigurată distrugerea integrală a structurii de turnare, ceea ce dă posibilitatea aplicării corecte a tratamentului termochimic.

Tratamentul termochimic se poate aplica prin îmbogăţirea stra -tului superficial în carbon (cementare), în azot (nitrurare), în azot şi carbon (carbo-nitrurare sau cianizare), în crom (cromizare), în siliciu (silicizare), în aluminiu (alitare).

Fiecare din aceste tratamente, de modificare a compoziţiei stratului superficial al pieselor, este secundat de cel puţin un tratament termic.

Pentru fiecare din aceste tratamente, este necesar să se asigure, prin compoziţia şi structura oţelului, realizarea caracteristicilor în masa piesei şi în stratul superficial şi o bună aderenţă a stratului tratat

25

:u restul masei piesei. Această din urmă cerinţă este asigurată dacă între ;tructura stratului de suprafaţă şi a restului piesei trecerea nu se face mise, ci treptat, prin structuri intermediare, proces asigurat atît de :alitatea oţelului (compoziţie, structură, puritate) cît şi de condiţiile ie tratament.

Deoarece tratamentul superficial se face la temperaturi ridicate, ;ste necesar ca structura primară să fie fină, structură care trebuie să >e menţină fină si la temperaturi ridicate.

Oţeluri de cementare. Pentru cementare se folosesc oţeluri moi (0,08—0,15% C); însă sînt cazuri, e adevărat rare, în care se acceptă pînă ia 0,20—0,25%C (cînd este necesară rezistenţă mare în miez).

Oţelul pentru cementare trebuie să fie deosebit de omogen, cu puri-tate avansată (bine dezoxidat) şi să conţină cît mai puţin sulf şi fosfor. Pentru asigurarea tenacităţii miezului, conţinutul de mangan se limi-tează la 0,4—0,5% (nu însă mai mic de 0,2%).

Adîncimea stratului cementat depinde de calitatea oţelului (com-poziţie şi mărime de grăunte), de temperatură şi de durata tratamentului.

Prezenţa elementelor de aliere, chiar în concentraţii mici, influen-ţează difuzia carbonului în austenită şi prin aceasta şi adîncimea stra-tului cementat (fig. 5.12).

Se vede că, prezenţa unor cantităţi mici de mangan, wolfram, molibden, crom, influenţează puţin grosimea stratului cementat; în schimb, nichelul şi siliciul micşorează capacitatea de difuzie a carbonului.

Adîncimea stratului cementat este puternic influenţată de mărimea grăuntelui de austenită (şi mai ales de tendinţa acestuia de creştere cu temperatura); de aceea, alierea cu vanadiu, titan, zirconiu, care micşo-rează mărimea grăuntelui, are influenţă pozitivă asupra procesului în sensul că se poate ridica temperatura de cementare şi prin aceasta se poate mări viteza procesului.

2 3 t s S Confinat de element tfe aliere (Y.J

Fig. 5.12. Influenţa elementelor de aliere asupra adîncimii stratului cementat [10J.

26

Tabelul 5.3

Caracteristicile fizice ale nitrurilor

10

Nitrura Structură

Constanta reţeleiTemperatură de descompunere "C

Temperatură de topire°C

I-'ensitate g/cm1

«, A c;«

9 f.f\ 1 ̂ 7

Fe2N Hexagonală •̂ t\jy

2,11lf\j£

1,6500 — 6,35

Fe4N Cub cu feţe centrate 3,80 — 500 — 6,57• Mn2N Hexagonală 2,77 1.61 — — 6,21

Mn4N Cub cu feţe centrate 3,84 — — — — . ;

ZrN Cub cu feţe centrate 4,59 — 1500 2930-2985 , ------ - - - -!' A1N Hexagonală 3,11 1,6 1000 2200 ; 3 $ ¥ 'SeN Cub cu feţe centrate 4,44 — — — — ,NbN Cub cu feţe centrate 4,41 — — 2027 8,4

TiN Cub cu feţe centrate 4,32 — — 2950 5,1-5,2,' VN Cub cu feţe centrate 4,28 — La topire 2050-2320 5,63j CrN Cub cu feţe centrate 4,14 — 800 — 6,1

Cr2N Hexagonală 2,74 1,61 800 — — •MoN Hexagonală 2,86 0,98 — — — t

' Mo2N Cub cu feţe centrate 4,13 — — — _• W„N Cub cu feţe centrate 4,12 — 400 — 6,3

BN Hexagonal — . • — 1220 2730 2,35

* f c -

2 f S S i O | l

Elementa'e a/icre [Katomice]

bFig. 5.13. Influenţa elementelor de aliere asupra stratului nitrurat: \

a — adîncime; 6 — duritate. *

Obţinerea proprietăţilor dorite la piesa cementată (rezistenţă mare la uzură si tenacitate mare) se realizează după tratamente termice. Astfel, se poate folosi o singură călire direct de la temperatura de cemen-tare, urmată de revenire joasă sau călire dublă sau triplă cu revenire joasă sau cu reveniri înalte între două căliri urmată de revenire joasă. Structura miezului este fină la căliri repetate şi grosolană la călirea de la temperatura de cementare.

Oţeluri de nitrurare. Nitrurarea se aplică în multe cazuri la oţelu-rile de' construcţii, în special pentru mărirea rezistenţei la oboseală (la probe cu crestătură) şi a rezistenţei la uzură.

Se nitrurează oţelurile aliate, de regulă cu elemente care formează nitruri (Ti, W, Cr, Mn); influenţa elementelor de aliere asupra grosimii stratului nitrurat şi asupra durităţii de vede în fig. 5.13.

Formarea nitrurilor în stratul superficial al pieselor din oţel pot ridica duritatea la 900—1200 HV'. Pentru evitarea pătrunderii azotului în profunzime, oţelurile de nitrurare se elaborează cu 0,25—0,45% C (uneori chiar 0,7—0,8% C), viteza de difuzie a azotului scăzînd cu creş-terea conţinutului de carbon (fig. 5. H) şi totodată asigurînd rezistenţă mare a miezului.

Deoarece stratul nitrurat are densitate mai mare decît a mie -zului (densitatea nitrurilor fiind mai mică decît a oţelului — tabelul 5.3), prin acest tratament se realizează forţe de compresiune asupra miezului, ceea ce măreşte rezistenţa la oboseală*; de aceea nitrurarea se foloseşte la oţelurile de construcţii.

*) Ruperea la oboseală, se datoreşte unor forţe de întindere.

28

\ t -520 'C

\\\^ s

—~,

•~~_o,w s,w uşa nao w %c

carbonului de difuzie a azotului în fierul a.

* l ?cj

^D,S"i'^.«»

700 8011 900 WOO Jemjientura ['C]

Fig. 5.15. Variaţia, grosimii stra-tului caibonitrurat si a conţinu -tului de carbon şi azot în acesta, cu temperatura de tratament.

6fl

3,0

1,

0

Fig. 5.14. Influenţa asupra coeficientului

La carbonitrurarea (cianizarea) oţelului, grosimea şi conţinutul de carbon şi de azot al stratului este funcţie de temperatură (fig. 5.15); cu cît temperatura este mai ridicată, cu atît stratul superficial este mai gros, iar conţinutul de azot mai mic.

La oţelurile de construcţie se aplică, de regulă, cianizarea la tempe-raturi înalte (roţi dinţate, arbori, tacheti), însă şi la temperaturi joase (tije de supape la motoare).

Mărirea rezistenţei oţelurilor la acţiunea agenţilor corosivi şi la temperaturi ridicate se poate face si prin tratamente de îmbogăţire a straturilor de la suprafaţa pieselor cu aluminiu, crom, siliciu, fosfor.

Procesul de saturare în aluminiu a suprafeţei pieselor in oţel, cunoscut sub denumirea de alitare se aplică ca mijloc de mărire a rezis-tenţei la temperaturi înalte, în special în atmosferă corosivă (de exemplu, oţelul aliat cu circa 5% Cr).

Procesul de îmbogăţire în crom a stratului superficial (cromizarea) se poate aplica atît oţelurilor moi (în care caz au rol de protecţie antico-rosivă) cît şi oţelurilor dure (cînd îi măreşte foarte mult duritatea). Cum cromizarea se produce la temperaturi înalte, este necesar ca oţelul să aibă grăunte fin, care să se menţină în această stare prin menţinerea la temperatura ridicată. Se supun acestei operaţii piese de pompe, şuru-buri, piuliţe, tiranţi, roţi dinţate etc.

Procesul de saturare cu siliciu (pînă la 12—18%), silicizarea, se aplică în scopul măririi rezistenţei la coroziune a unor piese din maşini

29

şi instalaţii folosite în industria chimică (pistoane, robinete, ventile), de regulă însă la oţeluri obişnuite de construcţii.

în afară de tratamentele la care este supus oţelul, pentru îmbună-tăţirea structurii şi a calităţii suprafeţei, produsele din oţel suferă pro -cese de îmbinare (lipire, sudare), de prelucrare prin aşchiere etc. Toate acestea trebuie să concure la obţinerea unor piese din oţel con-venabile din punctul de vedere al costului, cu fiabilitate ridicată. Punctul de pornire îl constituie elaborarea oţelului, în diferite agregate şi tratamentele în afara agregatului de elaborare, limitele de calitate ale acestora trebuind să fie cunoscute şi de cei ce-1 prelucrează şi-1 folosesc.

5.3. ELABORAREA OŢELURILOR DE CONSTRUCŢII

Oţelurile folosite în construcţii de maşini indiferent de categoria din care fac parte, respectiv oţeluri de îmbunătăţire sau de cementare, aco-peră un domeniu larg de utilizare. Diversitatea construcţiilor industriale şi a construcţiilor mecanice determină grade de solicitare si caracteristici fizico-mecanice într-un domeniu larg de valori. De asemenea, restricţiile de puritate in incluziuni nemetalice şi gaze, ansamblul de proprietăţi garantate sînt foarte diferite, mergînd de la valori care caracterizează calitatea obişnuită pînă la valori care să confere o calitate superioară, asigurată în condiţii de puritate înaltă.

Datorită acestor considerente, precum şi marii diversităţi de compo-ziţii chimice care acoperă această gamă sortimentală, tratarea unitară a elaborării acestor oţeluri nu poate fi, logic, abordată decît sub forma principiilor de bază ale conducerii principalelor procese metalurgice în succesiunea fazelor de la elaborare.

într-adevăr, la elaborarea acestor oţeluri se regăsesc aspecte legate de marea majoritate a proceselor metalurgice care sînt implicate în toate fazele procesului tehnologic (v. cap. 2, voi. 1). Dacă se are în vedere şi faptul că o parte din oţelurile din această gamă sortimentală se pot elabora prin mai multe procedee numite „tradiţionale" (sau „clasice") — cuptor electric (cu arc sau cu inducţie), cuptor Siemens-Martin şi convertitor cu oxigen — sau fătul că pot fi realizate şi prin folosirea unor procedee de tratament metalurgic în afara agregatului de elaborare, apare o imagine de ansamblu a complexităţii problematicii care apare la fabricaţia acestor oţeluri.

Este cunoscut faptul că, în deosebi după anii 1950—1955, elaborarea în cuptoare electrice a înregistrat o dezvoltare continuă, ocupînd în

30

cadrul producţiei mondiale de oţel o pondere din ce în ce mai mare. Aceasta se constituie ca un argument, alături de direcţia adoptată, în această lucrare de a prezenta unele din problemele care caracterizează elaborarea oţelurilor aliate cu caracteristici superioare, în cuptoare electrice cu arc.

Unitatea dialectică indestructibilă dintre producţie şi consum, care se condiţionează şi se influenţează una pe alta, face ca progresul în am-bele direcţii să fie decis şi în acelaşi timp impulsionat reciproc. Aşa de exemplu, progresele realitate în direcţia uşurării utilajelor şi construc-ţiilor, a creşterii parametrilor de funcţionare ai maşinilor, a ameliorării durabilităţii diferitelor piese etc. sînt s'trîns legate de progresele obţinute în domeniul fabricării oţelurilor, îmbunătăţirea procesului de fabricaţie a unui oţel existent sau punerea la punct a tehnologiei de obţinere a unui nou oţel, care de regulă trebuie să aibă ansamblul proprietăţilor tehnolo-gice şi de exploatare superior celor ale materialelor metalice cunoscute din aceeaşi categorie, se realizează pe baza unei mai bune cunoaşteri a proceselor fundamentale şi a progresului tehnic din diverse ramuri ale ştiinţei.

în acest sens, vor fi abordate unele probleme specifice elaborării oţelurilor aliate de construcţie în cuptoare electrice cu arc, structurînd problematica la unele aspecte legate de principalele direcţii care pot să asigure obţinerea acestor oţeluri în condiţii de: productivitate sporită, calitate superioară şi constantă în realizarea acesteia, economicitate sporită.

5.3.1. PRINCIPALELE DIRECŢII DE INFLUENŢARE A ELABORĂRII OŢELURILOR DE CONSTRUCŢII

Creşterea ponderii elaborării oţelurilor de construcţie în cuptoare electrice cu arc poate fi pusă atît pe seama dezvoltării impetuoase a acestui procedeu cît şi pe seama avantajelor pe care le prezintă proce -deul, la elaborarea mai ales a oţelurilor de construcţie cu prescripţii deo -sebite de calitate.

Dezvoltarea procedeului de elaborare în cuptoare electrice cu arc din ultimele decenii a avut loc în următoarele direcţii principale:

1) Extinderea afinării cu oxigen aproape la toată gama sortimentală de oţeluri de construcţii. Consumul de oxigen este cuprins în limitele a 6—20 m3/t, în funcţie de natura încărcăturii metalice (nealiată saualiată) şi de marca de oţel elaborată.

2) îmbunătăţirea calităţii refractarelor, pentru a corespunde ridicării plafonului termic al funcţionării cuptorului; bolţile bazice din cro-

.*31

momagnezită utilizate în deceniul al şaptelea au fost treptat înlocuite cu bolţi superaluminoase cu 70 — 80% A12O3.

3) Creşterea pronunţată a capacităţii cuptoarelor electrice dato-rită necesităţii de scădere a cheltuielilor de producţie paralel cu cea de creştere a necesarului de oţel, cuptoarele de mare capacitate dovedin-du-şi eficienţa atît pentru producerea oţelurilor de construcţii de masă cît şi a celor aliate, în acest sens reţine atenţia faptul că literatura de specialitate indică scăderea consumului de energie electrică şi de electrozi odată cu mărirea capacităţii cuptoarelor, după cum rezultă din tabelul 5.4 cu date din studii de sinteză ale ICEM (Institutul de cercetări meta-lurgice) .

Consnmul de energie electrică şi de electrozi în funcţie de capacitatea cuptorului Tabelul 5.4

Capacitatea cuptorului, t 180 RO 40 20 10 5

Consum de energie

electrică, în % 100 110 124 130 HO 150 'ţConsum în electrozi.

în Oflli /O 100 109 127 130 136 145 t>

4) Trecerea la utilizarea de puteri specifice mari, care a transformat în mod substanţial condiţiile de exploatare a cuptorului electric si a constituit una din cele mai importante dezvoltări în elaborarea oţelurilor în cuptoare electrice cu arc. Tehnica utilizării cuptoarelor electrice în regim UHP. (Ultra-High-Power) a dus la modificări importante în con-cepţia clasică despre tehnologia elaborării în general şi în special în teh-nologia elaborării oţelurilor de construcţie prin acest procedeu.Prin tehnica utilizării UHP cuptoarele electrice au devenit competitive

pentru toată gama sortimentală de oţeluri de construcţii. Utilizat •în principal ca agregat de topire şi în unele variante şi pentru realizarea

•unei preafinări (afinare parţială) cuptorul electric a determinat apariţia unor procedee speciale cu care acesta poate fi combinat. Aceste procedee se bazează pe aplicarea asupra încărcăturii sau a oţelului lichid, a unor

prelucrări suplimentare. Dintre acsetea se citează cele mai reprezentative:—preîncălzirea încărcăturii metalice, realizată în coş (benă) sau

în cuva cuptorului, cu influenţă deosebită în procedeul MR (Meting-Refining) care constă din utilizarea succesivă a două cuve, din care înuna are loc preîncălzirea încărcăturii;

—afinarea, dezoxidarea şi alierea în instalaţii speciale, cu utilizareapresiunilor scăzute (procedeele de tip ASEA-SKF, FINKL-MOHR), a

«." 32

suflărilor de amestecuri oxigen-argon (procedeul A.O.D. Argon-Oxygen-Decarburation) sau a utilizării vidului în procedeul V.O.D. (Vacuum-Oxygen-Decarburation) sau varianta S.S., V.O.D. şi V.A.D. (Vacuum-Arc-Degasing);

—dezoxidarea şi degazarea în vid în instalaţii de tip B.V. (Bochu-mer-Verein), D.H. (Dortmund-Horder Huttenunion), R.H. (Ruhr-stahlHattinger).

Avantajele procedeului de elaborare în cuptoare electrice cu arc sînt multiple pentru oţelurile de construcţie. Principalele sînt:

—supleţea regimului termic;—reglarea în limite largi şi precise (după necesitate) a regimului

de alimentare a băii metalice cu oxigen;—stăpînirea vitezelor de reacţie, element care conferă posibilitatea

realizării unei calităţi constant superioară;—posibilitatea utilizării economice a încărcăturilor metalice care

conţin elemente de aliere, prin limitarea oxidării acestora;—conducerea regimului zgurei în funcţie de tehnologia utilizată

în mai multe variante, ceea ce oferă posibilitatea adaptării tehnologieiscopului urmărit: creştere de productivitate, recuperare avansată a elementelor de aliere, dezoxidare şi desulfurare avansată etc. . .

La elaborarea oţelurilor de construcţii în cuptoare electrice cu arc este practic abordată toată problematica proceselor metalurgice funda-mentale cu care se confruntă tehnologul din acest domeniu:

—studiul termodinamic (cu aplicarea de asemenea a termotehniciişi termofizicii) pentru cunoaşterea transformărilor metalurgice posibileşi a necesarului de căldură şi lucru mecanic (energie) în condiţiile de desfăşurare a diverselor procese metalurgice;

—analiza cinetică pentru cunoaşterea vitezelor de reacţie, a treptelor care stabilesc accelerarea sau frînarea reacţiilor de transformaremetalurgică care au loc în procesele de elaborare a oţelului ;

—stabilirea unor corelaţii între relaţiile care expliciteaZă transformările metalurgice şi cele care definesc echilibrele reacţiilor metalurgicede la elaborarea oţelurilor.

5.3.2. CONDUCEREA TOPIRII LA ELABORAREA OŢELURILOR DE CONSTRUCŢII

Procesele metalurgice care au loc pînă la sfîrşitul perioadei de topire sînt legate în principal de transferul de masă şi energie (căldură).

Principial se disting două categorii mari de probleme: unele privind modul de alcătuire şi de pregătire a încărcăturii, iar altele privind regimul termic. Aceste două probleme principale se condiţionează reciproc, se adaptează în funcţie de compoziţia chimică şi de calitatea oţelului şi se

33

subordonează necesităţii de a realiza oţeluri de calitate superioară, carac-terizate prin grad mare de puritate în gaze şi incluziuni nemetalice, con-ţinuturi reduse d; elemente dăunătoare (P, S şi altele) şi o valoare deter-minată a mărimii ereditare a greuntelui de austenitâ.

Trebuie avut în vedere de asemenea că o elaborare în condiţii eco-nomice impune realizarea calităţii superioare şi a reproductibilităţii acestei calităţi pe loturi mari de fabricaţie, în condiţiile realizării în acelaşi timp a unor productivităţi şi producţii specifice mari, consumuri speci-fice mici (în primul rînd de energie electrică, combustibili şi electrozi) si scoatere de oţel lichid bună.

5.3.2.1. Pregătirea şi calculul încărcăturii

La pregătirea şi alcătuirea încărcăturii trebuie să se ţină seamă de scopul propus si în acelaşi timp, în funcţie de conjunctura economică, de disponibilităţile de moment în materii prime şi materiale de adaos care intră în încărcătură.

Pregătirea încărcăturii vizează în principal o mai bună utilizare a agregatului de elaborare în sensul micşorării duratei de topire, a pierde-rilor termice şi a creşterii durabilităţii căptuşelii refractare.

Pentru a asigura condiţii corespunzătoare obţinerii unei calităţi superioare este recomandabil ca la elaborarea oţelurilor de construcţie să se utilizeze încărcături metalice de calitate bună, neruginite şi cu con-ţinut mic de fosfor şi sulf (de dorit sub 0,04%). încărcătura meta-lică trebuie pregătită astfel încît să se asigure încărcarea ei rapidă.

Proporţiile de materiale din componenţa încărcăturii se stabilesc pe baza ecuaţiilor de bilanţ a elementelor oxigen şi carbon.

