CUPRINS

1.7. FABRICAREA PIESELOR DIN FONTĂ PRIN TURNARE (Prof.univ.dr.ing. M.Chişamera, Prof.univ.dr.ing. I.Ripoşan,

Prof.univ.dr.ing. L.Sofroni, Sl.ing. S.Stan)

1.7.1. Elaborarea fontelor destinate turnării în piese

1.7.1.1. Particularităţile elaborării fontei

1.7.1.2. Materii prime utilizate la elaborare

1.7.1.3. Elaborarea fontei în cubilou

1.7.1.3.1. Particularităţile procesului de topire în cubilou

1.7.1.3.2.Caracteristicile principale ale cubilourilor din turnătoriile de fontă

1.7.1.4. Elaborarea fontei în cuptoare electrice cu încălzire prin inducţie

1.7.1.4.1. Particularităţile constructiv – funcţionale ale CEI

1.7.1.4.2. Relaţii de bază care definesc parametrii tehnici ai CEI cu creuzet

1.7.1.4.3. Interacţiuni chimice în CEI cu creuzet cu căptuşeală acidă

1.7.1.4.4. Procese metalurgice specifice elaborării fontelor în CEI cu creuzet

acid

1.7.1.5. Elaborarea fontei în cuptorul electric cu arc

1.7.1.5.1. Particularităţi constructiv – funcţionale ale CEA

1.7.1.5.2. Procese metalurgice specifice elaborării fontei în CEA

1.7.1.6. Particularităţile elaborării fontei în cuptorul rotativ cu flacără

1.7.1.7. Elaborarea fontelor în sisteme duplex

1.7.1.8. Prelucrarea fontei în afara agregatului de elaborare

1.7.2. Modificarea fontelor

1.7.2.1. Modificarea grafitizantă (inocularea)

1.7.2.1.1. Efectul modificării grafitizante (inoculării) asupra

structurii fontelor

1.7.2.1.2. Mecanismul acţiunii inoculării în fontele cu grafit

1.7.2.1.3. Sisteme de modificatori grafitizanţi

1.7.2.1.4. Tehnici de modificare grafitizantă

1.7.2.1.5. Controlul inoculării la fontele cu grafit lamelar

1.7.2.2. Modificarea compactizantă

1.7.2.2.1.Condiţiile formării grafitului în fontele supuse modificării

compactizante

1.7.2.2.2. Condiţiile obţinerii fontelor cu forme compacte de grafit.

1.7.2.2.3. Sisteme de modificatori compactizanţi

1.7.2.2.4. Fenomene fizico-chimice care au loc la tratarea fontelor cu

modificatori compactizanţi

1.7.2.2.5. Tehnici de modificare compactizantă

1.7.2.2.6. Controlul modificării compactizante

1.7.2.3. Modificarea fontelor albe

1.7.3. Turnarea fontelor în piese

1.7.3.1. Particularităţile sistemului de alimentare

1.7.3.2. Alegerea sistemului de alimentare şi a poziţiei de atac

1.7.3.3. Elemente de calcul ale sistemului de alimentare

1.7.3.4. Utilajul de turnare

1.7.3.5. Parametrii procesului de turnare

1.7.4. Defecte specifice ale structurii pieselor turnate din fonte modificate.

1.7.4.1. Defecte în piesele turnate din fonte modificate cu grafit lamelar.

1.7.4.2. Defecte în piesele turnate din grafit nodular

2

1.7. FABRICAREA PIESELOR DIN FONTĂ PRIN TURNARE (Prof.univ.dr.ing. M.Chişamera, Prof.univ.dr.ing. I.Ripoşan,

Prof.univ.dr.ing. L.Sofroni, Sl.ing. S.Stan)

1.7.1. ELABORAREA FONTELOR DESTINATE TURNĂRII ÎN PIESE

1.7.1.1. PARTICULARITĂŢILE ELABORĂRII FONTEI

A. Sisteme de echilibru ale fontelor turnate

Fontele tehnice sunt aliaje complexe Fe – C – X (X = Si, Mn, P, S... elemente de aliere) care-

şi modifică sistemul de echilibru în funcţie de compoziţia chimică, viteza de răcire şi tipul

tratamentului de modificare. În fig.1.462 este prezentată diagrama binară Fe – C cu cele două stări

de echilibru suprapuse, respectiv, transformare în sistem stabil Fe – Grafit şi metastabil Fe – Fe3C

iar în tabelul 1.205, parametrii caracteristici ai celor două diagrame de fază.

Fig.1.462. Diagramele de fază Fe – C (grafit) şi Fe – Fe3C (cementită)

sistem stabil; sistem metastabil

3

Tabelul 1.205

Parametrii caracteristici ai diagramelor de fază

Fe – C(grafit) şi Fe – Fe3C (cementită)

Reacţia* Conţinutul de

carbon, %

Temperatura oC

Tipul reacţiei

Sistemul stabil Fe–C (grafit) 0 2 862 Fierbere

g ↔ L

L ↔ Feδ 0 1 538 Topire

Feδ ↔ Feγ 0 1 394 Alotropică

Feγ ↔ Feα 0 912 Alotropică

L + ss Feδ-C ↔ ss Feγ-C [0,09; 0,16; 0,53] 1 493 Peritectică

ss Feγ-C ↔ ss Feα-C + C (grafit) [0,021; 0,65; 100) 740 Eutectoidă

L ↔ ss Feγ-C + C (grafit) [2,11; 4,2; 100) 1 153 Eutectică

g ↔ C (grafit) 100 3 827 Sublimare

Sistemul metastabil Fe–Fe3C

(cementită) [0,022; 0,76; 6,67) 727 Eutectoidă

ss Feγ-C ↔ ss Feα-C + Fe3C

(cementită)

L ↔ ss Feγ-C + Fe3C [2,14; 4,3; 6,67) 1 147 Eutectică

L ↔ Fe3C 6,67 1 252 Congruentă * g – gaz; L – lichid; ss Feα-C, Feδ-C, ss Feγ-C – soluţie solidă de carbon în Feα, Feδ şi, respectiv, Feγ

Pentru a caracteriza o fontă tehnică utilizând sistemul binar Fe – C se utilizează carbonul

echivalent (CE