Bilanţul de oxigen pentru o încărcătură care se adaptează elaborării prin aşa numita metodă de topire cu oxidare parţială [11] indică, în con-diţii obişnuite, de exemplu următoarele oxidări ale elementelor înso-ţitoare la topire: 15—25% din carbon, 40—60% din mangan, 70—100% din siliciu, 50—70% din fosfor, circa 1,5—2,5% din fier. Dacă încărcă-tura conţine şi unele elemente de aliere, atunci ele se oxidează, în funcţie de conţinutul efectiv al acestora în proporţii diferite: 70—100% din vanadiu, 20—40% din crom, 15—25% din wolfram.

Valorile pentru oxidările elementelor la topire trebuie apreciate ca fiind strict orientative, deoarece factorii care le condiţionează sînt de o mare diversitate şi influenţa lor este diferită.

;.' 34

La aprecierea acestor oxidări trebuie avute în vedere în primul rînd următoarele:

—gradul de oxidare a încărcăturii;—gradul de pregătire (densitatea, starea fizică în general) a încărcă

turii şi felul încărcării acesteia în cuptor;—regimul zgurei, influenţat în bună parte de cantitatea de var

adăugată în încărcătură (circa 2—2,5% dacă nu se foloseşte minereu,în încărcătură);

—puterea de oxidare a atmosferei agregatului, care diferă în funcţiede modul cum este condusă topirea (de exemplu, folosirea cocsului subelectrozi pentru uşurarea formării arcului electric face ca presiunea parţială a oxigenului din atmosferă să poată fi influenţată faţă de cea considerată ca obişnuită, dată de aproximativ: 6% O2; 3% CO2; 34% CO;2% H2 şi 55% N2 cît se consideră orientativ [12] pentru compoziţia atmosferei cuptorului în această perioadă) ;

—conţinuturile efective ale tuturor elementelor din încărcătură influenţează puternic oxidările datorită atît efectului de protecţie împotrivaoxidării (asigurat de unele elemente asupra altora cu afinitate pentruoxigen mai mică) cît şi datorită comportării foarte diferite faţă de difuziaoxigenului, a oxizilor elementelor oxidate care formează stratul de peîncărcătură.

Bilanţul carbonului trebuie să fixeze conţinutul de carbon la topire [C], în limite de variaţie corect calculate, dată fiind importanţa deose-bită a acestui factor asupra întregului mers al elaborării.

Varietatea sortimentală mare a oţelurilor de construcţie face practic imposibilă formularea unei recomandări de ansamblu pentru calcului bilanţului de carbon.

Atît literatura de specialitate cît şi practica industrială condusă după norme tehnologice proprii fiecărui producător de oţeluri de construcţii consideră că un conţinut de carbon la topire [(C,)]cu 0,35—0,65% mai mare decît conţinutul de carbon la oprire ([C] 0) poate fi considerat ca fiind recomandabil pentru o elaborare corectă.

însuşi intervalul acesta mare de valori pentru carbonul de la topire cît şi particularităţile elaborării multora din oţelurile de construcţie determină aprecierea că fixarea acestui parametru, [C]„ trebuie să se facă cu multă atenţie, printr-un calcul riguros al bilanţului de carbon în funcţie de toate considerentele, dintre care mai importante par a fi:

—natura carburantului; în cazul folosirii fontei proporţia de fiervechi este mai mică, iar în cazul folosirii cocsului de petrol realizareacarbonului la topire prescris este nesigură;

—valoarea conţinutului de carbon la oprirea decarburării, [C]0, carese fixează în funcţie de carbonul prescris pentru fiecare marcă de oţel,

35

de gradul de aliere şi de natura feroaliajelor folosite (carburate sau ne-carburate), deci în funcţie de carbonul adus de feroaliaje [C]ta; la fixarea conţinutului de [C]0 se va ţine seama de asemenea de durata menţinerii oţelului în cuptor pentru dezoxidare şi aliere, ştiut fiind că în funcţie de adaosurile dezoxidante pe zgură şi de conţinutul de carbon al băii metalice, oţelul se carburează de la zgură;

— calitatea oţelului, respectiv prescripţiile pentru puritate în incluziuni nemetalice, determină excesul [C]t — [C]0; prin luarea în considerare a unor anumite viteze de decarburare şi durate ale decarburării, secunoaşte că obţinerea unei purităţi avansate în gaze şi incluziuni se obţine dacă viteza de decarburare şi durata perioadei de afinare-fierberesînt corect evaluate;

— caracteristicile constructive şi dimensionale ale cuptorului: capacitate, profilul interior al spaţiului de elaborare, dimensiunile spaţiuluide lucru (de deasupra planului zgurei);

Bilanţul oxigenului şi al carbonului se află într-o strînsă corelaţie, condiţionîndu-se reciproc. Astfel, de exemplu, utilizarea minereului (sau eventual a arsurii de fier) în încărcătura sau folosirea oxigenului spre sfîrşitul topirii sînt impuse pe de o parte de unele considerente în compu-nerea încărcăturii, dar pe de altă parte impun modificări ale elementelor de calcul tehnologic:

1) Utilizarea minereului (sau a arsurii de fier) în încărcătură estelegată fie de necesitatea îndepărtării unei cantităţi mai mari de carbonla topire [AC](, fie de intensificarea defosforarii cînd încărcătura conţinemai mult fosfor (> 0,05—0,06%).

2) Folosirea minereului (sau a arsurii de fier) în încărcătură conducela modificarea substanţială a oxidării elementelor de aliere: 90—100%din siliciu şi vanadiu; 60—75% din mangan şi crom, 50—70% din cromşi 45—65% din wolfram; fosforul se oxidează avansat (60—80%), asi-gurîndu-se scăderea conţinutului de fosfor sub 0,030—0,040%, chiarşi la conţinuturi mai mari de carbon.

3) Folosirea minereului în cantitate determinată prin calculul debilanţ de oxigen şi carbon, conduce la modificări şi în bilanţul varului(adaosul de var creşte de exemplu la circa 3—5% faţă de greutateaîncărcăturii pentru un adaos de circa 1—3% de minereu).

4) Folosirea oxigenului la topire este legată de scopul urmărit:— îndepărtarea unei cantităţi mai mari de carbon la topire [AC]{

(încărcături cu cotă mare de fontă);— intensificarea reacţiilor de oxidare datorită creşterii tempera

turii în timp scurt ceea ce favorizează creşterea vitezelor reacţiilor endo-terme şi asimilarea varului în zgura formată timpuriu, ceea ce ajutăzgurificarea fosforului; **v ^-'«u.'* ,., u

•„ 36

__recuperarea mai bună a elementelor de aliere din încărcătură/de exemplu Mn şi în special Cr, elemente prezente în marea majoritate a otelurilor de construcţii şi chiar W şi parţial V cînd este cazul);

— creşterea productivităţii (prin scurtarea duratei perioadei de topire) şi îmbunătăţirea purităţii (prin influenţarea favorabilă a reacţii -lor mecanismului eliminării impurităţilor din baia de oţel).

în aceste cazuri se începe suflarea oxigenului cînd baia metalică este în formare (din momentul cînd este topită circa 75% din încărcătură sau chiar ceva mai devreme) cu parametrii suflării (presiune şi debit) adaptaţi scopului urmărit şi consumului tehnologic calculat (orientativ el se cifrează între 10 — 30 rn^/t).

Oxigenul gazos poate fi folosit si numai pentru a asigura o anumită creştere a temperaturii, suflînd oxigen doar cîteva minute (2—4 min) cu consum (3 — 5 rn^/t, adecvat scopului imediat după' terminarea topirii sau cu foarte puţin timp înaintea terminării topirii.

Indiferent de varianta tehnologică folosită la suflarea oxigenului gazos la topire, oxidările elementelor vor fi influenţate diferit. De aceea, corect este să se stabilească, pe baza calculului stoechiometric, necesarul de oxigen pentru reacţiile de oxidare pînă la topire Oox t cu relaţii de tipul

0«,= 1,33 (< C> -[C],)+ 1,14 < Si> + 0,29 (< Mn> - [Mn],) +

+ 1,29 (< P > - [P],) + (0,29 x 0,12 + 0,30 x 0,88) Fe wMo( +TI jr

+ 0,46 (< Cr > - [Cr],) + ... + -i-»- (< Me>- [Me],) + 0 [&m]< (5.14)•i«Me

în care se consideră că siliciul se oxidează complet (pînă la urme) la topire, iar fierul — 12% la FeO şi 88% la Fe2O3. M„ este necesarul de oxigen stoechiometric pentru oxidarea unui atom de element Me conform reac-ţiei de oxidare directă în sistemul eterogen încărcătură metalică—atmo-sferă

m < Me > + A {02} ±5 < MemO„ > + Q, (5.15)

respectiv de oxigen provenit din FeO în cazul reacţiei de oxidare indi -rectă în sistemul eterogen baie metalică în formare — zgură — atmosferă

?«[Me] + «[FeO] — «[Fe]-f [MemO„] + (?. ,„ (5.16)

31

Pentru a determina oxigenul rămas în soluţie în baia metalică la terminarea topirii 0[jmy se poate lua în considerare relaţiile de tipul

16 0,0124 + 0,05 [C], U t b m V = - - - • - ' P - 1 ' )

72 [C],sau

( = -/_+g 2(FeO)« -f- Â, (5.18)

în care:/, g, h sînt'indici de corelaţie calculaţi în funcţie de bazicitatea zgurei, relaţii citate în literatura de specialitate [H, 12, 13], dar care pot fi aplicate mai ales la băi metalice nealiate la topire.

Valoarea termenilor cantităţii de oxigen disponibil pînă la topirez<) se poate aprecia luînd în considerare:Org — oxigenul furnizat de rugina fierului vechi (considerată a fi

Fe203), care se apreciază în funcţie de gradul de oxidare a acestuia, luînd orientativ pentru un fier vechi de calitate circa 2% Fe2O3, pentru un fier vechi obişnuit 4% Fe2O3, iar pentru un fier vechi ruginit, circa 8% Fe203 ;

Oa<m — oxigenul adus de atmosfera cuptorului se poate calcula cu o relaţie de tipul

Oatm = O . l f i - + *,„ (q lc + <?;„), (5.19)

în care : jj. este cantitatea specifică de oxigen primită de încărcătură de Li atmosfera cuptorului (în kg/t • h) şi variază în funcţie de modul cum esAe condusă topirea ;

tine, t top — timpii de încărcare si de topire, în h ;?/»• l/o — proporţiile de fier vechi şi fontă solidă, în t, calculate

«îin ecuaţiile de bilanţ pentru carbon:

"/.A X q,e + %C2 Xq'/0 = <C> 100, (5.20)

?/. + 9'fo = 100 [kg], (5.21)

sau din ecuaţiile pentru carbon şi un alt element < Me > din încărcă-tură conform relaţiilor (5.22) — (5.24), cînd este necesară urmărirea con-centraţiei acestui element,

°/«A • qf, + %C2 • q'tt + % C3 • q" = 100 < C > , (5.22)% M6l • q,t + % Me2 • q'to + % Me3 - q" = 1 00 < Me > , (5.23)

•: . qf, + q'/o + f = 100 [kg], *« (5.24)

38

în care: %Cj, %C2 şi %C3 reprezintă conţinuturile de carbon în fierul vechi, fontă şi respectiv într-o altă categorie de fier vechi (aliat) sau un feroaliaj simbolizate aici cu q" (în kg); iar %Me1( %Me2 şi %Me3 — con-ţinuturile în elementul Me al aceloraşi materiale.

Din ecuaţia de bilanţ a oxigenului rezultă cantitatea de oxigen de adăugat în diverse variante tehnologice (cu folosirea minereului, a oxige-nului gazos, sau a amîndorora) pînă la topire- De asemenea, Oadt rezultă din suma ^Oăt = Or5 -f Oatm + Ootf, prin comparare cu suma EOmc, = = Oo:r, + O[bmy, folosind relaţia

Oa(t( = S(0„, ( + 0[im],) - (Org + Ofl(m). (5.25-26)

Desigur, la calculul de detaliu al bilanţului oxigenului trebuie luate în considerare şi alte cantităţi de oxigen, cu toate că ele sînt mai puţin semnificative sau se compensează reciproc:

— oxigenul trecut în zgură prin zgurificarea unei mici cantităţi dematerial refractar din vatră şi perete;

—oxigenul reţinut în zgură datorită unei părţi din minereu (dedensitate mică) rămas în zgură;

— oxigenul din minereu, pierdut prin disocierea parţială a oxizilorsuperiori de fier.

Ecuaţiile de bilanţ pentru oxigen şi carbon şi corelaţiile dintre aces-tea sînt elemente de calcul utilizate şi în cazul folosirii, din considerente eco-nomice, a unor materiale în încărcătură de calitate inferioară (fier vechi ruginit, fier vechi cu aderenţe de material refractar de la turnare, fontă de calitate inferioară, încărcătură cu fosfor ridicat (peste 0,05 ... 0,06%, fiind de dorit să nu depăşească totuşi 0,08%) sau cu sulf ridicat. Prin bilanţul de oxigen, considerînd ca oxigen disponibil numai pe cel adus de încărcătură Org şi cel furnizat de atmosferă Oalm, se iau în considerare următoarele oxidări pentru elemente: în jur de 20 — 30% pentru carbon (uneori şi mai mult), 90—100% (practic ccmplet) pentru siliciu (si vanadiu dacă este în încărcătură), peste 50% din mangan (ajunge pînă la 75%)- peste 50% din fosfor, oxidări avansate pentru crem şi wolfram dacă acestea (ca şi vanadiu) au ajuns în încărcătură prin sortarea necc-respunzătoare a fierului vechi sau pur şi simplu prin folosirea unui fier vechi provenit din mărci de oţel slab aliate. Pentru oxidarea avan sată a fosforului sau îndepărtarea unei cantităţi mai mari de carbon [AC], în timpul topirii se poate folosi o cantitate de minereu calculată din bilanţul de oxigen cu adaptarea corespunzătoare a adaosului de var (în general mai mare, depăşeşte 5 — 6% din greutatea încărcăturii). La această metodă, numită topire cu oxidare completă, zgura de topire este de regulă evacuată, mai ales atunci dud ccnţine mult P^O5 sau MgO. Această metodă, deşi mai simplă, nu este folosită decît atunci cînd

39

împrejurările o cer, deoarece calitatea oţelului este mai scăzută; oţelul conţine mai multe gaze şi incluziuni nemetalicc, vitezele de reacţie fiind mai greu stăpînite în limite dorite.

Conducerea tehnologică a topirii în cuptorul electric bazic, indife -rent de metoda utilizată, reprezintă un proces complex în care ecuaţiile de bilanţ pe elemente şi bilanţ de materiale sînt într-o strînsă relaţie de interdependenţă cu bilanţul termic al şarjei, mai ales în această pe-rioadă a procesului.

5.3.2.2. Conducerea regimului termic

Regimul termic este influenţat de două categorii mari de procese:

1) Procese legate de încărcătură, încărcătura cuptoarelor electrice cu arc asigură prin modul de alcătuire a ei, în funcţie de cantitatea de elemente care se oxidează şi de efectul termic al reacţiilor de oxidare a acestora, o cantitate de căldură disponibilă Qexot de valoare variabilă şi determină, în funcţie de modul de încărcare, pierderile de căldură QvierAut din această perioadă.

Calculul cantităţii de căldură degajată în reacţiile exoterme de oxi-dare (Qexoi în kcal/kg Me) constă din însumarea tuturor efectelor termice ale reacţiilor de oxidare a elementelor din încărcătura de la pornirea topirii, care variază în funcţie de procentul existent din fiecare element în încărcătură şi de gradul de oxidare al acestuia, în felul acesta se poate anticipa creşterea temperaturii A0 (relaţia 2.22 — voi. I) băii metalice la topire datorită acestei surse potenţiale de căldură. Calculul cantităţii de căldură pierdută în această perioadă depinde de modul de încărcare atît prin gradul de pregătire a încărcăturii, care de fapt determină nu-mărul de încărcări şi este legată de asemenea de profilul dimensional interior al cuptorului.

Cuptoarele electrice proiectate trebuie să respecte diverse criteri: de dimensionare. Astfel, de exemplu, printre altele este util să se asigureşi o corelaţie între diametrul cuptorului D (exprimat în m) şi masa

.încărcăturii G (exprimat în tone), conform unei relaţii de forma

D = 2fGK, (5.27)

unde: K este un coeficient de proporţionalitate (K =- 1,5—1,7).Pentru cuptoare de capacitate între 10—300 t prin diagrama [15]

din fig. 5.16 se ia în considerare o astfel de corelaţie.

2) Procese legate de conducerea electrică a cuptorului. Utilizarea cuptorului electric la elaborarea oţelurilor de construcţie este strîns legată de aspectele economice determinate de conjunctura în care se asigură

'40

2 3 4 5 B 7 8 3 Jffitamefra/ manfa/e/Dm[/n]

Fig. 5,16. Dspsndenţa dintre masa încărcăturii şi diametrul mantalei la cuptoareleelectrice cu arc.

local alimentarea cu energie electrică, de calitatea materialelor refrac-tare disponibile şi de sarcina specifică maximă ce poate fi preluată de electrozi.

Pentru o funcţionare raţională a cuptorului electric cu arc la o astfel de fabricaţie de oţeluri este de mare importanţă să se respecte anumite corelaţii între datele constructive şi electrice ale cuptorului, ca cele indicate în diagrama din fig. 5.17 (trasată pentru un regim de lucru intensiv), prin funcţii de proporţionalitate ale parametrilor: U, I — tensiune şi intensitate; RE — indicele de radiaţie (după W. E. Schwabe reprezintă produsul dintre tensiunea şi puterea în arc RE = P „c- Uarc, respectiv RE = PR2); REP — indicele de radiaţie la perete, este considerat ca o posibilitate de măsură a uzurii zidărieirefractare (aspectul radiaţiei arcului asupra zidăriei este invers propor-

rar>2 \

ţional cu pătratul distanţei pînă la perete: REP = —^-\l D - dia-

metrul cuptorului, în m; Pap — puterea aparentă, în k VA.

41

30 w so âo no 700 wo sugMasa încărcăturii G [t] Fig. 5.17. Mărimi

tehnice şi electrice în funcţie de încărcătură.

La tensiune nominală constantă de alimentare, indicele de radiaţie variază în funcţie de cos 9 (fig. 5.18), fiind maxim la cos 9 = 0,866, după H. Otmar'ş.a. [15].

Funcţionarea optimă a cuptorului electric este determinată de stabilirea unor valori corecte ale mărimilor electrice.

în fig. 5.19 sînt prezentate trei moduri de exploatare [15] (arcul de cerc reprezintă curba vectorului putere totală, permiţînd descompunerea în putere activă şi reactivă la diverşi factori de putere cos 9). Cele trei tipuri de cuptor se deosebesc în ceea ce priveşte caracteristicile de CxXploa-tare. Cuptorul 7 cu o durată foarte redusă a şarjei lucrează după amor-sare cu puterea totală constantă. Pe măsura topirii fierului vechi, tensiu-nea se reduce şi intensitatea creşte, în domeniul de topire între cos 9 = = 0,86 şi cos 9 = 0,62, radiaţia se micşorează cu 70%. La mersul clasic (cuptorul C) (porţiunea haşurată) radiaţia s-ar reduce numai cu 50%. Cuptorul 2 lucrează cu o durată a şarjei redusă (intermediară între cea reprezentată de mersul clasic şi cea foarte redusă a cuptorului 7) şi cu putere activă constantă. Pe măsura topirii fierului vechi tensiunea va-riază foarte puţin, iar reducerea radiaţiei se realizează aproape exclusiv pe seama măririi intensităţii curentului. Radiaţia în acest caz poate atinge o valoare de 25% pînă la 12% din radiaţia maximă a cuptorului

42

W 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0^ 0,3 0,2COSj?

Fig. 5.18. Indicele de radiaţie in funcţie de cos 9 şi tensiune: 7 — tensiune, în % faţă de tensiunea maximă.

20 30 ¥1 50 60 70 80 90 100 110 Puferea reactiva[MVAF]

20 W 50 60 70 80 30 100 !W Intensitatea eurenfu/u/lA]

Fig. 5.19. Diferite tipuri de exploatare prezentate pe diagrama p A, B — domeniul de lucru al cuptorului; C — domeniul de lucru uzual (clasic).

43

7 cu o durată a elaborării foarte redusă. Datorită condiţiilor diferite de exploatare, rezultă valori diferite pentru consumurile specifice de elec-trozi, energia electrică şi refractare. Un criteriu important pentru ali-mentarea cu energie electrică a acestor cuptoare este modul de utilizare a puterii maxime. Cuptorul cu durata şarjei redusă 2 este mai avantajos din acest punct de vedere, datorită consumului mai uniform de putere (mai ales pentru o secţie cu unul sau două agregate de elaborare). "*^ Trasarea unor diagrame de lucru pentru fiecare cuptor electric şi utilizarea lor în conducerea electrică este de mare importanţă pentru asigurarea regimului termic adecvat elaborării oţelurilor de construcţii. De mare utilitate poate fi şi trasarea unor diagrame practice de lucru (fig. 5.20) în funcţie de puterea activă medie P stabilită pentru perioada de topire cu relaţia [16]

p __ [kW], (5.28)

în care: Wt este consumul de energie electrică în perioada de topire, în kWh; tt — durata perioadei de topire, în h; tot — durata perioadelor de oprire în timpul topirii, în h.

Cu aceste diagrame se pot urmări consumul specific de energie elec-trică

W = —- [kWht], G L (5.29)

l

-

'III

p' p, p,Valoarea medie a puterii adire [kW] Fig. 5.20, Model

de diagramă practică, de lucru a unui cuptor electric.

44.

si durata specifică a duratei de topire

, _ tţ — t

~ G[h/t]. (5.30

)

în care: t este durata efectivă a topirii, în h; G — greutatea şarjei.Se mai poate determina şi urmări de asemenea productivitatea

specifică a cuptorului

Agest gen de diagrame permit să se stabilească limita raţională a valorii puterii active (P1( P2) pentru funcţionarea cuptorului (în cadrul unor domenii de referinţă) la diferite regimuri de lucru.

Aşa cum s-a arătat, la elaborarea oţelurilor de construcţii, există ten-dinţa folosirii cuptorului cu putere ultraridicată (U H P) ale cărui principale caracteristici electrice au următoarele valori: raportul dintre puterea transformatorului (Pt) în M VA şi capacitatea cuptorului (Cc) în t este l: 2 pînă la l: 1,7, iar factorul de putere (cos 9) poate să aibă valori între 0,62 şi 0,70 în timpul procesului. Prima caracteristică este foarte importană la elaborarea oţelurilor de construcţii, deoarece odată cu ea (fig. 5.21) creşte randamentul de topire al cuptorului, a cărui valoare de l t/min nu mai constituie o excepţie. O dublare a acestei valori este reali-

0 , 2 0 , ¥ 0 , 6 O J 7 , 0 Raportul dinlre infensifatea ct/renfu-lui în arc ş/ infensifafea curenfu -lui de scurfc/rcu/f f/f^

5.21. Comparaţie între cuptoare electrice cu arc obişnuite şi cuptoare cu puter*ultraridicată: P—puterea reţelei; PX,—

puterea arcului. •/".) } J* ţ£

45

cas

zabilă, întrucît ea depinde în principal de pregătirea adecvată a încărcă-turii şi de valoarea tensiunii din reţeaua exterioară. Necesitatea menţi-nerii celei de-a doua caracteristici cos 9 între 0,62—0,70 reiese şi din fig. 5.21, punctul b în care se observă că la valori mici ale lui cos 9 cores-punde o intensitate a curentului foarte mare, deci arcul este scurt, foarte cald şi stabil. Un astfel de arc se dezvoltă în cea mai mare parte sub electrozi, perpendicular pe baie, lucrînd în parte în zgură şi fiind parţial acoperit de aceasta, ceea ce creşte foarte mult durabilitatea pereţilor. Rezultă de asemenea că, în funcţie de construcţia cuptorului, se poate lucra la acelaşi randament electric şi cu factori de putere mai mari, cu valori cuprinse pentru cos 9 între 0,80 şi 0,90, însă arcul se lungeşte şi devine mai instabil în timp ce randamentul în gol şi intensitatea curen-tului se micşorează, efect nedorit în ceea ce priveşte arcul electric, dar care poate fi diminuat sau chiar eliminat prin îmbunătăţirea calităţii electrozilor şi poziţionarea acestora în funcţie de amperaj.

Pentru buna funcţionare a cuptoarelor electrice UHP, este nece-sară respectarea indicatorilor caraceteristici unei secţii eficiente ca: organizarea producţiei, întreţinerea preventivă, utilizarea timpului. Indicele de utilizare a timpului T, adică raportul dintre perioadele sub tensiune tl: tz, ts, t^ si timpul calendaristic 7\ — T0 trebuie să atingă cel puţin 65—70%, aşa cum rezultă din fig. 5.22.

Un alt indicator important este raportul C dintre consumul mediu de energie şi energia maximă disponibilă, care trebuie să fie mai mare de 0,80 (preferabil să aibă o valoare cît mai aproape de 1).

(J)

Yt01

fc- Y

t02

y£ f V ^ (JS)

V -T r 7-* / l l l

,. |

/ ~ z

w «i

« _ — —

03------ W (r) . K T'

<6)\

> l t

T(f)

Fig. 5.22. Histogramă de putere, simplificată, pentru o şarjă:7 —încărcătura primară; 2; 3 — completări de încărcătură metalică; 4 — puterea; 5—timpul; 6 — înce-

putul elaborării; 7 — proba ; 8 — alinarea ; 9 — turnare; 70 — şarja următoare;Pmax — nivelul cel mai ridicat de putere în timpul topirii, în mW; C — 0,80 (preferabil să fie cît mai apro-piat de 1) , r- (ti -f-f, + ta +/4)/(Tj —T0} şi r= (/Vt-}- /Vi + /V,-r PitA l Pmax(ti+ta + ts + 1tt) în

care: Pl; Pt... reprezintă puterea medie pe fiecare perioadă a şarjei, în h.

46

5.3.3. CONDUCEREA AFINĂRII

Pentru elaborarea oţelurilor de construcţii nealiate, slab şi mediu aliate, conducerea proceselor metalurgice de la afinare reprezintă una din principalele modalităţi de a influenţa calitatea acestora, în volumul I din „Elaborarea oţelurilor aliate" au fost expuse unele aspecte fundamen-tale ale decarburării, principalul proces metalurgic de la afinare.

La această categorie de oţeluri trebuie acordată o atenţie deoseită alimentării băii metalice cu oxigen atît sub aspectul asigurării necesa rului de oxigen cît şi sub aspectul reglării alimentării cu oxigen în timp a băii metalice, pentru a se asigura condiţii favorabile din punct de vedere cinetic desfăşurării decarburării cu viteza dorită.

Necesarul de oxigen pentru oxidarea elementelor însoţitoare din baia metalică se poate calcula cu relaţia (3.1) iar cantitatea totală de oxigen necesară cu ecuaţia de bilanţ general (2.4) din, voi. I*.

Condiţiile severe de puritate prescrise majorităţii oţelurilor de con-strucţii impun stăpînirea ansamblului factorilor termodinamici, cinetici şi tehnologici care conduc la stăpînirea şi conducerea afinării. Din acest punct de vedere reţin atenţia în primul rînd viteza de decarburare şi durata decarburării. Aceşti parametri sînt implicaţi direct în ecuaţia de bilanţ a carbonului, pentru determinarea conţinutului de carbon în încărcătură

[C]( + ac(. (5.32)

Avînd în vedere că

[C]( = [C]0 + [AC]ca/, (5.33)

unde

[AC]B/ = vcld±+ vc2 dz, (5.34)

rezultă ecuaţia globală

<C> = [C]0-Mc( + [AC]ca/, (5.35)

folosind pentru calcul [C]0 relaţia

[Qo = [C]/m - [C],.. (5.36)

In aceste relaţii : < C > este conţinutul de carbon al încărcăturii, în % ; [C], — conţinutul de carbon la topire, în % ; act — arderea de carbon la topire, în % din < C > ; [C]0 — conţinutul de carbon la oprirea decar-

*) Elaborarea oţelurilor aliate, voi. I, Bucureşti, Editura Tehnică, 1980. ^ <-.

47

burării, în % ; [AC]a/ — cantitatea de carbon îndepărtată la afinare, în % ; va, di ~ viteza de decarburare în perioada fierberii „intense", în % C/h şi respectiv durata acestei perioade, în h; vc2, d2 — viteza de decarburare în perioada fierberii „liniştite" în % C/h, respectiv durata acestei pe-rioade d2, în h; [C]/w — conţinutul de carbon final mediu prescris, în % ; [C]/0 — carbonul adus de feroaliaje, în %.

Trebuie precizat că în ecuaţia (5.34) prin fierbere „intensă" şi res-pectiv „liniştită" ca viteză şi durată, se pot înţelege de regulă două subperioade ale fierberii la tehnologia cu folosirea minereurilor, luîn-du-se orientativ pentru oţelurile de construcţie valorile:

—în subperioada de fierbere „intensă" cu minereu o viteză de decarburare vei în limitele a 0,70 — 0,35% C/h (valorile la limita superioară caracterizînd perioada de după amorsarea decarburării);

—în subperioada de fierbere „liniştită" o viteză de decarburarevcz în limitele a 0,30—0,12% C/h.

Aşa cum s-a arătat în voi. I, la elaborarea oţelurilor de construcţie (mai ales a celor de calitate şi respectiv a celor care se elaborează din încărcături aliate) s-a generalizat tehnologia de ajinare cu folosirea oxigenului gazos. La această tehnologie, practic, nu se poate vorbi de două subperioade de fierbere („intensă" şi „liniştită") ci de o fierbere cu viteze diferite de decarburare, care pot descrie mai mult sau mai puţin un mers asemănător modelului cu patru etape distincte, cores-punzătoare succesiunii: perioadă de început de oxidare a carbonului, perioada aşa numitei „căderi liniare", perioada aşa numitei „căderi abrupte" a „vitezei tehnice" de decarburare în care se află de regulă înregistrată şi viteza maximă de decarburare şi perioada de sfîrşit a oxidării carbonului (fig. 2.14 din § 2.2— voi. I), deci practic o succesiune de viteze de decarburare vcl, vc2, ... vcn corespunzătoare unor durate di, d2

•,..., dn ale perioadelor aferente din procesul decarburării.La elaborarea oţelurilor de construcţie cu folosirea tehnologiei cu

suflarea oxigenului gazos la afinare, viteza de decarburare poate varia în limitele 2,2% C/h — 0,15% C/h în funcţie de marca de oţel.

Evident, stabilirea limitei valorii maxime şi a valorii minime pentru viteza de decarburare şi în general a evoluţiei vitezei de decarburare la tehnologia cu folosirea oxigenului gazos la afinare (ca de altfel şi la teh-nologia cu folosirea minereului sau a tehnologiei combinate cu folosirea minereului şi oxigenului gazos) trebuie ca în afara conţinutului de car-bon la topire [C](, a conţinutului de carbon la oprirea decarburării [C] o, deci a cantităţii de carbon îndepărtată (oxidată) la decarburare [AC]n/

.şi a necesarului*de oxigen din baia metalică A [O] adecvat fiecărei pe-

48

rioade a decarburării să se aibă în vedere şi următoarele considerente:1) Corelarea vitezei de decarburare cu viteza creşterii tempera

turii băii metalice [calculabilă cu relaţii sau nomograme; vezi cap. 2.2—voi. I].

2) Corelarea vitezei de decarburare şi a duratei de decarburare(prin valori determinate pentru fiecare marcă de oţel) în limitele indicatecu vitezele de desfăşurare a unor procese care sînt direct influenţatede procesul decarburării ca de exemplu cele ce caracterizează comportarea gazelor (hidrogen şi azot). Este cunoscut faptul că pentru realizarea unor conţinuturi cît mai mici de gaze în oţeluri trebuie controlaţiriguros aceşti parametri ai decarburării (determinaţi aşa cum se ştieşi s-a arătat aici, la rîndul lor, de o serie de alţi parametri tehnologici).

Astfel, prin degajarea bulelor de CO, p3 baza bilanţurilor de carbon şi hidrogen din baie, în timpul decarburării, se deduc [11] relaţii de tipul

-d [H] = 2 pH, -d [C] 12 pCa sau cu

prelucrări adecvate

dt dt

Rezultatele experimentale ale multor cercetări aplicative arată că viteza de decarburare influenţează direct conţinutul de hidrogen rămas în oţel la sfîrşitul afinării în sensul că o viteză mare de decarbu -rare şi o durată raţională a perioadei decarburării, determină creşterea ponderii procesului de desorbţie (îndepărtare) a hidrogenului în ansam-blul procesului de absorbţie-desorbţie, aşa încît se vor realiza condiţii prielnice realizării unor conţinuturi scăzute de hidrogen şi în oţelurile de construcţii.

Viteza de decarburare poate influenţa atît fevorabil comportarea azotului [în sensul că o viteză mare de decarburare dar judicios aleasă poate asigura eliminarea (desorbţia) într-o oarecare măsură (cu viteză mai mică decît a hidrogenului) a acestuia în timpul decarburării], dar poate intensifica şi absorbţia azotului (prin contactul direct dintre atmo-sferă şi baia metalică) dacă se depăşesc vitezele optime de decarburare, deoarece viteze prea mari de decarburare conduc întotdeauna la împroş-cări de picături de baie metalică şi zgură în atmosfera agregatului; o durată mare a decarburării influenţează întotdeauna negativ, în sensul creşterii, conţinutul de azot în oţel. ...,..;-•,! v. * , , , , ;

49

3) Corelarea vitezei de decarburare cu vitezele de reacţie care carac-terizează mecanismul şi cinetica altor reacţii de oxidare care se desfă-şoară în timpul afinării, în special cele ale oxidării manganului şi cro-mului, elementele de aliere prezente deseori în băile metalice policom-ponente de la afinare (cînd se folosesc încărcături metalice aliate). Aşa de exemplu în [11] se indică o corelaţie (după Speransky) între viteza medie •de decarburare vclm la fierberea intensă cu minereu şi viteza de oxidare a manganului vMn dată de raportul wMn/fclm = l ... 1,25, corelaţie aplicabilă la oţelurile de construcţie, dacă se are în vedere şi specificaţia dată că în condiţiile respectării acestei corelaţii nu este necesar un conţinut de Mn mai mare de 0,20% cît timp conţinutul de carbon depăşeşte 0,15%.

în privinţa comportării cromului, implicaţiile procesului de decar-burare, respectiv corelaţiile dintre parametrii ce definesc cele două procese de oxidare (a carbonului şi cromului) care se desfăşoară concomi-tent, se influenţează şi se controlează reciproc, sînt mult mai numeroase si mai complexe. Studiul teoretic si experimental al acestor mecanisme face obiectul a numeroase cercetări, prezentate sintetic în lucrări de bază [11, 12, 13, H] (şi care de altfel cuprind numeroase referiri la literatura de specialitate universală).

Oţelurile de construcţie sînt de regulă slab şi mediu aliate cu crom (ca de altfel şi cu mangan) şi la elaborarea lor este necesar să se aibă în vedere o mare parte din considerentele cercetărilor legate de regimul •cromului, numeroşii parametri care îl explicitează trebuind să asigure valorificarea posibilităţilor de recuperare avansată a cromului într-un proces de oxidare desfăşurat concomitent cu cel de oxidare a carbonului, prin stabilirea corectă, în conformitate cu legile chimiei-fizice, pentru fiecare marcă de oţel de construcţie a următorilor parametri:

—parametrii decarburării ([C]t, [C]0, [AC]0/., vcl... n, d1 ...„);—parametrii suflării, respectiv presiune (de preferat peste 8 — 9 atm

şi minimum 6 atm), debit (de preferat peste 15 m^ /t.h şi minimum 10m* /t.h) şi tehnica de introducere (înălţime de suflare, unghiul sub care-se suflă etc.) a oxigenului gazos ;

—parametrii regimului de temperatură respectiv temperatura laînceputul suflării oxigenului (1580—1600°C în funcţie de conţinutul decrom şi carbon al băii metalice) şi nivelul creşterii temperaturii băiimetalice pe parcursul afinării (în funcţie de compoziţia chimică a băiimetalice).

în funcţie de aceşti parametri variază conţinutul de crom reţi -nut în baia metalică la sfîrşitul suflării oxigenului. Desigur, o importanţă deosebită o prezintă şi regimul zgurei, însă diversitatea mare de •oţeluri din această categorie face greoaie indicarea unor parametri

50

legaţi de acest proces metalurgic pentru întreaga categorie de oţeluri de construcţii. La fiecare grupă de mărci de oţel şi mai rrîult, chiar, la fiecare marcă de oţel, regimul zgurei trebuie adaptat scopului urmărit, care în afara recuperării elementelor de aliere (crom, mangan etc.) mai poate fi (în funcţie de întregul ansamblu de procese) si o bună defosforare şi desulfurare, protecţie pentru penetra-ţia gazelor din atmosferă (a azotului în special) şi în acelaşi timp accesi-bilitate pentru eliminarea gazelor (hidrogen în mai mare măsură decît azot) prin eliminarea bulelor de CO rezultate la oxidarea carbonului.

Realizarea unei durate a decarburării care să asigure (împreună cui recuperarea avansată a elementelor de aliere) economicitate maximă pentru fiecare marcă de oţel, prin realizarea unei productivităţi sporite şi a unor consumuri specifice de energie electrică şi electrozi scăzute.

La elaborarea oţelurilor de construcţii trebuie respectate şi alte „reguli practice" la afinare, dacă se are în vederea producerea unor oţeluri de calitate, ca de exemplu:

—asigurarea unei durate de decarburare suficient de mare şi oviteză de decarburare de minimum 0,10—0,12% C/h spre sfîrşitul afi-nării pentru a asigura îndepărtarea avansată a produselor generatoarede incluziuni nemetalice (în primul rînd a celor exogene datorate unorsuspensii solide, dar şi a celor legate de suspensii lichide rezultate înprocesele de oxidare);

—evitarea recarburării, prin realizarea unui conţinut de carbon laisfîrşitul afinării [C]0 care să nu mai necesite corecţii prin adaosuri decocs sau folosind electrozii, conţinutul de carbon prescris reglîndu-sedin adaosul de feroaliaje pentru alierea şi dezoxidarea finală a oţelului;

—reglarea corectă a conţinutului de mangan la sfîrşitul afinărik[Mn]0 (de regulă sub limita inferioară prescrisă a oţelului cu 0,10—0,20%,)'pentru a evita obţinerea unui oţel vîscos cu repercusiuni asupra purităţii în gaze şi incluziuni nemetalice (conţinuturi mai puţin reduse) şichiar asupra structurii primare (mai grosolană) şi cu efecte nefavorabileasupra caracteristicilor, ca de exemplu creşterea sensibilităţii la călire,,la formarea de fulgi şi crăpături.

Folosirea diagramelor de afinare care descriu transformările de masă (prin nivelul de oxidare a elementelor din baia metalică şi zgurifi-carea acestora) şi evoluţiile concentraţiilor de elemente din baia metalică Şi de oxizi din zgură, împreună cu efectuarea unor calcule termodina-mice ca de exemplu cele pentru determinarea temperaturii începu-tului reacţiilor de regenerare a elementelor de aliere, din oxizii lor din. zgură, oferă împreună cu utilizarea unor nomograme de lucru (ca de exemplu, v. fig. 2.16 şi fig. 2.17 din cap. 2.2 — voi. I) pentru corelaţiile unor parametri ai regimului suflării oxigenului, instrumentul de-conducere complexă a procesului de afinare. Prin cunoaşterea pro-

; ; 51

fundă a legităţilor fundamentale ca de exemplu: legile echilibrelor, legile transferului de masă şi energie, legile transformărilor de masă, a corelării lor cu datele practice, precum şi cu o dotare tehnică corespunzătoare pentru investigarea (de preferat în regim dinamic) procesului (determi-narea rapidă şi exactă a conţinutului de elemente din baia metalică, ana-lize de zgură, analize de gaze din oţel, analiză de gaze arse, determinarea temperaturii), se poate aborda şi conducerea în regim raţional şi respectiv conducerea în regim optim (cu folosirea unei tehnici de calcul adecvate).

5.4. CONDUCEREA DEZOXIDĂRII ŞI ALIERII

Dezoxidarea oţelurilor de construcţii reprezintă, prin diversitatea aspectelor ce le ridică, procesul metalurgic cu cel mai pregnant caracter de particularizare pentru fiecare marcă de oţel în parte. Aşa cum s-a ară-tat şi cum de altfel se cunoaşte din practică, producerea fiecărui oţel de construcţii se poate realiza prin diferite variante tehnologice care privesc topirea şi afinarea, perioade care determină în foarte mare măsură modul de desfăşurare a procesului de dezoxidare şi în felul acesta se evi-denţiază pentru dezoxidare, mai concret, caracterul de proces particu-lar, specific unei anumite strategii de conducere a elaborării fiecărei şarje în parte. Rezultă că pentru fiecare elaborare de oţel se va indica „schema de dezoxidare" specifică condiţiilor date, care va cuprinde în principal:

—alegerea dezoxidanţilor utilizaţi;—determinarea necesarului de dezoxidanţi;—stabilirea succesiunii de adăugare în baia metalică a dezoxidan

ţilor în cantităţi determinate;—stabilirea naturii adaosurilor dezoxidante pentru zgură (în

cazul utilizării zgurelor dezoxidante) şi a modului de efectuare a adaosurilor, deci practic stabilirea regimului zgurei;

— corelarea regimului termic cu ceilalţi parametri ai dezoxidării.Conducerea tehnologică a dezoxidării se va subordona scopului

propus, care aşa cum se ştie, principial, constă întotdeauna în scăderea conţinutului de oxigen din baia metalică şi îndepărtarea produselor oxidice de reacţie, dar care prin fixarea limitelor de valori pentru diverşi parametri se particularizează în mod distinct pentru fiecare oţel şi pentru fiecare tehnologie de fabricaţie în parte. Oţelurile din categoria oţelurilor

52 (

de construcţie sînt oţeluri calmate. Din acest punct de vedere trebuie luaţi în calcul următorii doi indicatori :

1) Gradul de dezoxidare a oţelului, calculabil cu relaţia

(5-38)

în care : [0]0 este conţinutul de oxigen în baia de oţel la oprirea afinării, care poate fi apreciat cu una din relaţiile citate în literatura de speciali -tate [11]

[O], = °'°036 + °'°033 [C]° [%], (5-39)[C] o

[0]„ = 0,03 ( l - vc) ±0,002, (5.40)

unde : vc este viteza de decarburare, în % C/h şi

[0]0 = 0,00183i;(Fe)0 + 0,05 ± 0,006, (5.41)

în care: £(Fe)0 este conţinutul total de Fe în zgură în [O],r — conţinutul de oxigen la turnare.

2) Gradul de calmare a otelului, determinat cu relaţia

+ $2^3 + g3C3 + •••

100

O//O

(5.42)

în care: qlt qz, qz sînt cantităţile de dezoxidant, în kg/t; c1( ca, c3 — cifrele caracteristice pentru capacitatea de dezoxidare a fiecărui dezoxidant, apreciate cu relaţia ponderală;

c = % Mn + 3 x %Si + 11 x % Ca + 18 x % Al. (5.43)

Cantităţile de dezoxidanţi qlt q2, qz din relaţia (5.42) se calculează fie în baza unui calcul stoechiometric pentru legarea cantităţii de oxigen în funcţie de natura fiecărui dezoxidant, fie cu relaţii globale pentru dezoxidare şi aliere, în care efectul de dezoxidare se ia în considerare prin arderea de elemente,

([£]"-[£]')• 10 .q'a~ 100 - a [E] ^'] P>n>

100 100

m care: qfa este cantitatea de feroaliaj, în kg pe şarjă; [E]" — conţinutul de element dezoxidant şi (sau) de aliere în oţel după dezoxidare-

53

aliere, în % ;[£]' — conţinutul de element înainte de dezoxidare-aliere, în % ; [E] — conţinutul de element în feroaliaj, în % ; a — arderea (pier-derea) de element de dezoxidare sau aliere, în %; P — masa şarjei, în t.

Arderea de element este funcţie de un ansamblu de factori printre care: compoziţia chimică a băii metalice în momentul adăugării elemen-tului dezoxidant şi de aliere, cantitatea de element adăugat pentru dezo-xidare şi aliere, regimul termic al cuptorului şi regimul zgurei.

în ultimii ani s-au efectuat numeroase lucrări de laborator şi cerce-tări privind originea şi posibilitatea de control asupra procesului de dezo-xidare, în special asupra formării şi eliminării produselor de dezoxidare, .avînd ca scop atît micşorarea cantităţii materialului rebutat datorită •defectelor provocate de incluziuni, cît şi respectarea cu precizie a cerin-ţelor consumatorilor de oţel. Printre cele mai importante lucrări sînt cele ale lui Plockinger şi colectivul său, citate şi în literatura noastră •de specialitate [17, 20], lucrările lui Kniippel [18] sau Turkdogan [19] citate parţial în această lucrare, care se referă la efectul metodei de dezoxidare asupra formării compoziţiei şi vitezei de evacuare a produse-lor de dezoxidare în cuptor, în oala de turnare sau în lingou.

La elaborarea oţelurilor de construcţii cu prescripţii severe de puri-tate în incluziuni nemetalice şi conţinuturi de fosfor şi sulf de regulă foarte scăzute, se foloseşte frecvent metoda de elaborare cu două zgure: oxidantă şi dezoxidantă. Zgura dezoxidantă (reducătoare) se poate rea-liza prin prelucrarea zgurei de la predezoxidarea prin precipitare practi-cată imediat după terminarea afinării pentru a realiza scăderea conţinu-tului de oxigen de la oprirea afinării [O]„, la valori scăzute în condiţiile unor conţinuturi de [Si] şi [Al] reduse. Prelucrarea zgurei de la predezo-xidare pentru a fi transformată în zgură dezoxidantă depinde de natura zgurei de la care se pleacă astfel:

—zgură nou formată după îndepărtarea parţială sau totală a zgureide oxidare la elaborarea oţelurilor de construcţie nealiate sau slab aliate,folosind încărcături nealiate sau foarte puţin aliate, la care practic nu sepune problema recuperării elementelor de aliere ;

—zgură de afinare la elaborarea oţelurilor de construcţie mediu-aliate şi înalt aliate, la care se pune problema recuperării elementelorde aliere din oxizii lor din zgură, scop în care se adaptează corespunzător şi regimul termic, temperaturile mai ridicate necesare în acest caz reali-zîndu-se şi prin folosirea oxigenului gazos la topire şi afinare; eventual sepoate reţine chiar zgura de topire.

în funcţie de oţelul de construcţie elaborat şi de gradul de aliere abăii metalice de la care se începe dezoxidarea, plecînd de la o anumită

.zgură oxidantă se poate forma zgura dezoxidantă cu diverse adaosuri

54

reducătoare pe zgură, acordmd atenţie deosebită carburării băii metalice de la zgură (trebuie stăpînită în limite strînse) şi impurificării băii meta-lice cu zgură (trebuie evitată). Dacă se adoptă tehnologia cu folosirea zgurei dezoxidante carbidice în faza iniţială a dezoxidării atunci se va avea în vedere că aceasta carburează baia metalică în funcţie de conţinu-tul de carbon al acesteia cu 0,03—0,05% C/h (faţă de zgura albă la care uzual se realizează 0,02% C/h) şi că în condiţii necorespunzătoare de lucru poate merge şi pînă la 0,10% C/h precum se va ţine cont şi de faptul că zgura carbidică reflectă puternic căldura spre zidărie şi se separă greu din oţel, în cazul emulsionării puternice cu acesta, motiv pentru care se transformă în zgură dezoxidantă albă, zgură cu care se lucrează pînă la sfîrşitul elaborării.

Dezoxidarea prin difuzie se practică la oţelurile de construcţie, ple-cînd de la considerente cunoscute că folosirea zgurelor dezoxidante con-duce la micşorarea pericolului ca la dezoxidarea prin precipitare produ-sele oxidice de dezoxidare să rămînă în oţel în cantitate mare.

Aşa cum este cunoscut, transferul de masă a oxigenului de la baia metalică (în care este acceptat ca fiind dizolvat sub formă de [FeO]) la zgură este lent şi generează viteză mică a dezoxidării prin difuziune, ceea ce justifică împreună cu celelalte considerente tendinţa de scurtare a duratei dezoxidării prin difuziune şi în acest context atrage atenţia asupra posibilităţii folosirii tehnologiei cu o singură zgură cu adaptarea corespunzătoare a regimului termic spre valori mai ridicate (cazul teh-nicii UHP) şi utilizarea unei scheme de dezoxidare prin precipitare corespunzătoare care să favorizeze în orice caz îndepărtarea uşoară si avansată a produselor de dezoxidare.

Diversitatea foarte mare a oţelurilor de construcţii face practic imposibil de făcut referinţe de ansamblu la modul de conducere a regi-mului zgurei, fiecărui oţel corespunzîndu-i folosirea unor proporţii dife-rite şi o anumită succesiune a adaosurilor pe zgură în cadrul tehnolo -giei (cu două zgure sau cu o singură zgură) adoptată în acest sens. Ace-laşi lucru este valabil şi pentru schema de dezoxidare care se poate indica fiecărei mărci de oţel, schemă care diferă în funcţie de condiţiile impuse mărcii de oţel începînd cu compoziţia chimică, caracteristici fizico-mecanice, fiabilitate, condiţii de puritate.

în acest context, se consideră că este util să se prezinte aici unele aspecte legate de practica dezoxidării prin precipitare aplicabile fiecărei scheme de dezoxidare. La alegerea schemei de dezoxidare trebuie cunos-cute echilibrele de dezoxidare în aliajele de fier lichid de forma celor

55

prezentate de Turkdogan în fig. 5.23 în care se dă în coordonate logarit-mice conţinutul de oxigen dizolvat în oţelul lichid în funcţie de conţinutul de elemente de adaos, rezumîndu-se un întreg ansamblu de echilibre «de dezoxidare care se referă la cea mai mare parte din dezoxidanţii utili-•zaţi obişnuit în oţelărie. Legat de echilibrele de dezoxidare, o impor-ranţă deosebită trebuie acordată vitezei practice a dezoxidării. Aceasta •este legată pe de o parte de posibilitatea atingerii echilibrului la sfîrşitul reacţiei de dezoxidare (presupunere mult comentată în prezent) iar pe •de altă parte, de consideraţia că oţelul lichid menţine adaosurile dezo-xidante dizolvate întocmai ca o fază omogenă şi pentru obţinerea unei .germinări instantanee de produse oxidice trebuie ca baia metalică să fie suficient de suprasaturată în soluţiile rezultate din reacţiile de dezoxi-•dare faţă de condiţiile de echilibru. Astfel, de exemplu, în cazul reacţiei pentru folosirea elementelor dezoxidante mangan şi siliciu:

LMn] + [Si] + 3[0] = (MnSi03),frt((,

coeficientul de suprasaturare este

(5.45)

(5.46)

formulă în care indicii s si e corespund stării de suprasaturare iniţială şi respectiv stării de echilibru. Pentru germinarea de MnSiO3 lichid, va-loarea calculată a acestui raport este cuprinsă între 600 şi 1000, în timp •ce în condiţiile practice la elaborarea oţelurilor raportul este în mod

n-* w' m" ro'Conţinutul J? Jeton dai îl & zoi va f ['/. greu fa fel

Fig. 5.23. Echilibru dejdezoxidare în aliajele de fier lichid la 1600°C:•'• ••-•;,<••.> 1 m — s a t u r a ţ i e î n o x i d f e r o s .

56

normal sub 50 şi deci insuficient pentru o germinare rapidă de particule oxidice [19]. Totuşi, dizolvarea adaosurilor dezoxidante ia un anumit timp, timp în care anumite regiuni ale băii metalice se îmbogăţesc în elemente dizolvate şi în care soluţia va fi local, suficient de saturată pentru a permite o germinare omogenă a produselor de dezoxidare. Se admite că, datorită agitării oţelului în oala de turnare, germenii formaţi sînt repartizaţi în oţel la puţin timp după adăugarea dezoxidanţilor. Faza următoare a procesului de dezoxidare este reprezentată prin creş-terea particulelor produşilor de dezoxidare datorită în special difuziei elementelor reactive din baia metalică către particulele de oxizi. Cu cît numărul de germeni va fi mai mare, cu atît va fi mai scurt timpul necesar pentru ca reacţia de dezoxidare, reglată de difuziune să fie practic ter-minată. Deoarece produsele de dezoxidare cresc şi se ridică în baia metalică pe măsură ce reacţiile de dezoxidare continuă să se desfăşoare, aceste produse sînt eliminate din baia metalică progresiv, de jos în sus. Supra-saturarea nefiind suficientă, nu se pot forma germeni noi şi din această cauză în porţiunea băii metalice sărăcite în produse de dezoxidare, reac-ţia de dezoxidare va înceta înainte ca starea de echilibru final să fie atinsă. Rezultatul acestor fenomene complexe este prezentat în fig. 5.24, în care este trecut conţinutul mediu de oxigen total al oţelului în funcţie de numărul de germeni presupuşi, prezenţi imediat după adaosul de dezoxidanţi.

La dezoxidarea oţelurilor de construcţie intră în discuţie, la stabi-lirea schemei de dezoxidare, de cele mai multe ori folosirea aluminiului în diverse variante (dezoxidarea finală, sau la predezoxidare) datorită cunoaşterii mai bune a particularităţilor pe care le prezintă produsele de dezoxidare cu aluminiu: tensiune superficială mare, neumectabile, decan-

103 w* ' w" 5

Număr de germeni [z/cm3]

Fig. 5.24. Rezultate obţinute la calcularea conţinutului mediu de oxigen total al oţelului, în funcţia de numărul de germeni pe cm3 oţel lichid şi de timpul de menţinere dupăadăugarea dezoxidantului pentru [OJ cuprins între 0,04 — 0,05% şi adîncime de baie, nemetalică la = 2000 mm.

57

tare cu viteză mare, deşi mecanismul dezoxidării cu aluminiu în ansamblu nu este încă complet lămurit, aprecierea dezoxidării cu aluminiu făcîn-du-se încă în bună parte pe baza rezultatelor practice asociate interpre-tărilor făcute pe baza constantei de echilitru. în orice caz, trebuie acor-dată o atenţie deosebită la folosirea aluminiului atît cantităţii folosite, care trebuie atent calculată şi temperaturii băii metalice evitîndu-se supraîncălzirile.

La dezoxidarea oţelurilor de construcţie s-a folosit cu succes calciul, de regulă sub forma CaSi, CaSiMn, CaAl sau CaSiAl, adăugate îndeosebi în oala de turnare.

Se folosesc de asemenea în anumite cazuri speciale şi elemente ca V, Ti, Zr, Mg considerate ca dezoxidanţi speciali, sau Nb, Ta care au şi rol de elemente de aliere sau microaliere asigurînd formarea unor anu-mite tipuri de structuri. La folosirea acestor elemente de regulă se asigură un grăunte de austenită primară mic care să faciliteze, prin formarea de produse greu fuzibile care se opun creşterii grăuntelui primar, ridicarea temperaturii la care grăuntele real de austenită începe să crească la în-călzire.

Particularităţile, evidenţiate în repetate rînduri, elaborării oţelurilor de construcţii în fiecare din fazele procesului făcînd dificilă şi chiar impo-sibilă adeseori tratarea unitară a problematicii respective, conduc logic la ideea necesităţii tratării fiecărei clase de oţel în parte, ceea ce se va face în prezentul capitol cu oţelurile de automate (mai puţin analizate în cadrul unor lucrări publicate) şi într-un capitol separat, cu oţelurile de rulmenţi.

5.5. OŢELURI CU PRELUCRABILITATE RIDICATĂ (OŢELURI PENTRU AUTOMATE)

Una din problemele complexe pe care industria construcţiilor de maşini o ridică metalurgiei, constă în realizarea de materiale metalice cu capacitate îmbunătăţită de prelucrare prin aşchiere, în condiţii de productivitate cît mai mare, asigurînd în acelaşi timp o stare a supra-feţei corespunzătoare scopului impus de utilizarea piesei. Diversitatea condiţiilor de utilizare a oţelurilor, corelată cu necesitatea permanentă a creşterii productivităţii, în cazul prelucrării pe maşini automate, prin aplicarea de regimuri intense de aşchiere, a făcut ca domeniul oţelurilor cu prelucrabilitate ridicată să fie extins în principal asupra următoarelor clase: oţeluri moi, destinate fabricaţiei de piese mici, cu solicitări meca-

58

nice normale; oţeluri pentru construcţii de maşini, utilizate în realizarea de piese puternic solicitate; oţeluri inoxidabile; oţeluri rapide.

în tabelul 5.5 sînt redate unele mărci de oţel cu prelucrabilitate îmbunătăţită, din care se reţine că din punctul de vedere al elementelor de adaos pentru îmbunătăţirea prelucrabilităţii, vin în considerare de regulă, sulful, seleniul şi plumbul.

în afară de aliere trebuie să se mai aibă în vedere următoarele:—creşterea conţinutului de carbon conduce la micşorarea prelucra

bilităţii, nivelul acestuia în oţel fiind determinat de regulă, de caracteristicile de rezistenţă ale oţelului, care trebuie asigurate ;

—creşterea conţinutului de mangan conduce la obţinerea unorsuprafeţe prelucrate de calitate îmbunătăţită;

—creşterea conţinutului de fosfor contribuie la obţinerea uneicalităţi superioare a suprafeţelor prelucrate şi la o desprindere mai uşoarăa aşchiilor de pe piesa prelucrată; creşterea conţinutului de fosfor, împreună cu creşterea conţinutului de carbon conferă însă oţelului oanumită fragilitate la rece.

Cum de regulă în cadrul aceleiaşi mărci de oţel, comportarea la aşchiere poate fi diferită, funcţie de modul în care a fost realizată ela-borarea oţelului respectiv, se consideră util ca înainte de analiza aspec-telor tehnologice ale elaborării, să se reamintească pe scurt cîteva din problemele mecanismului de uzură a sculelor şi care condiţionează din punctul de vedere al oţelului de prelucrat, aplicarea unor regimuri in-tense de aşchiere.

5.5.1. MECANISMUL DE UZURĂ A SCULELOR ŞI FACTORII METALURGICIDE INFLUENŢĂ

Scoaterea prematură din uz a sculelor de aşchiere este o urmare în principal, a unor fenomene complexe de frecare, microsudare între sculă şi piesă, cu dezvoltări de fenomene secundare de difuzie, modificări ale caracteristicilor sculei ca urmare a încălzirii locale etc.

Uzura sculei se produce pe faţa de atac şi de degajare laterală. Pre-dominant, pe faţa de atac a sculei, în procesul de aşchiere, apar „cratere" iar pe faţa de degajare a aşchiei „urme de frecare". Cercetarea procesului de apariţie a „craterelor" a condus la concluzia [21] că în timpul aşchierii oţelurilor cu scule din carburi sinterizate, pe suprafaţa sculei în anumite condiţii apare un strat „nemetalic" care are rol de protecţie a acesteia, impiedicînd dezvoltarea uzurii sculei.

Formarea stratului de protecţie este funcţie de specificul incluziu-nilor nemetalice existente în oţelul care se aşchiază, deci de modul în

59

Mărci de oţel cu

Clasa Standard Compoziţia

de oţel Marca de bază C Mn | Si

Oţeluri 10F2 AFNOR 0,08-0, H 0,5 -0,85 0,1-0,40

resulfurate 12MF4 AFNOR 0,09-0,15 0,9 - 1,20 0,1-0,4035MF4 AFNOR 0,32-0,38 1,0 - 1,30 0,1-0,40 j20F2 AFNOR 0,15-0,22 0,5 -0,8 0,1-0,40C12LH AISI max. 0,15 0,85- 1,20 0,1-0,4010Pb-F2 AFNOR 0,08-0,14 0,5 -0,75 0,1-0,40ClH-Pb AISI 0,4 -0,48 1,35-1,65 0,2-0,35 ,,16MC5Pb AFNOR 0,12-0,18 1,0 -1,30 Max. 0,4038C2Pb AFNOR 0,34-0,40 0,6 -0,8 Max. 0,40A56P6 AFNOR 0,30-0,40 0,5-0,6 Max. 0,40 3

Oţeluri 303 Pb AISI Max. 0,15 Max. 2,0 Max. 1,0

inoxidabile 303 Se AISI Max. 0,15 Max. 2,0 Max. 1,0430 Se AISI Max. 0,12 Max. 1,25 Max. 1,0416 Se AISI Max. 0,15 Max. 1,25 Max. 1,0

care acesta a fost dezoxidat şi respectiv de nivelul vitezei de aşchiere practicat [22]. în fig. 5.25 este reprezentată variaţia grosimii stratului de protecţie format pe sculă, respectiv a adîncimii „craterelor" de uzură apărute pe faţa de atac a sculei, funcţie de viteza de aşchiere şi de modul de dezoxidare a oţelului. Se remarcă că cele mai bune rezultate se obţin în cazul utilizării dezoxidării oţelului cu aliaje pe bază de calciu, respec-tiv aliaje dezoxidante complexe (Si-Ca-Al). Analizele efectuate prin intermediul microsondei electronice [23] au evidenţiat că în funcţie de dezoxidantul folosit, compoziţia chimică a stratului protector format, variază în limite mari (tabelul 5.6).

în vederea realizării unei anumite corespondenţe cu fabricarea şi utilizarea oţelurilor cu prelucrabilitate ridicată, vor fi analizaţi pe clase de oţeluri, principalii factori de influenţă.

5.5.2. OŢELURI MOI PENTRU AUTOMATE

Oţelurile moi şi extramoi, caracterizate printr-o plasticitate ridicată, se prelucrează nesatisfăcător prin aşchiere, ca rezultat al faptului că for-marea aşchiei şi îndepărtarea ei din zona de tăiere este precedată de defor-mare şi ecruisare considerabilă a masei de bază feritice, cu influenţă

60

Tabelul 5.5

prelucrabiiitate ridicată

chimică, %

P S Cr Ni Mo Alte elemente

Ha.x. 0,06 0,12-0,24 ___ _ _

Ma.Tn. 0,06 0,12-0,24 — — —Ua.x. 0,06 0,12-0,24 — — —M.S.K. 0,06 0,12-0,24 — _ _

0,04-0,09 0,26-0,35' — — — Pb 0,15-0,35Mnx. 0,06 0,12-0,24 — _ — Pb 0,15-0,30Ma.x. 0,04 0,08-0,13 — — — Pb 0,20

0,02 0,02-0,035 0,8-1,1 — — Pb 0,18-0,250,03 0,02-0,40 0,3-0,6 — — Pb 0,18-0,250,045 0,02-0,045 -- - — — Pb 0,18-0,25

Ua.x. 0,020 17,0- 19,0 7,0-9,0 Max. 0,06 Pb + S = 0,2

Max. 0,020 Max. 0,05 17,0- 19,0 8,0- 10,0 Se 0,150,06 0,06 14,0- 18,0 — — Se 0,150,06 0,06 12,0-14,0 — — Se 0,15

f\dln

cim

ea c

rate

relo

r de

uzu

ră G

rosi

mea

st

ratu

/ui d

e pe

fata

dea

taca

scul

ei[j>

m] d

e pr

otec

ţie [j

i/n] s

a'*S

£^£ă

3<=

>S

!Ş'§

S£^

1

/J»-••

i™

*-• !• =»

..'•••«i

-.— —

•-^ ^/ N

f ^, ^\u"*^'- -^ -

\ \\ N

\

vDezox/danf 1-Fe-Si-Ăl 2-Fe-Si 3-Si-Ca

•

\

\v \\1

fffff 200 300 WO

Viteza de aşchiere [m/min]

Fig. 5.25. Variaţia grosimii stratului de protecţie pe suprafaţasculei cu plăcuţă de aşchiere tip P20 la prelucrarea unui oţel C45.

timp de 5 min, cu diferiţi dezoxidanti [22]. t, , .. ,.,».,

61

500

5 S 5.6

Compoziţia chimică a stratului de protecţie depus pe sculă

to

Aliajul dezoxidant folosit

Viteza de aşchiere mm/min

MomentulCompoziţia chimică, %

Ca Si Mn s Al

60 î s 1,4 4,6

0,5 3,3

59,938,8

36,0 22,0

0,96,7

FfSi 100 T 14,8 9,1 8,7 3,0 11,0170 T 15,2 11,1 3,3 3,0 10,3

160 T 24,3 1,3 6,7 22,5 7,2

SiCa 200 T 25,2 1,8 3,5 2,9 10,1260 T 25,7 1,8 2,5 7,5 10,7

SiCaAl 260 T 6,8 12,0 4,0 0,9 8,0

Semnificaţia notaţiilor: î — începutul formv.rii stratului; S — sfîrşitul formării stratului; T — în timpul formării stratului

nefavorabilă asupra uzurii sculei. Rezolvarea acestui aspect, în favoarea prelucrabilităţii prin aşchiere, se poate face pe calea micşorării plastici-tăţii matricei feritice sau prin întreruperea continuităţii acesteia. Aceasta se realizează de obicei prin introducerea în oţel a unor elemente care, fie că formează incluziuni nemetalice neabrazive (întrerupînd astfel conti-nuitatea structurii feritice), fie că se dizolvă în ferită, pe care o durifică. La utilizarea de produse trase la rece, prin ecruisarea feritei va avea o influenţă de asemenea pozitivă asupra prelucrabilităţii.

Dintre elementele susceptibile de a forma în structura oţelului incluziunii nemetalice neabrazive, cu proprietăţi de lubrifiere, fac parte sulful, seleniul, telurul sau plumbul.

în fig. 5.26 este prezentată influenţa creşterii conţinutului de sulf al oţelului asupra prelucrabilităţii prin aşchiere. Sulful se adaugă de regulă în oţelurile pentru automate pînă la conţinuturi de circa 0,4%; adăugarea unor conţinuturi mai mari, de pînă la 0,8%, menţionate în unele brevete [24], nu se practică, deoarece creşterea prelucrabilităţii este mică faţă de dificultăţile sporite în elaborarea şi deformarea plastică a unor astfel de oţeluri (fragilitatea la roşu se accentuează la valori ale raportului [Mn] / [S] sub 1,7). în cazul oţelurilor destinate fabricării buloa-nelor şi piuliţelor, la care este inclusă ca operaţie tehnologică refularea la cald, conţinutul în sulf 32 reduce la 0,08—0,12% [25].

La acelaşi conţinut de sulf în oţel, compoziţia şi în special forma si distribuţia sulfurilor (care depinde de elaborare, dezoxidare şi turnare), manifestă o influenţă puternică asupra prelucrabilităţii prin aşchiere. Este în general admis că incluziunile sulfidice de tipul I (globulare) după nomenclatura introdusă de C.E. Sims, sînt de preferat celor de tipul II cu distribuţie intergranulară sau eutectică. Asupra factorilor care favo-rizează apariţia unui anumit tip de sulfuri se va reveni.

!/«?•̂ .-§ no\ so>0

<i

w i -/ n L r f

7//j

^ **-- . < • •

Ofei >SA£

1111X . ^ ^ -^ un

^n

x ^"^

^

109

Conţinut de sulf[%] Fig. 5.26. Influenţa

creşterii conţinutului de [S] asupra prelucrabilităţii. K„v<;t

63

încercările de a duce la stabilirea unei corelaţii cantitative între caracteristicile incluziunilor sulfidice (KZMnS)* şi prelucrabilitatea oţe-lului [24] sînt sintetizate în tabelul 5.7.

Tabelul 5.7

Corelaţia între KZ^s Şi prelucrabilitate (24)

KZt&nS Comportarea la prelucrare

Limite Valoare medie

3,0 2,75 Slabă

5,0-3,5 3,25 Medie3,5-4,0 3,75 Bună4,0-15 125 Foarte bună

15 175 Excepţiona'ă

în fig. 5.27 este reprezentată corelaţia între conţinutul de sulf şi de mangan, cu caracteristicile incluziunilor sulfidice şi respectiv prelucra-bilitatea oţelurilor, în aceeaşi diagramă este reprezentat şi domeniul compoziţiei chimice a unor mărci de oţeluri pentru automate.

Acţiune similară cu a sulfului manifestă telurul şi sdeniul. Adaosul de telur fie în prezenţa sulfului, fie a sulfului şi plumbului, contribuie

t,2 Vt TS'yv'^.^VnS"'farjnf/ i/rc/uz/v/ii/or

Conf'nuf cfe/nanja.lpAJ de's£t/futndesm/$a/i

Fig. 5.27. Corelaţia între caracteristicile incluziunilor sulfidice şi prelucrabilitate.

*) Prin examinarea la microscop la mărirea X 200 a unor prote de la suprafaţă, mijlocul razei şi centru, pe baza unei scări etalon cu şapte punctaje (punctaj „O" pentru incluziunile sulfidice fine şi respectiv 6 pentru cele grosolane) se stabileşte valoarea medie pentru KZjjns-

64

Pre/L'crulti//fafe0.5-,

la creşterea duratei de lucru a sculei cît şi la realizarea unei calităţi deo-sebite a suprafeţei prelucrate.

în tabelul 5.8'sînt prezentate valori ale indicelui de prelucrabilitate** pentru o serie de mărci de oţeluri, în starea tras la rece, din care rezultă efectul favorabil al adaosurilor de telur. în acelaşi sens acţionează şi adaosurile de seleniu.

Tabelul 5.8

Indice de prelucrabilitate* a unoi oţeluri în stare trasă la rece (26}

Marca (după

oţelului AFNOR)

Prelucrabilitate %

Z10CN18-09 40ZSC 17 50XC 10 65XC 18 7510F2 80B1112 100S 200 120-130S 300 140- 150S 200 Pb sau Te 160S 300 Pb sau Te 190S 300 Pb + Te 250

t f l l

* l " '!

Influenţa favorabilă a telurului este explicată prin tendinţa sa de a favoriza globulizarea sulfurilor de mangan. De obicei oţelurile de auto-mate, în compoziţia cărora intră şi telurul, prezintă incluziuni sulfidice al căror raport între lungime şi lăţime este în jur de 2: 1. Globulizarea sulfurilor va avea influenţă favorabilă şi asupra proprietăţilor mecanice, în special asupra alungirii şi a rezilienţei în direcţie transversală.

în ceea ce priveşte manganul, influenţa sa asupra prelucrabilităţii prin aşchiere trebuie privită din următoarele puncte de vedere:

1) Prin interacţiunea sa cu sulful favorizează prezenţa acestuia sub formă de sulfuri de mangan, cu influenţă pozitivă asupra fragilităţii la roşu şi a prelucrabilităţii prin aşchiere. Cercetări statistice [27] au sta-bilit că valorile optime, din punctul de vedere al prelucrabilităţii, al con-

*) Indicele de prelucrabilitate folosit în acest tabel, are la bază, metodologia practicată de unele uzine din S.U.A., după care, acest indice reprezintă, în %, viteza de aşchiere maximă permisă de oţelul dat, în comparaţie cu un oţel de referinţă B 1112, pentru care se realizează aceeaşi uzură a sculei.

65

ai a? ou* ts ut ţr y m w u u it u tsConţinut de mangan C/.]

Fig. 5.28. Domeniul optim al conţinuturilor de [Mn] şi [S] din punctul de vedere al deformabilităţii la cald şi prelucrării prin aşchiere.

ţinuturilor de sulf şi mangan trebuie să situeze marca de oţel în domeniul haşurat din fig. 5.28, determinat de:

— limita evitării fragilităţii la roşu [Mn]/[S] peste 1,7;—- limita comportării corespunzătoare la prelucrarea prin aşchiere:

[S] = 0,1 [Mn] + 0,150;

2) Prin dizolvarea în ferită manganul contribuie pe de o parte la creşterea durităţii acesteia (ceea ce ar trebui să aibă un efect favorabil asupra prelucrabilităţii prin aşchiere), dar în acelaşi timp îi măreşte capacitatea de ecruisare, ceea ce va influenţa negativ prelucrabilitatea. Pe considerentul că, conţinutul de mangan al feritei creşte pe măsură ce raportul [Mn]/[S] se măreşte, conţinutul de mangan al oţelului se limitează la o valoare care să conducă la max. 0,4% Mn în ferită.

Fosforul, ca şi azotul, dizolvîndu-se în ferită, pe care o durifică, au influenţă pozitivă asupra prelucrabilităţii prin aşchiere. Cercetări sta-tistice efectuate pe un oţel elaborat în convertizoare Thomas au arătat, următoarele influenţe ale fosforului şi azotului asupra variaţiei aşchiabi-lităţii oţelului (AA):

2000(P —0,06),

AAN = 3000(N — 0,010),

din care se deduce că influenţa pozitivă a acestor elemente se situează la conţinuturi superioare lui 0,06% pentru fosfor şi respectiv 0,01%

66

20 <W 60 "~'80 100 Conţinut de carton C'/,]

Fig. 5.29. Influenţa conţinutului de carbon asupra prelucrabilităţii [27]:7 — oţel cu sulf {laminat — tras la rece); 2 — oţel cu sulf (recopt — tras la rece); 3 — oţel fără sulf

(laminat — tras la rece).

pentru azot. în ceea ce priveşte influenţa azotului, datele din literatura de specialitate sînt contradictorii [24, 25]. Astfel, se pare că azotul mărind adezivitatea aşchiei la sculă [24] va avea ca efect intensificarea uzurei sculei, deci micşorarea prelucrabilităţii oţelului.

în oţelurile moi pentru automate conţinutul de carbon se situează între 0,04—0,15%, creşterea în acest interval va avea — pe baza meca-nismului descris la fosfor şi azot — o influenţă pozitivă asupra prelucra-bilităţii prin aşchiere (fig. 5.29).

Plumbul aproape insolubil în oţelul lichid şi practic insolubil în oţelul solid [25, 28], manifestă o influenţă puternică asupra prelucrabili-tăţii. Influenţa sa devine sensibilă de la un adaos de circa 0,05% Pb (de regulă conţinutul în plumb al oţelurilor de automate este 0,15—0,40% Pb). Asupra formei în care plumbul este prezent în oţelurile de automate, datele existente nu sînt suficient de clare. Astfel, în prezenţa manganu-lui, avînd în vedere că afinitatea sulfului faţă de mangan este de acelaşi ordin cu cea faţă de plumb, ar rezulta că reacţia sulfului cu a manga-nului este preponderentă. Nu este exclusă însă o anumită solubilizare a plumbului în sulfurile de mangan [28]. Mai sigură este prezenţa plumbu-lui absorbit pe incluziuni sulfidice sau oxidice, sau chiar sub formă de particule izolate în masa de bază cu dimensiuni variind între 0,08—15 ^m.

Influenţa favorabilă a plumbului asupra prelucrabilităţii prin aşchiere este rezultatul acţiunii sale de întrerupere a continuităţii structurii de bază cît şi datorită faptului că în focarul de tăiere are loc o topire a incluziunilor de plumb care micşorează sensibil rezistenţa şi provoacă fărîmiţarea aşchiilor. De asemenea, creşterea volumului inclu-ziunilor de plumb în momentul topirii şi formarea în acest mod a uîîeî

67

30/60't.MnBO/tO X. Mn (except. fOŞf)

pelicule între suprafeţele în frecare (muchia sculei — aşchii) exclude frecarea uscată, favorizînd obţinerea unor suprafeţe curate şi netede.

în general este admis că plumbul singur sau în prezenţa altor elemente participă cu o cotă de 10—30% la îmbunătăţirea prelucrabi-lităţii prin aşchiere a oţelurilor respective.

5.5.3. OŢELURI PENTRU CONSTRUCŢII MECANICE

Aceste oţeluri fiind destinate executării de piese care lucrează în condiţii de şoc, uzură, oboseală, ridică restricţii suplimentare în ceea ce privesc mijloacele folosite pentru îmbunătăţirea prelucrabilităţii prin aşchiere. Astfel, prezenţa de incluziuni favorabile prelucrabilităţii prin aşchiere va fi acceptată numai în măsura în care cantitatea, forma şi repartiţia lor nu afectează sensibil rezilienţa, rezistenţa la oboseală, caracteristicile mecanice în direcţie transversala, aptitudinea de cemen-tare, călibilitatea etc.

De regulă la această grupă de oţeluri, se caută a se influenţa favo-rabil prelucrabilitatea prin aşchiere, prin tipul structurii de bază, care să asigure o duritate relativ scăzută, combinată cu o anumită „fragili-zare" a aşchiei. Pentru oţelurile moi şi hipoeutectice semidure, prezenţa insulelor de perlită prin întreruperea continuităţii masei de bază, feri-tice, favorizează aşchierea. în acelaşi sens acţionează şi aplicarea unor ecruisări premergătoare prelucrării prin aşchiere. La oţelurile dure, este de dorit prezenţa unei perlite globulare, favorabilă prelucrării de eboş cu viteze mari, sau structura ferito-perlitică parţial globulizată, favora-bilă obţinerii unui aspect corespunzător suprafeţei prelucrate.

între elementele de adaos utilizate în vederea îmbunătăţirii prelucra-bilităţii continuă să fie sulful, plumbul, telurul sau seleniul, în conţinu-turi controlate şi în general mai mici decît cele practicate la oţelurile moi de automate.

în privinţa conţinutului de sulf în aceste oţeluri, au fost standardizate mărci cu 0,08—0,15% sau chiar 0,25%. De regulă se admite că interva-lul 0,04—0,07% S are cea mai mică influenţă asupra scăderii caracte-risticilor mecanice şi s-a ales ca un interval de compromis între nivelul prelucrabilităţii şi caracteristicilor mecanice [12]. De reţinut că în multe din compoziţiile chimice ale oţelurilor pentru construcţii de maşini este garantată şi limita inferioară a conţinutului de sulf la circa 0,02%, pentru cazul compoziţiilor considerate normale din punct de vedere al sulfului (max. 0,035 sau 0,045%). Utilizarea acestor oţeluri cu conţinut „controlat" de sulf (0,020—0,045%) contribuie la îmbunătăţirea stării suprafeţei la prelucrarea prin aşchiere cu viteză mică.

68

Adaosul de [S] + [Pb] sau [S] + [Se] este favorabil creşterii prelucra-bilităţii prin aşchiere în condiţiile păstrării la un nivel corespunzător al valorilor proprietăţilor mecanice. Astfel, adaosul de telur, alături de sulf la un oţel cu 0,38% C şi 1% Cr a condus la o creştere a vitezei de aşchiere cu 30%' în paralel cu îmbunătăţirea stării suprafeţei şi menţinerea carac-teristicilor mecanice, rezistenţei la oboseală [5].

Plumbul se întîlneşte în cantitate de 0,15—0,30%, fie singur, fie în prezenţă de sulf, seleniu sau telur. De regulă, adaosurile de plumb afectează în măsură mică caracteristicile mecanice, la temperatura ca-merei [29, 30]. Astfel, este admis că adaosul de plumb afectează foarte puţin valoarea rezistenţei la rupere, curgere, alungirea şi rezilienţa.

Astfel, în tabelul 5.9 sînt redate valorile relative ale unor caracte-ristici mecanice, obţinute pe probe prelevate din bare, direct după laminare, din oţeluri cu plumb şi oţeluri echivalente fără plumb.

Tabelul 5.9

Diferenţele relative ale unor caracteristice mecanice (31)

Marca oţelului (STAS)

Echivalent după AFNOR

Valoarea relativă a caracteristicilor mecanice*

AtfmAA t

------------ 100A,

AZ— 100z>

R,

AUT20-Pb

AUTIO-SPb

AF42 Ph

10PbF2

-6,0... +4,0 -

8,0... +6,0

O...8,0

0... 10,0

-2,0... +5,0 -

7,0... +5,0

— Ac AZ = - Z 0

«l ,'fi

O 620 730

330 7080 WfO 1WO J550 fflbRezistenta /a rupere [N/mm*] S

Fig. 5.30. Influenţa plumbului asupra rezistenţei la oboseală a oţelurilor [30]. ' ?

69

OM fără Pb

, Probă nhnâ

OM cu M OtetcuPbsiofef Fămn i

în privinţa rezistenţei la oboseală (fig. 5.30) datele experimentale arată că valoarea acesteia începe să fie afectată în mod negativ de adao-sul de plumb în cazul valorilor ridicate ale rezistenţei la rupere (peste 900 N/mm2).

Plumbul nedizolvîndu-se în fazele prezente, caracteristice aliajelor Fe-C, nu influenţează punctele critice ale transformărilor de fază din sistem si deci prin aceasta nu va modifica parametrii de tratament termic stabiliţi pentru compoziţiile chimice fără plumb. Acelaşi lucru şi asupra călibilităţii, valorii durităţii obţinută în urma cementării precum şi a mărimii grăuntelui austenitic.

5.5.4. OŢELURI INOXIDABILE

Oţelurile inoxidabile prezintă un nivel al prelucrabilităţii mult înrăutăţit faţă de celelalte oţeluri, ca urmare a prezenţei cromului şi nichelului în masa de bază, care micşorează conductibilitatea termică şi sporesc într-o anumită măsură duritatea şi coeficientul de ecruisare. Utilizarea alierii cu sulf sau seleniu în vederea creşterii prelucrabilităţii prin aşchiere a acestor oţeluri, poate fi luată în considerare doar în cazul utilizării acestora în medii puţin agresive, în cazul unor medii puternic corosive (soluţii de cloruri, medii sulfidice etc.) prezenţa induziurulor. sulfidice poate accelera depasivizarea masei metalice şi în aceste cazuri pe lîngă utilizarea seleniului, care sa permită obţinerea unor sulfuri globulare, se utilizează adaosuri suplimentare de molibden precum şi tratamente chimice de pasivare.

Din punctul de vedere al prelucrabilităţii, oţelurile austenitice prezintă indicele cel mai scăzut (35—40% după clasificarea americană — vezi tabelul 5.8). Introducerea a circa 0,15% sulf face ca acest indice să crească cu 15—20% pe seama formării de sulfuri complexe de crom şi mangan, care fragilizează aşchia şi micşorează coeficientul de frecare dintre sculă şi material în focarul de tăiere. La oţelurile feritice creşterea prelucrabilităţii este de la circa 50% la circa 60—65%, iar la oţelurile martensitice de la circa 70% la 80—85%.

5.6. PROBLEME TEHNOLOGICE ALE ELABORĂRII ŞI TURNĂRII OŢELURILOR DE AUTOMATE

Din anul 1879, cînd a fost găsită explicaţia prelucrabilităţii mai bune a oţelului Bessemer [34] şi pînă în prezent elaborarea şi turnarea oţelu -rilor pentru automate a făcut progrese însemnate. Oţelurile se elabo-

. 70

rează în agregate clasice (cuptor electric, Martin sau convertizor) inclusiv în instalaţii de metalurgie în oală de tip VAD, prevăzute cu lănci spe-cializate pentru introducerea adaosurilor de sulf, seleniu sau chiar plumb. Turnarea se realizează fie în lingouri, a căror mărime este dictată în principal de experienţa producătorului, de stăpînirea problemelor ridi-cate de prezenţa unor conţinuturi ridicate de sulf, plumb, sau prin tur -nare continuă. Elaborarea oţelurilor de automate, în deosebi cu plumb, seleniu sau telur, trebuie realizată în condiţii de protecţie a muncii, care să asigure captarea gazelor şi vaporilor toxici din zona de lucru*.

Principalele probleme metalurgice pe care tehnologul oţelar trebuie să le stăpînească laelaborarea oţelurilor de automate sînt condiţionate de:

—necesitatea asigurării unui anumit nivel de puritate în incluziuninemetalice oxidice şi îndeosebi a unei anumite morfologii a acestora,realizabilă pritr-o conducere corectă a procesului de dezoxidare a oţelului, care să favorizeze formarea unor incluziuni oxidice reziduale în oţelcu cea mai mică influenţă negativă asupra prelucrabilităţii prin aşchiere;

—asigurarea existenţei în baia de oţel sau în produsul metalurgicobţinut prin deformare la cald a unor incluziuni sulfidice favorabile procesului de aşchiere, de dorit de formă cît mai puţin alungită şi cu o repartiţie uniformă în masa de bază;

—caracteristicile specifice plumbului, utilizat ca element de îmbunătăţire a prelucrabilităţii oţelului.

Sintetic, factorii asupra cărora se acţionează în producţia oţelurilor de automate pentru obţinerea unui nivel calitativ constant sînt repre-zentate în fig. 5.31, cu menţiunea că modul de cercetare a acestora este funcţie de clasa oţelului, dotarea şi experienţa producătorului de oţel. în cele ce urmează vor fi analizate problemele şi respectiv factorii care intervin în stabilirea unei anumite soluţii de rezolvare.

5.6.1. DEZOXIDAREA OŢELURILOR DE AUTOMATE

Dezoxidarea oţelurilor de automate are pentru tehnologul oţelar o importanţă deosebită, deoarece prin modul în care este realizată pot lua naştere nu numai produşi oxidici diferiţi ci inclusiv sulfidici. Cu privire la corelaţia între gradul de dezoxidare a oţelului, forma şi tipul incluziunilor

*) Seleniul elementar sub formă de pulbere sau vapori are o toxicitate relativmică. Compuşii solubili ai seleniului sînt mult mai toxici, asemănîndu-se cu cei ai telu-rului şi ai arsenului. Conform normelor republicane de protecţia muncii, conţinutulmaxim admisibil pentru compuşii de seleniu este de 0,2 mg/m3, iar pentru seleniul elementar de 5 mg/m3 aer. De aceea, la elaborare se vor asigura condiţii de ventilare efici-nte, precum şi echipament de protecţie şi măsuri de igienă a muncii şi control conformPrevederilor Ministerului Sănătăţii. ' . , „

71

Qxiqen Mal 101

Modificator inc/un'uni

Detormab/l/tafe Aşchiabi/itaf? Carac/ert'st/cr mecanice

Fig. S.31. Principalii factori care acţionează la obţinerea oţelurilor de automate.

sulfidice se va reveni ulterior (v. § 5.6.2), aşa că în acest paragraf se vor face referiri doar la comportarea la solidificare a oţelurilor cu sulf şi res-pectiv la dezoxidarea acestora şi tipurile de produşi oxidici formaţi. La fabricarea oţelurilor cu sulf pentru automate, în funcţie de raportul efectiv dintre [Mn] şi [S], pentru multe oţeluri este posibil (ca rezultat al influenţei sulfului asupra activităţii oxigenului) ca oţelul să solidifice calmat (fig. 5.32) chiar pentru [C] [O] > 0,0025.

1,

3

16

10

(j *

h

O

U

0,

2

0

o >"oo}°\ Solidificat o < 0,0015 J necalmat e >000?!î Solidifica f ~ calmat •*!\ »

0\\!JsL_ Solidificat

ca/maf

*

N k.

- s o ^ reA

o * . / ^°c

S [ • 4

D o o k * d

o / s h* * .

i "^ "X

> 0 « Solid/ficat neco/mat

o •^ITl

II 9 l* ,

, . 1 1

0,1 6,2 0,3 0,1 0,5 Conţinut de sulf[%]

Pig. 5.32. Relaţia între [S] şi [Mn] şi comportarea la solidificare a oţelului

72

.1

Pe baza celor menţionate cu ocazia analizei datelor prezentate în fio-. 5.25, rezultă că la alegerea dezoxidanţilor folosiţi (atunci cînd prin utilizarea sau compoziţia oţelului se impun) sînt de preferat dezoxidanţi sau o practică de dezoxidare care să conducă la formarea de produse oxidice cu solidificare în stare „sticloasă" şi nu cristalină. Produsele oxi-dice cristaline cu temperatură de topire determinată se vor comporta în timpul aşchierii la temperaturi inferioare acesteia, funcţie de duritatea lor, ca nişte constituenţi abrazivi, duri, cu acţiune negativă asupra uzurii sculei. De regulă aceste produse oxidice nu formează strat protec-tor pe sculă în timpul aşchierii. Produsele oxidice „sticloase" posedînd un interval de topire, diferit funcţie de compoziţia chimică, fac posibilă apariţia unui strat protector pe sculă, funcţie de viteza de aşchiere practicată şi de tipul produsului de dezoxidare rezidual. Astfel, dacă în timpul aşchierii, aceste produse ajung în starea de „curgere plastică" se vor deforma în acelaşi timp cu metalul prelucrat, existînd condiţii să adere pe suprafaţa sculei care are temperatura mai scăzută, în situaţia în care, prin aşchiere, temperatura ajunge suficient de ridicată pentru ca aceste produse să treacă din zona plastică în cea lichidă, apari-ţia stratului protector pe sculă este diminuată. Din acest punct de vedere este de preferat practicarea dezoxidării cu silico-calciu sau silico-calciu-aluminiu, faţă de dezoxidarea cu dezoxidanţi simpli ca aluminiu sau fero-siliciu, inclusiv ferosiliciu şi aluminiu.

în fig. 5.33 este prezentată influenţa utilizării calciului la dezoxidarea oţelurilor de automate cu sulf sau plumb [32]. în aceste cazuri, conţi-

WO 200 WOViteza de aşchfere[m/min]

IDO 200 WV i te ia de aşchiere [m/m/nj

5.33. Influenţa utilizării dezoxidării cu calciu asupra uzurii sculelor [32].

73

nuturile uzuale de calciu sînt cuprinse între 0,0005 şi 0,008%*, de regulă prin utilizare de silico-calciu cu 25—30% calciu. Efectul pozitiv al aces-tui tratament se regăseşte în special în cazul sculelor din carburi dure, durabilitatea sculelor fiind mult îmbunătăţită faţă de situaţia oţelurilor „clasice" de automate cu sulf şi plumb.

La oţelurile de automate pentru piese tratate termic la care se im-pune „controlul" mărimii grăuntelui austenitic, este necesară practicarea unei dezoxidări suplimentare cu aluminiu. Conţinutul în aluminiu al oţelurilor nu trebuie să depăşească 0,020%, de dorit maxim 0,010% [23].

Adaosul de silico-calciu (ori silico-calciu-mangan sau silico-calciu-bariu) se efectuează de regulă în oală, în cazul oţelurilor care nu impun o granulaţie austenitică controlată, în cantitate de 2,5 kg/t după adaosul de mangan şi siliciu, în cazul oţelurilor la care se impun adaosuri de sulf în oală, smco-calciul (sau alt aliaj cu calciu) se va adăuga după man -gan, dar înainte de adaosul de sulf. De notat că în cazul oţelurilor cu siliciu limitat, cantitatea de silico-calciu se calculează în consecinţă redu-cîndu-se şi cea de ferosiliciu.

La oţelurile de automate, tratate termic, la care se impune deci asigurarea unei anumite granulaţii austenitice, s-au dezvoltat două prac-tici de folosire a aliajelor cu calciu:

1) Dezoxidarea se începe la evacuarea oţelului, prin adaos pejgheab şi în jet de feroaliaje cu conţinut de calciu, adaos continuu întimpul evacuării, cu completarea dezoxidării prin adaos de aluminiu, depînă la 0,02%, în a doua jumătate a umplerii oalei, în acelaşi scop înunele oţelării se practică tehnologia „imersării" aluminiului sau introducerii acestuia sub formă de sîrmă, după umplerea oalei, în care scoppentru omogenizare se practică barbotarea cu argon. De regulă, aceastătehnologie, practicată de unele oţelării din Japonia [23], asigură conţinuturi de aluminiu de circa 0,015% şi de calciu peste 0,0020%. în generalincluziunile formate sînt constituite din silico-aluminaţi de calciu multmai puţin deformabili decît silicaţii simpli.

2) Dezoxidarea se începe în prima fază cu aluminiu, în cantitateastfel calculată încît conţinutul de [Al] să fie de maximum 0,020% şise continuă în a doua jumătate a umplerii coalei cu silico-calciu (silico-calciu-bariu), urmînd ca în acest fel să se favorizeze formarea de incluziuni oxidice înglobate în cele sulfidice, proces uşurat de prezenţa calciului şi a bariului. Se pare că această tehnologie este practicată la oţelurilede automate de unele oţelării din S.U.A.

* Conţinutul de calciu din oţel, în sine, nu are atît de mare importanţă; de faptimportantă este influenţa pe care o are tratarea cu calciu asupra incluziunilor oxidiceîn general şi a celor sulfidice în special. . j , ' i , , . «» i,,. ;

74

52}-

36 Y = W O mi m inp/ăa/fâ PrnT/mp'(iefire/ticrare JOmin

Ftg. 5.34. Influenţa conţinutului de oxigen asupra uzurii sculei şi grosimii stratului de protecţie [23].

Conţinutul de oxigen total al oţelului, deşi foarte important (fig. 5.34), este greu de controlat, în proces urmărindu-se de regulă, pe cît posibil ca acesta să fie cuprins între 60—100 p.p.m. [23]. Trebuie sub-liniat că, tipul incluziunii formate şi reziduale în oţel este mult mai im-portant decît conţinutul de oxigen. Cunoaşterea conţinutului iniţial de oxigen constituie totuşi un element util pentru aprecierea desfăşurării proceselor de formare a incluziunilor sulfidice.

5.6.2. FORMAREA INCLUZIUNILOR SULFIDICE

A fost menţionat anterior (vezi cap. 2A — voi. 1) că funcţie de con-ţinuturile de [O] şi [Al] apar trei tipuri de sulfuri, notate după denumirea dată de Sims cu I, II, III*, (v. fig. 10.26) Sulfurile de tipul I sînt glo-bulare, cele de tipul II eutectice, care apar sub formă de „evantai sau în lanţ", iar cele de tipul III au formă poliedrică relativ regulată ori de lentile. Caracteristicile principale ale acestor tipuri de sulfuri au fost ana-lizate ; se menţionează suplimentar că, alături de aceste tipuri de sulfuri, mai sînt evidenţiate şi sulfuri de formă neregulată, cunoscute sub denu-mirea de tip X*.

*) Uneori în literatura de specialitate incluziunile sulfidice de tip I, III şi X sînt sulfuri de tip N (non-cx/iony type).

75

: / N-

1

1 11 Ti.tr,

,Cafc.Mg

x- - - r" l i 1 1 l

0 f oo 300 woo mă 1200 noo *Temperatura de /a/n in are [°C]

wl

0,9

0,8

0,7

0,6

OJ

Si/icafi

MnS r/p W

Fe,Ca,S/Oz

l

1MnS tip I

'^ O.f >§

0,3 Y-

0,2

Fig. 5.35. Deformabilitatea relativa a diferitelor tipuri de incluziuniHi—deformabilitatea incluziunii; [*m—deformabiîitatea masei de bază.

Din punctul de vedere al prelucrabilităţii prin aschiere sînt de pre-ferat incluziunile sulfidice cu o formă cît mai rotunjită. Avînd în vedere că lingourile din oţelul de automate sînt supuse operaţiilor de prelucrare plastică la cald, este necesar ca, prin structura lor, incluziunile sulfidice să se deformeze cît mai puţin. Din acest punct de vedere incluziunile sulfidice de tip I şi III sînt de preferat celor de tipul II (fig. 5.35).

Rezistenţa la deformare a incluziunilor sulfidice este asigurată prin procesul de modificare a sulfurilor, de exemplu cu calciu. Termodina-mica acestui proces a fost analizată în § 2.5, voi. l, iar efectul acţiunii calciului asupra aşchiabilităţii a fost prezentat anterior, în cele ce ur-mează se vor analiza problemele cinetice ale formării diverselor tipuri de incluziuni, sulfidice, precum şi influenţa principalilor factori care intervin în cursul solidificării. Pentru clarificarea mecanismului apari-ţiei diverselor tipuri de sulfuri, de la comunicarea din 1930 a lui Bene-diks şi Lofquist [39] privind fazele în sistemul ternar Fe-Mn-S, au fost efectuate numeroase cercetări [40—44] asupra reacţiilor monotectice, peritectice şi eutectice, care pot apărea în acest sistem, fără ca în pre -zent problemele să fie pe deplin rezolvate şi unanim acceptate.

în fig. 5.36 este prezentat schematic sistemul Fe—FeS—MnS—Mn pe baza datelor din lucrările [40, 45]. Se observă că interacţiunea siste-

76

Fig. 5.36. Sistemul Fe —FeS—MnS—Mn [40, 45], la care temperaturile corespunză-toare punctelor caracteristice din schemă sînt:

e, —989°C; et — 1110°C; e, — 1230°C; ft — 1474°C; m, şi m, 1580°C; P, — 997°C; P,— 1400°C; Ml şi M,— 1600°C; K — 1370°C; R— 1510°C. Compoziţia caracteristică pentru punctul P, este: 66% Fe, 0,5% Mn şi 34% S, iar pentru punctul K este: 76% Fe, 4% Mn şi 21% S.

melor binare Fe—FeS; Fe—Mn; FeS—MnS şi Mn—MnS complică mult sistemul. Domeniul de nemiscibilitate în stare lichidă, caracteristic sistemului Mn—MnS, apare prezent în sistemul Fe—Mn—FeS—MnS pînă aproape de latura Fe—FeS, ceea ce face ca practic (la orice tip de compoziţie de oţel de automate) să nu poată fi evitat. De reţinut de asemenea că, prezenţa în sistem a unei anumite cantităţi de oxigen, face posibilă existenţa simultană şi a unor produşi oxidici. Existenţa, de exemplu, a oxidului de mangan şi a sulfurii de mangan, produse care în stare lichidă, la temperaturi înalte, au un anumit grad de miscibilitate, face să apară în „faza nemetalică" oxisulfuri de tipul (Mn, Fe) S (Mn, Fe) O, care conţin peste 50% Fe şi pînă la 10% Mn şi care se solidifică în intervalul 1200—1300°C.

Pentru explicarea mecanismului de formare a incluziunilor sulfidice ye tip N au fost exprimate mai multe ipoteze. Se consideră astfel că aceste incluziuni apar sub formă de cristale primare direct din topitură [41],

77

1700-

sau chiar ca rezultat al unor tipuri de reacţii eutectice, influenţate de interacţiunea elementelor din sistem ca siliciul, carbonul şi sulful [42]. în lucrarea [41], plecînd de la faptul că solubilitatea sulfului este mai mică în austenitâ decît în ferită, precum şi de la o serie de constatări experimentale proprii, conform cărora cantitatea sulfurilor de tip N practic nu depinde de conţinutul de sulf (fig. 5.37) ca şi de faptul că, con-centraţia acestuia creşte de la centrul dendritei către periferia acesteia, a condus la concluzia că incluziunile sulfidice de tip N precipită în stare solidă, ca rezultat al reacţiei peritectice: 8 + L —> y. în acelaşi sens, este explicată şi influenţa vitezei de răcire, conform căreia, cu cît viteza de răcire (în intervalul de solidificare) este mai mare, cu atît fineţea particu-lelor precipitate este mai mică şi deci numărul acestora va fi mai mare, lucru care a fost constatat şi experimental (fig. 5.38). Această constatare

,^300

ol ş 200

100a

0,01 0,02 Q03 0,fff 0,05 OJ36 0,67 Conftnuf

^xaa

$2000

' \ 3 0 0

roo a

0,5 W 1.5 2,0 2,5 Vi f e za de răcire ['C/m/n]

7600-

0,1

0,03

0,001

0,0003

"nai 0,02 0,03 0,0f 0,05 ojtg qo7Conţinut de se/f Fig.

5.37. Influenţa conţinutului de sulf asupra tipurilor de sulfuri formate [4 1].

0,3 0,1

^ 0 , 0 3

l* 0,01

0,001

0,0003

0,5 W Î.5 2,0 ZS Viteza de răcire ['C/m/'n]

Fig. 5.38. Influenţa vitezei de răcire asupra tipurilor de sulfuri formate [41]-

78

<s

lMnS

Fig. 5.39. Schema diagramei pseudobinare Fe—Mn—S pentru [C] circa 0,5% [42].. Linia a—e — b—j—c reprezintă domeniul de miscibilitate. d—e şi f—g prefigurează li-

niile eutectice, iar săgeţile indică direcţia scăderii de temperatură.

este corectă, dar tot aşa de bine poate fi aplicată inclusiv fazelor formate direct din stare lichidă. Se consideră că, la formarea incluziunilor sulfi-dice de tip N, nu poate fi generalizată doar ipoteza precipitării acestora din stare solidă cu excluderea posibilităţii separării lor directe din topitură.

La explicarea mecanismului de apariţie a incluziunilor sulfidice de tip II au fost emise în principal două ipoteze. După una dintre acestea incluziunile ar fi rezultatul reacţiei monotectice în prezenţa a trei faze: Fe, LI, L2, în care Lj şi L2 reprezintă topitură cu conţinut ridicat de fier şi respectiv de sulf. Din fig. 5.39 rezultă că domeniul de existenţă al celor trei faze în echilibru este delimitat de punctele de intersecţie a liniei eutectice cu linia domeniului de miscibilitate (punctele e şi /) şi respectiv punctul cu temperatura cea mai joasă de pe curba de miscibi-litate (notat cu b în fig. 5.39). La solidificarea fazei lichide bogate în sulf, de exemplu pe linia b—f, conform schemei din fig. 5.39 se formează fie un produs monofazic (FeS), fie bifazic (FeS + MnS) şi nicidecum pro-dusul monofazic MnS. Ulterior prin interacţiunea cu manganul din masa metalică de bază înconjurătoare, are loc transformarea FeS în MnS. Cercetările efectuate, prezentate în [42], au evidenţiat că de fapt sulfurile de tip II apar şi în oţelurile cu conţinut foarte scăzut de carbon, la care reacţia monotectică nu se regăseşte. De asemenea, s-a arătat că aceste incluziuni se constituie ca o fază primară de MnS, ca rezultat al crista-lizării simultane printr-o reacţie eutectică (L —»• Fe + MnS) în care L este topitură de compoziţie dată la temperatura eutectică. în acest fel devin explicabile datele experimentale prezentate în fig. 5.37 şi fig. 5.38, conform cărora incluziunile sulfidice de tip II cresc cu conţinutul de sulf al topiturii şi respectiv cu viteza de răcire, ca urmare a creşterii fazei eutectice.

S-a constatat că, de regulă, incluziunile sulfidice de tip I se formează k conţinuturi de sulf de pînă la 0,1%, în timp ce sulfurile de tipul II încep

79 m.

Fe J a ! b 3 i f s f '/.Mn

Fig. 5.40. Schema solidificării unor aliaje cu conţinut diferenţiat de [Mn] şi [S] [43]: a —1,46% Mn şi 0,05%S; 6 — 2,30 Mn şi 0,10% S; c —2,88% Mn şi 0,63% S.

să se formeze de la 0,05% sulf, cantitatea crescînd cu conţinutul de sulf [43]. Mecanismul diferit prin care se solidifică trei tipuri de aliaje cu con-ţinut de sulf şi mangan diferenţiat este prezentat în fig. 5.40. Se observă că în timp ce aliajele a şi b sînt localizate în domeniul Fe + Lm aliajul c se situează pe curba transformării eutectice cu cristalizare simultană de Fe şi (Mn, Fe) S.

Creşterea conţinutului de carbon sau de siliciu poate deplasa tipul sulfurilor formate din tipul II în tipul III. Explicaţia este dată de unii cercetători [44] prin efectul pe care îl au adaosurile de carbon, siliciu, asupra deplasării spre stînga si, respectiv la temperaturi mai scăzute, a reacţiei eutectice, în sistemul pseudobinar Fe—MnS (fig. 5.41). Acest punct de vedere nu este în totalitate recunoscut.

O explicaţie calitativă globală a formării incluziunilor sulfidice în oţelurile de automate este dată în [46]. în absenţă de oxigen liber în

Curba evttc/i-cului tinar

- - - -Sistemul Fe-MuS pur-----Si s f emul Fe -MnS cu adaosuri

-----Campmifia considerata

Fe -MnS

Fe MnSFig. 5.41. Diagrama pseudo-binară Fe—MnS (după Baker şi Charles).

80

soluţie, condiţiile termodinamice de apariţie a incluziunilor sulfidice, se pot deduce pe baza reacţiei:

[Mn] + [S] + [Fe] = ([Mn, Fe]S)

Pe măsură ce solidificarea începe, rezultat al procesului de cristali-zare selectivă, se asistă la o îmbogăţire în sulf a topiturii interdendritice. De regulă, sulfurile se vor forma atunci cînd concentraţia în sulf a topi-turii ajunge la l ... 1,5% [46], separîndu-se o sulfura mixtă (Mn, Fe) S, cu circa 30% Fe. Prezenţa, în prima etapă, a unui conţinut aşa de ridicat în fier este rezultat al faptului că în spaţiul interdendritic nu segregă atît de mult mangan şi deci nu se găseşte suficient pentru legarea sulfu-lui prezent. FeS şi MnS formează un eutectic (v. fig. 5.36), aşa că sulfura complexă formată va fi lichidă în momentul ei de apariţie. Aceasta este şi explicaţia prezenţei în lingou a incluziunilor sulfidice sub formă globu-lară, în timpul răcirii, stabilitatea MnS creşte şi ca urmare a interacţiunii cu masa metalică de bază

((Mn, Fe)S) + [Mn]-----> ((Mn, Fe)S) + [Fe]*

conţinutul în fier al sulf urii complexe scade, ajungînd după circa 30 mia de menţinere la temperatura de încălzire pentru deformare, la circa 3% [46].

De regulă, oţelurile pentru automate cu conţinut scăzut de carbon conţin oxigen în soluţie, în lipsa unor dezoxidanţi mai puternici, acest oxigen se va separa sub formă de (Mn, Fe) O sau de silicaţi complecşi de mangan şi fier. Atît faza oxidică cît şi cea de silicat este solubilă în MnS la temperaturi înalte şi deci de fapt va conduce la formarea unor faze complexe constituite din oxizi — silicaţi — sulfuri, cantitatea de oxizi sau silicaţi în aceste faze fiind funcţie de gradul de dezoxidare a oţelului, în timpul răcirii, aceste faze complexe se vor solidifica şi, ca urmare a solubilităţii limitate în fază solidă, se asistă la formarea de faze distincte: faze cu conţinut ridicat în sulfura şi respectiv de oxizi sau sili-caţi. Procesul continuă pînă la atingerea temperaturii eutectice (sub 1210°) la care se va solidifica eutecticul sulfura — silicat, sau sub 1230° pentru eutecticul MnS—MnO. Astfel că, în multe din incluziunile sulfi-dice formate în lingou, va fi o fază majoritară cu conţinut ridicat în sul-fura, păstrînd în soluţie solidă o anumită cantitate de oxid sau silicat şi respectiv faza eutectică. La temperatura de deformare plastică, de regulă, faza eutectică se află sub formă de topitură, care va fi împinsă spre „capetele" incluziunii sulfidice „primare" sau „majoritare" care se alun-geşte relativ mai mult sau mai puţin în timpul deformării plastice.

Elementul subliniat, Fe sau Mn, reprezintă elementul majoritar în sulfura.

81

Din cele prezentate rezultă că dirijarea proceselor de formare a unor tipuri de sulfuri favorabile aşchierii este destul de complex şi greu de stăpînit. în acest fel se reţine că, folosirea aliajelor pe bază de calciu (SiCa; SiCaBa) micşorează tendinţa de formare a sulfurilor de tip II, care după cum s-a arătat, are probabilitate ridicată de formare în cazul oţelurilor de automate.

Alierea cu sulf se realizează prin adaosuri de sulf sau de ferosulf, de regulă în oala de turnare sau în cuptor odată cu feromanganul sau silicomanganul pentru dezoxidare. în acelaşi mod de adaugă- şi fero-fosforul cu circa 25% P, atunci cînd prin compoziţie chimică se impune. Se mai poate folosi şi direct sulf, adăugat în pungi de hîrtie, dar asimila-rea sulfului în acest caz este mult mai redusă. Se mai pot folosi, în scopul alierii cu sulf, diverşi compuşi ai acestuia ca de exemplu sulfura de fier, sulfura de mangan sau chiar sulfura de sodiu.

Pentru alierea cu seleniu se foloseşte feroseleniu care conţine de regulă 50—60% Se; 0,70-1,25% Si şi circa 1,5 % C. Ss adaugă în oală sau în pîlnia centrală a podului, la turnarea în sifon. Asimilarea seleniu-lui este cuprinsă de regulă între 60 — 80%.

5.7. ASPECTE TEHNOLOGICE DE ADĂUGARE A PLUMBULUIÎN OŢEL

în legătură cu utilizarea plumbului pentru oţelurile de automate, apar cîteva probleme specifice, ca:

—nemiscibilitate practic totală a plumbului atît în oţelul lichid cîtsi în fazele oţelului în stare solidă;

—inactivitatea chimică a plumbului faţă de elementele prezenteîn compoziţia chimică a oţelului ;

—densitate mare în raport cu a oţelului lichid şi ca urmare tendinţade aglomerare în partea de picior a lingoului;

—tensiune de vapori ridicată în intervalul de temperaturi caracteristice elaborării oţelului; presiunea de vapori a plumbului [29] creşteastfel de la 76 mm Hg pentru temperatura de 1500°C la 400 mm Hg latemperatura de 1600°C, ceea ce face să existe pericol de intoxicare cuvapori de plumb în cazul fabricaţiei de oţeluri cu adaos de plumb.

Pe baza particularităţilor menţionate, alierea cu plumb a oţelului se execută în perioada de evacuare şi/sau de turnare a oţelului, în mai

82 '<

multe variante tehnologice, în funcţie de experienţa obţinută de diverşi producători.

Cel mai frecvent, alierea cu plumb se execută în baza metodei pusă la punct de către INLAND STEEL COMP [35] şi care constă în injecta-rea de plumb sub formă de granule de 0,35—1,0 mm fie în jetul de otel, fie în pîlnia centrală în cazul turnării în sifon, fie direct în jetul de ptel'care intră în lingotiere la turnarea directă.

Adăugarea plumbului se poate face şi sub formă de oxid, de galena sau de fosfat sau în timpul evacuării în oala de turnare.

Privitor la mecanismul prin care are loc alierea cu plumb, în general, este admisă ipoteza conform căreia plumbul este reţinut în oţelul lichid, probabil sub formă de vapori care trec repede într-o stare fin emulsio-nată. în funcţie de fenomenele fizico-chimice care au loc în timpul tur-nării şi solidificării oţelului, va fi intensificată sau diminuată tendinţa naturală de „sedimentare" a plumbului.

Astfel, în cazul turnării în sifon, cu introducerea plumbului în jetul de oţel în pîlnia centrală, trebuie să se ţină seamă alături de cele menţionate anterior şi de „expandarea" jetului de oţel la intrarea în lingo'tieră. Faptul ca viteza în lingotieră faţă de cea din pîlnia centrală care a preluat plumbul necesar alierii se află în raportul l /n (unde n reprezintă raportul între suma secţiunilor transversale ale lingourilor SL

pe pod şi respectiv secţiunea pîlniei centrale Sp deci n = SJSy) creează condiţii pentru o anumită coalescenţă şi sedimentare pe baza densităţii plumbului. Graficul din fig. 5A2 redă, pentru cazul oţelului 9SMnPb28 turnat în lingou de 5 t, repartiţia plumbului pe înălţimea lingoului, în funcţie de distanţa acestuia de pîlnia centrală. Se constată că pe măsura depărtării de pîlnia centrală, diferenţele între conţinuturile de plumb în zonele de picior, mijloc şi cap ale lingoului se micşorează, în cazul lingourilor de 170 kg, turnate cîte două lingouri pe pod, practic nu s-au

0.30

0,26 Scfte/na amp/asâri/ /ingouri/or pe pod

O.W

s *iinjou

QCaf 0 Mi/loc * Picior

»g. 5.42. Repartiţia plumbului pe înălţimea lingourilor funcţie de poziţia acestora p«pod [28] ..... ..... „..,,,. ,,„.), •..,»-.•.-•, ..... ,. •

83

constatat diferenţe (fig. 5.43) între conţin rile de plumb pe înălţimea lingoului [31]. în cursul umplerii lingotierei, la turn în sifon, prezenţa curenţilor circulari (v. voi cap. 4) care transportă continuu mase de lichid, ce conţin picături de plumb, din : centrală, de-a lungul pereţilor lingotierei piciorul lingoului, va favoriza procesul de ] dere a picăturilor de plumb de/şi respectiv î dendritele în curs de creştere sau de incluzh sulfidice sau oxidice care acţionează ca gen de cristalizare. De asemenea, o anumită din plumb va fi favorizată de aceşti cui pentru sedimentare în partea de la pic: lingoului. De regulă, această „zonă de sedii tare" nu depăşeşte la un lingou de 5 t •< 100 mm, zonă în care se constată o creste concentraţiei plumbului cu circa 0,05% de restul lingoului [28], Pe baza mecanisn prezentat, se apreciază că accelerarea soli carii oţelului (de exemplu prin utilizare; lingouri mici) este favorabilă obţinerii repartizări relativ uniforme a plumbulu înălţimea şi secţiunea lingoului.

în cazul turnării directe, cu introduc plumbului în jet sau la baza lingoului, forţa ; lui de oţel în cădere, cît şi prezenţa în conţin a

curenţilor circulari sînt de natură să intensifice tendinţa natural sedimentare a plumbului în zona de picior a lingoului. Experimenta găsit că la un lingou de 5,0 t, turnat direct, zona de picior a lingou prezentat pe o înălţime de circa 200 mm, o zonă puternic segregal plumb cu conţinuturi de pînă la 0,65% faţă de circa 0,43% în r lingoului [28].

BIBLIOGRAFIE

1. * * * Acier de construction non alli£s et allies speciaux pour traitement therned. a 9-a. Paris, Semas, 1976. 2. Contorovici , I .E. Tratamentul termic al

oţelului şi fontei ( trad. din l imbaBucureşti, Editura Tehnică, 1953. .3. Rabey, A., Dominique, Ph. Bazele

alegerii oţelurilor pentru construcţi i mecParis (Collection „Aciers Franţais"), O.T.U.A., 1974. lt, , . , J ; \.,i

84

Fig. 5.43. Repartiţia plum-bului pe înălţimea lingoului

de 170 kg.

9. OŢELURI INOXIDABILE ŞI REFRACTARE

elurile inoxidabile şi refractare, prin proprietăţile lor caracteris-:abilitate chimică, termică şi mecanică în condiţii deosebite desînt principalele materiale fără de care nu se poate concepe dez-

a unor ramuri industriale, dintre care în primul rînd trebuie nate industriile chimică, petrochimică si energetică. Aceasta ex-de ce, în mod deosebit în ultimele decenii, în principalele ţări •iale s-a observat o creştere a ponderii producţiei de oţeluri inoxi-şi refractare în totalul producţiei de oţel. Producţia de oţel lingou ibil şi refractar, reprezintă obişnuit 0,85—2,0% din totalul pro-de oţel a unor ţări cu industrie dezvoltată (doar în Suedia cota

: oţeluri este de circa 6,5%).m producţia totală de oţel inoxidabil şi refractar, cantitatea cea are (70%) se utilizează sub formă de tablă, circa 10% sub formă i, iar restul de 20% sub formă de profiluri (de regulă bare trase vă).>mplexitatea compoziţiei chimice şi conţinutul înalt de elemente re al acestor oţeluri face ca problemele tehnologice ale elaborării • oţeluri să prezinte dificultăţi deosebite. Astfel, la elaborarea lor inoxidabile se ridică probleme legate de necesitatea realizării îcarburări, uneori destul de avansate, în prezenţa unor conţinuturi e de crom, asigurarea recuperării mari a cromului, conţinut scăzut luziuni nemetalice şi în mod deosebit realizarea unei structuri a [ui corespunzătoare comportării favorabile la operaţiile ulterioare îlucrare plastică şi termică. Particularităţile specifice deformării e a acestor oţeluri sînt urmare a rezistenţei sporite la deformare, uată uneori de prezenţa, în timpul deformării, a unei structuri e etc.

221

De aceea, nivelul calitativ şi rentabilitatea unei fabricaţii de oţeluri inoxidabile depinde de modul în care au fost soluţionate problemele specifice ale elaborării acestor oţeluri.

9.1. CLASIFICAREA OŢELURILOR INOXIDABILE ŞI REFRACTARE

Funcţie de natura şi proporţia elementelor de aliere, oţelurile inoxi-dabile si refractare prezintă importante deosebiri structurale şi compor-tări diferenţiate în ceea ce priveşte rezistenţa la coroziune, refractaritate, rezistenţa mecanică la temperatura camerei sau la cald etc.

Din punctul de vedere al caracteristicii predominante pe cave tre-buie să o asigure (rezistenţă la coroziune în diverse medii şi rezistenţă mecanică sau stabilitate la oxidare superficială în condiţii de tempera-turi ridicate) oţelurile se pot împărţi în două categorii mari: inoxidabile (anticorosive) si refractare.

De regulă, în grupa oţelurilor inoxidabile sînt cuprinse oţelurile cu un conţinut de minimum 12% crom şi care prezintă rezistenţă la coroziune jn diverse medii corosive, în condiţii de temperatură de pînă la 300°C. în grupa oţelurilor refractare sînt cuprinse de regulă oţelurile cu un conţinut de minimum 5—6% crom şi care au rezistenţă chimică sau mecanică la temperaturi de peste 300°C. în realitate este greu de a considera că un anumit oţel aparţine exclusiv numai unei grupe, deoare-ce fiecare din ele este într-o anumită măsură, în condiţii specifice, şi anticoroziv si refractar.

Din punctul de vedere al structurii pe care aceste oţeluri o pot avea la temperatura ambiantă, se pot considera următoarele clase de oţeluri: martensitice, austenitice, feritice şi cu structuri mixte (martensito-f eritice, ferito-austenitice etc.). Tipul de structură predominant este funcţie de compoziţia chimică şi în mod special de raportul care există între ele-mentele alfagene şi gamagene. Pentru determinarea pe baza compozi-ţiei chimice, a structurii caracteristice oţelului avut în vedere se utili -zează de obicei diagrama SCHAFFLER sau a lui PRYCE şi ANDREWS. Diagrama SCHAFLER (fig.9.1, a) recomandată iniţial pentru cusături sudate este folosită la aprecierea structurii oţelurilor inoxidabile în stare deformată sau tratată termic. Utilizarea acestei diagrame impune cunoaşterea în prealabil a conţinuturilor echivalente de crom şi nichel, pentru calculul cărora au fost propuse următoarele relaţii:

Crechiv = Cr + Mo + 1,5 Si + 0,5 Nb, .,, (9.1)

K Xirf,-, = Ni + 30 C + 30 N + 0,5 Mn. „ ,»,r- ;>»;. (9.2)

222

12 16 20 2t 23 32 3d Cro/n eMvalenf

a

___ l

— Ausknitd07, jf.

/, Austenifă

f/m^ x ,/

Ausfenitâtj /fer/fa / Martens/ftj/ "vj //Ausknifa + r/ ' F f r! fa* \ x

/, Martensifă j i ,

îs n m m îs 20 n » 26 ia 30 &3<fCrom ecA/ifa/fftf

b

«î-22

-20

-îs-K

-in

-n

-70

-s

-6

-40

ît

fi

5

t7H!8Ni ^

<j Ausfenită

>

gem H /o*

S»

Ausfenif

i -f

\ §

fer

fa

_

Î2HUH3 <,.

w«tN«>rn g

-Unne de

tar if

îs/fă

mmxsTo

5'/.M

~~~

x' Lto

tmSH7hK\12HPH5T

W07tf/tf 110 WSHUH&

s—

1 •OtHliHSMS

'50 1 - - - 7 ^~~~-^r'70

XI MHlSHilu Nj fc \ ^ -<« ^ ^ J? S

K '* 7/1 f N ^

JW/J 0

UH12H2VMF-\J3

v £ S•V4K K Martensifă Marfensifâ

* !

[.0 .w frfîa

o ţ y(

60W - 30 20

l

K]

20H13 KKo

/

v\ ^

/ Wx K if /

\ ItJ \ M

K f • ^ / n/i' - s «r

Ut

V 0,

> ___ *•

'"

S 10 12 74>

fii-z o

-6 - i t

Fig. 9.1. Diagrama de structura:a —după SCHAFFLER [2]; b— după PRYCE şi ANDREWS [31; f —după POTAKOM şi SAGALEVICEM [15] (cifrele reprezintă mărci de oţel inoxidabil după GCST);7—06X21N5T; 2 — 12X21NST; 3— 0.8X21N5M2T; 4 — 12XHM; 5 —20X17N2M: 6 —06X17N1; 7 —06X17N2; * — 05X17N4; 9 —08X13Iu; 70 — 08X13N2Iu; 77 — 08X13N5Iu; 72 — 17X17N2 73 —15X17N2; 74—16X17N2; 75—08X18N9T 76—08X22N8T; 77—06Xl5N8M2Iu; 7S — 08X15N18M2Iu; 19 — 15X14K20M5F.

223

Diagrama lui PRYCE şi ANDREWS (fig.9.1, b), recomandată pentru leterminarea structurii la temperaturi ridicate, foloseşte următoarele elaţii pentru calculul conţinuturilor echivalente de crom şi nichel:

Gr...»* = Cr + 3 Si + Mo, (9.3)

Ni*»,-, = Ni + 0,5 Mn + 11,5 N + 21 C. (9.4)

în cazul prezenţei în compoziţia chimică a titanului sau niobiului e impune ca în calculul Cr«*,-„ să intervină Tiechiv şi respectiv XbWi,-B)

icntru calculul cărora au fost propuse următoarele relaţii:

Ti, r t<, = Ti - 4(C - 0,03) + N, "" (9.5)

Nb„Wr = Nb - 8(C - 0,03) + N. - (9.6)

în determinarea Cr«;„-„ coeficienţii pentru Ti«j,-,, şi Nb«/,,„ sînt ece respectiv unu. în consecinţă, în aceste condiţii, în relaţia de calcul l Ni«;„-„ în loc de C va interveni Cechiv definit prin carbonul din soluţie, dică circa 0,03%.

O soluţie interesantă pentru determinarea structurii unei mărci de ţel inoxidabil a fost dată de POTAKOM şi SAGALEVICEM, reprezen-ită în fig.9.1, c. Influenţa elementelor feritizante şi respectiv austeni-zante este apreciată pe baza conţinuturilor echivalente de crom (Crf respectiv Cr*1) pentru care au fost propuse relaţiile 9.1, a si respectiv .1,6:

Crf = Cr - 1,5 Ni + 2 Si - 0,75 Mn - KF(C + N) +

+ Mo + 4 Al + 4 Ti + 1,5 V + 0,5 W + 0,9 Nb —

- 0,6 Co — 0,5 Cu, (9.2,a)

Crf = Cr + 1,5 Ni + 0,7 Si + 0,75 Mn + KM(C + N +

+ 0,6 Mo + 1,5 V + 1,1 W + 0,2 Co + 0,2 Cu +

+ l,9 Ti - 0,1 Al).

(9.1,b)

Valorile coeficienţilor de echivalare KF şi KM sînt prezentate în gura 9.1, c, funcţie de conţinuturile în carbon şi azot.

Coeficientul de echivalare al nichelului este 1,5 pentru conţinuturi s nichel de maximum 5% şi de 2,5 pentru conţinuturi mai mari.

în ceea ce priveşte coeficienţii de echivalare a caracterului gamagen .u alfagen al diverselor elemente, datele existente în literatura de spe-

224

cialitate prezintă valori diferite (tabelul 9.1) ceea ce impune ca rezultate-le obţinute pe baza acestora să fie verificate prin determinarea experimen-tală a structurii pentru fiecare tip de oţel şi stare avută în vedere. Diferenţele existente în valoarea coeficienţilor de echivalare pot fi rezul-tat al faptului că influenţa diverselor elemente asupra structurii oţeluri-lor inoxidabile cu crom şi nichel este dependentă de combinaţiile pe care le formează cu masa metalică de bază a oţelului, de solubilitatea acestora, situaţie care trebuie analizată şi în funcţie de condiţiile de prelucrare la cald (deformare, tratament termic.)

Tabelul 9.1

Valorile coeficienţilor de echivalare a caracterului gamagen sau alfagen al diferitelorelemente

Starea materialului

Laminat Sudat Turnat

Elemente gamagenc Carbon

* 13 *, 30

*#* 30

*

30*#30

*30

**17

Azot - 26 - - - - 11

Nichel 1 1 0,5 1 1 1 1

Mangan 0,7 - - - 0,5 0,5 -

Cupru 0,3 - - - - - -

Elemente alfagene Aluminiu 12 — — — — _ -

Vanadiu 11 - - - - - -

Titan7,2

5,2

- - - 5 - -

Siliciu - - - 1 1,5 1,6

Niobiu 4,5 - - - 2 0,5 2,8

Molibden 4,2 2,25* 2 - ? 1 -

Tantal 2,8 - - - - - -

Wolfram 2,1 — _ — _ _ —

Crom 1,0 1 1 1 1 1

*. **. ***_ Surse bibliografice citate în [4].

225 t

-y r

Din punctul de vedere al tipului de element sau elemente de aliere ;are predomină, se deosebesc — în principal — următoarele clase de o-jeluri inoxidabile şi refractare: crom, crom-nichel, crom-mangan, crom-nangan-nichel. în cadrul acestor clase funcţie de nivelul conţinutului n elementul predominant se diferenţiază mai multe grupe de oţeluri :u caracteristici deosebite.

Astfel, funcţie de conţinutul în crom se disting în special următoa--ele grupe de oţeluri: 5-6; 7—10; 12—H; 13—15; H—16; 15—18 şi 15—30% crom. Structura acestor oţeluri este de regulă martensitică ;au feritică. Oţelurile martensitice au în mod obişnuit pînă la 16% crom la conţinuturi obişnuite de carbon de la 0,1—0,5%. în cazul prezenţei în compoziţia chimică a 2—4% Ni, conţinutul în crom al oţelurilor mar-:ensitice ajunge la 16 — 20%, la un conţinut de carbon de circa 0,1%. Oţelurile feritice au 16 — 20% crom şi pînă la 0,35% carbon.

Oţelurile crom-nichel, cu structură predominant austenitică, se pot iiferenţia funcţie de conţinuturile în elementele de aliere caracteristice Cr, Ni), în următoarele grupe mai importante de compoziţii: 18 — 8; >3(25) —12; 28—12; 25 — 20 şi 15 — 33%. Oţelurile inoxidabile crom-nangan şi crom-mangan-nichel din grupele: 12 —20 ; 12—30 şi 18 — 8 — — 4% sînt de asemenea austenitice. La grupele de oţeluri menţionate ;e deosebesc subgrupe de oţeluri cu proprietăţi distincte funcţie de conţinutul în carbon şi prezenţa altor elemente de aliere ca siliciu, molibden, niobiu etc.

9.2. CARACTERISTICI ŞI CRITERII DE ALEGERE A OŢELURILOR INOXIDABILE ŞI REFRACTARE

Avînd în vedere diversitatea mărcilor de oţeluri inoxidabile şi re-ractare utilizate în prezent în industrie, în cele ce urmează se vor face •eferiri la principalele grupe caracteristice, care, în ansamblu, pot constitui ii grupe reprezentative pentru tehnologia de elaborare-turnare, prelu-:rare^ prin deformare plastică şi termică.

înainte de analiza caracteristicilor pe grupe de oţeluri, referirile ;e vor face la influenţa unora din clementele chimice prezente în :ompoziţia chimică a diverselor mărci de oţeluri inoxidabile şi refrac-are*, din care se reţin în mod deosebit următoarele:

1) Carbonul prezintă în principal următoarele caracteristici: ele-nent puternic gamagen care favorizează formarea structurii austenitice ; lOlubil în proporţie însemnată la temperaturi ridicate în austenită, poate >recipita din soluţia solidă suprasaturată la tratamentele efectuate în

*) Vezi în acest scop de exemplu lucrările [2] şi [•)].

226

domeniul de temperaturi inferioare curbei limită de solubilitate*), sub formă de carburi, provocînd sărăcirea soluţiei solide în crom, cu implicaţii importante asupra comportării la coroziune. Pentru stabili-zare, se adaugă titan sau niobiu, elemente care au faţă de carbon şi azot o afinitate mai mare decît cromul. Cantităţile necesare în aceste elemente, în vederea stabilizării, sînt determinate prin următoarele re-laţii: Ti > 6 (C + N) şi respectiv Nb > 10 (C + N). La produsele plate, în unele cazuri, prezenţa titanului poate favoriza existenţa unor defecte de suprafaţă. La oţelurile la care se impun condiţii de fluaj, pre-zenţa titanului este de dorit, îri vederea reducerii sau evitării stabilizării carbonului cu titan se urmăreşte ca prin elaborare să se realizeze con-ţinuturi de carbon foarte scăzute, posibil de realizat tehnic şi economic astăzi prin practicarea de tehnologii moderne (decarburare în vid, decar-burare cu amestec de oxigen-argon etc.).

2) Azotul are un rol asemănător carbonului, putînd fi utilizat în oţelurile ausţeniţice pentru înlocuirea parţială a _mchelului..sau pentru ameliorarea caracteristicilor mecanice, iar în oţelurile feritice pentru finisarea_granulatiei primare.

Sulful, seleniul sau telurul se introduc în unele cazuri în oţelurile inoxidabile în scopul îmbunătăţirii prelucrabilităţii acestora, în acelaşi scop se folosesc uneori şi adaosuri de cupru sau zirconiu.

Plumbul şi staniul afectează în măsură însemnată capacitatea de deformare a oţelurilor inoxidabile şi refractare. Astfel, prezenţa a circa 0,005% Pb reduce aproape la jumătate deformabilitatea la cald a oţelu-lui inoxidabil, în acelaşi sens influenţează şi staniul. De aceea, de regulă conţinuturile de plumb nu trebuie să depăşească 0,005% iar de staniu, 0,03%. Influenţă marcantă asupra deformabilităţii la cald a oţelurilor inoxidabile o are şi bismutul. Prezenţa în compoziţia chimică a oţelului inoxidabil a circa'o,004% Bi face ca 'stricţiunea la 'cald (l 150— l 200°C) a oţelului inoxidabil să scadă de la 70% la circa 10%.

Deformabilitatea la cald a oţelurilor martensitice şi austenito-feri-tice este mult îmbunătăţită prin adaosuri de 0,02—0,5% de aliaje de lantanide (ceriu, lantan) sub denumirea de „mischmetall". Practicarea acestor adaosuri în aliajele rezistive Ni-Cr (80—20); Ni-Cr-Fe (60 — 20 — 20) sau în oţelurile crom-aluminiu face să crească temperatura de utili-zare cu 100—150°C.

în tabelul 9.2 este prezentată o clasificare globală a principalelor clase şi grupe de oţeluri inoxidabile şi refractare, în cadrul fiecărei clase precizîndu-se şi criteriul de clasificare avut în vedere (tehnologic sau de utilizare) pentru grupa derivată.

*) Pentru un oţel cu 18% Cr, 10°0 Ni şi 0,1% C, această temperaturăeste la cea 1100CC. ' • _ , „ „ ' • •

227

Tabelul 9.2.

Clasificarea globală a oţelurilor inoxidabile şi refractare

"•"r. crt. Clasa oţelului

Criteriul deter-minant în precizarea grupei

1rt p-

JConţinuturi (%) caracteristice ale grupt i

0 1 2 3 4

1

II

Martensitic Cr

1 C = max 0,15; Cr = 5 — 6; cu adaosuri de Mo, V uneori Si şi Al

2

3

4

C < 0,15; Cr = 7— 10, cu eventuale adaosuri de Mo, Si

C = max 0,15; Cr = 12—14; în unele cu adaos de 0,2 — 0,4% S

cazuri

C = 0,2-0,4; Cr = 13-155 C = 0,6-1,0; Cr = 14-16

6 C = 0,1; Cr == 16-20; Ni = 2-4

Feritic

Cr1

2 1

C = max 0,15; Cr = 15— 18, uneori cu de Ti = 5%C sau Nb = 10% C

adaos

C = max. 0, 15 (0,35) ; Cr = 25- 30 ; uneori cu adaos de Ti

Cr-Al Cr = 5-6,5; Al = 0,6-0,8

2 Cr = 6,5-8,5; Al = 1,2-2,0

3 Cr = 12-15; Al = 2,5-3,0

4 Cr = 18-20; Al = 3,0 - 4,0

5

6

Cr = 20; Al = 4,0-5,0

Cr - 30 ; Al - 5,0

III Austenitic

1C

12

Max. 0,03

Max. 0,07 (0,08)3 Max. 0,12 (0,15)

Cr-Ni 1 18-8; 20-12; 25-12; 25-202 Idem şi 2 — 4 Mo

3

4

Stabilizat cu Ti sau Nb

Idem şi 2 — 4 Mo

228

Tabelul 9.2 (continuare)

0 1 2 3 4

IIIIV

AusteniticCr -Ni -N 1 Cr = 23; Ni = 5; N = 0,25

1 C = max- 0,2; Cr = 12- 14 Mn = 8- 10-Ni = 3,7-4,7

i 2

1

2

C = max. 0,1; Cr = 13- 15; Mn = 13- 15; Ni = 2,5- 3,5; Ti = max. 0,6

Cr M n C = max. 0, 12 ; Mn = 8,0- 10,5 ; Cr = Ni = 3,5-4,5; N = 0,15-0,25

16-18.

- N i - N C = max. 0,08; Cr = 16- 18; Mn = 8 Ni = 4,5-5,5; N = 0,18-0,25; Nb = max. 0,8

0-10;

Ferito-austenitic

Cr-Ni-Mo 1

2

1

C = max. 0,08; Cr = 25-27; Ni = Mo = 2-2,5 = 4-5;

C = max. 0,10; Cr = 20-22; Ni = 5, Mo = 1,8-2,5; Ti = 0,2-0,4

5-6,5;

Cr-Ni-Ti C = max. 0,08; Cr = 20-22; Ni = 5,8; Ti = 0,3-0,8

= 4,8 —

Cr-Ni -N 1

2

1

2

C = max. 0,15; Cr = 25-28; Ni = N = 0,18-0,25 1- 1,7,

C = max. 0,12; Cr=15— 17; Ni 4,5; N = 0,05-0, 15

= 3,5—

v Ferito-martensitic

Cr-Ni-Al C = max. 0,10; Cr = 16- 18; Ni = 6 Al = 0,8- 1,3

5-7,5;

C = max. 0, 10 ; Cr = 14- 16 ; Ni = 7 Al = 0,7- 1,3

0-9,5;

VI Durificat prin preci-pitare

Transfor-marea mar-tensitică directă

1

2

1

2

C = max. 0,07; Cr = 15,5- 17,5; Ni = = 3-5;Cu = 3,5; Nb = 0,15-0,45

C = max. 0,07: Cr = 13,5- 15,5; Ni = 3-5; Mo = 1,2-2; Cu = 3

Transfor-marea mar-tensitică1 indirectăi

C = max. 0,09; Cr = 16- 18; Ni -7,5; Al = 0,75- 1,5

= 6,5-

C = max. 0,09; Cr = 14- 16 ; Ni = 6 Al = 0,75- 1,5; Mo = 2-3

,5-7,5;

Fără trans-formare martensitică

1 C = 0,l-0,15; Cr = 15-16; Ni = Mo = 2,3-3,25; N = 0,05-0,15

4-5;

229

9.2.1. OŢELURI MARTENSITICE

Acestea sînt caracterizate prin faptul că după încălzire în domeniul lustenitic, prin răcire rapidă, capătă o structură martensitică. Prezintă ieci avantajul unei rezistenţe relativ ridicate la coroziune în diverse medii, rombinatâ cu" caracteristici mecanice comparabile cu cele ale oţelurilor de construcţie.

Oţelurile martensitice cu conţinut relativ scăzut de carbon sînt utilizate de regulă în construcţia de pompe, turbine, pentru industria petrochimică, alimentară sau în diverse construcţii metalice, la care se impun condiţii de coroziune în paralel cu rezistenţa mecanică. Oţelu-rile cu conţinut mai ridicat în carbon se utilizează pentru fabricarea de scule chirurgicale, instrumente de măsură, scule în industria alimentară etc.

Proprietăţile fizice, caracterictice acestei clase de oţeluri, sînt pre-zentate în tabelul 9.3, dintre care se reţine, îndeosebi, conductibilitatea calorică scăzută, cu implicaţii asupra desfăşurării proceselor la solidifi-carea lingourilor si operaţiilor ulterioare de prelucrare a acestora.

Tabelul 9.3

Caracteristici fizice ale otelurilor martensitice

Densitateg/cm3

Coeficient de dilatare 0— 200 °C mm

Conductibilitate calorică laCal/cm • grd • s

Căldură masică kcal/kg . °C Modul de

elasticitateN/ mm2

20"C 700°C

7,7-7,75 11 x IO-6 0,06-0,07 0,11 0,20 200 000

9.2.2. OŢELURI FERITICE

Acestea sînt caracterizate prin absenţa transformării feritei în austenită la încălzire şi în martensită la răcire. Nesuferind nici o transformare structurală la încălzire şi răcire si deci vreo regenerare a grăunţilor, problema^ granulaţiei primare capătă la aceste oţeluri o importanţă deosebită. Alături de aceasta, este cunoscut că, oţelurile cu conţinut mare de crom pot ridica probleme deosebite la prelucrarea plastică a lingourilor (prin forjare sau laminare) din cauza prezenţei în structura lingoului a unei transcristalizări puternice, zona cirstalelor columnare, ajungînd în unele cazuri pînă în axa lingoului. Dezvoltarea

230

în lingou a zonei de transcristalizare este influenţată în măsură însemnată de factori tehnologici ca: temperatura de turnare, viteza de turnare, mărimea lingoului etc. Alături de aceştia, tendinţa spre transcristali -zare este dependentă de conţinutul de crom al oţelului, intensificîndu-se pe măsură ce conţinutul de crom creşte. Această tendinţă este minimă la oţelurile cu 12—14% crom şi foarte accentuată la cele cu 27 — 30% crom.

Prezenţa în compoziţia chimică a oţelului a unor adaosuri corespun-zătoare de azot exercită o influenţă pozitivă asupra obţinerii unei micro-structuri corespunzătoare. La precizarea adaosului de azot, în vederea reducerii tendinţei spre transcristalizare, va trebui să se aibă în vedere conţinutul maxim de azot permis de compoziţia dată, care să asigure obţinerea unui lingou fără sufluri. De asemenea, va trebui cunoscută influenţa pe care o aduce asupra comportării la deformare plastică si a caracteristicilor de utilizare a mărcii considerate*'.

Proprietăţile fizice ale oţelurilor feritice sînt puţin diferite de cele ale oţelurilor martensitice, cu menţiunea doar că, coeficientul conducti-bilităţii calorice înregistrează valori din ce în ce mai mici pe măsură ce conţinutul în crom creşte, ceea ce din punct de vedere tehnologic înseamnă precauţii suplimentare.

Principalele domenii de utilizare a oţelurilor feritice sînt:— oţelurile cu 16—18% crom prezintă o rezistenţă bună la coro

ziunea atmosferică, în acid azotic şi în numeroşi agenţi organici. Are deasemenea proprietăţi, tehnologice corespunzătoare de prelucrare prinpresare, ambutisare etc. Se utlizează îndeosebi în industria chimică,alimentară şi ca piese pentru decoraţiuni exterioare. La temperaturiînalte, oţelurile feritice din această grupă au rezistenţă la oxidare pînăla 800—850°C**>.

în cazul producţiei de oţel inoxidabil şi refractar, oţelurile feritice cu 17% crom reprezintă în S.U.A. 25—30%, iar în Franţa 45 —50% din total, din care 35 — 40% sub formă de profiluri, iar de produse plate - 50-55% ;

— oţelurile cu 25—30% Cr prezintă o rezistenţă superioară laoxidare la temperaturi ridicate, iar în acid azotic au o comportare asemănătoare cu a oţelurilor austenitice 18—8. Prezintă dificultăţi tehnologice deosebite la prelucrare, în special prin sudură. Noile oţeluri

*) în cazul oţelurilor predominant feritice, pe baza mecanismului general prin care elementele de interstiţie reduc viteza proceselor de regenerare şi recrista'Ji/are a oţelu-rilor inoxidabile , este posibil să se constate o creştere a rezistenţei la deformare şi o micşorare a plasticităţii oţelului pe măsură ce conţinutul de azot creste.

**) Un oţel'se consideră rezistent la oxidare la o anumită temperatură (t) cînd cantitatea de metal oxidat la acea temperatură este de cel mult l g/m 2 • h (x 9,8.10'* N/m2 - h) iar la o temperatură cu 50°C mai înaltă, ea este de 2 g/m2 -h [x 9,K- \Crs N/m2 • h) după menţinere de 120 h cu patru răciri intermediare.

231

-wo

30 35 tH f!Conţinut de crom ['/•]

Fig. 9.2. Influenţa modului deelaborare asupra temperaturii detranziţie a oţelurilor cu conţinut

foarte ridicat în crom [9].

din această grupă cu conţinuturi foarte scăzute de carbon obţinute prin proce-deele moderne de elaborare au începutsă găsească astăzi aplicaţii industriale largi.

în fig. 9.2 este redată influenţa mo-dului de elaborare asupra temperaturii de tranziţie a oţelurilor cu conţinut foarte ridicat de crom. Realizarea unor conţinuturi de carbon sub 0,005% şi de azot sub 0,01% prin retopire în insta-laţii cu jet de electroni, la un oţel cu 26% crom şi 1% molibden a redus practic fra-gilitatea acestor oţeluri, unul din princi-palele impedimente ale dezvoltării lor industriale.

300

9.2.3. OŢELURI AUSTENITICE ,

Acestea sînt asemănătoare oţelurilor feritice, nu prezintă tran^for-mări structurale la încălzire sau răcire, ceea ce face imposibilă regenerarea grăuntelui prin tratamente termice.---------------------------------------

Dintre oţelurile austentice cunoscute, cele cu crom-nichel de tipul 4301 M300 ; 4306; 4310; 4 571; 4 404; 4 436 (conform clasificării germane) sînt în prezent cel mai mult utilizate. Se menţionează de asemenea creşterea ponderii în utilizare a oţelului austentic de tipul 4 305 cu prelucrabilitate îmbunătăţită. Funcţie de condiţiile de aprovizionare a fiecărei siderurgii cu cantitatea necesară de nichel, acesta poate fi parţial înlocuit prin adaosuri de mangan sau mangan şi azot. Aceste oţeluri nu cunosc în prezent o pondere însemnată în producţia de oţel inoxidabil, prezintă însă o bună capacitate de deformare şi o'rezistenţă la coroziune satisfăcătoare, de regulă pentru domenii normale de uti-lizare.

Dintre proprietăţile fizice ale acestei clase de oţeluri sînt demne de reţinut:

— densitatea variază puţin de la marcă la marcă, admiţîndu-se o valoare medie de 7,93 ± 0,02 pentru oţelurile de tip 18 — 8 şi'respectiv 8,04 ± 0,02 pentru oţelurile de tip 18 — 8 cu molibden si'a celui cu 20-25% nichel;

232

— conductibilitatea termică prezintă valori scăzute, ceea ce implică precauţii suplimentare faţă de oţelurile nealiate la solidificarea lingourilor şi încălzirea acestora (tabelul 9.4);

Tabelul 9.4

Conductibilitatea termică a oţelurilor austenitice

Couductibilitatea termică cal/cm- grd. 5

Clasa oţelului

la 100°C la 500=C

18— 8 şi 18 — 8 cu molibden 0,039 0,051

20- 12 0,036 0,052

25-12 ş i 25-20 0,033 0,045

Oţel moale nealiat (pentru comparaţie) 0,140 0,100

— coeficientul de dilatare este superior celui realizat de oţelurile martensitice sau feritice (tabelul 9.5).

Tabelul 9.5

Coeficienţii de dilatare ai oţelurilor austenitice

Coeficient de dilatare, x 10-'

Clasa oţelului

0— 100'C 0— 300'C 0— 550=C 0— 650°C

18-8 16,9 17,8 18,3 18,7

18 — 8 cu molibden 16,0 16,2 17,4 18,5

15- 12 şi 25-20 14,3 16,2 16,9 17,4

233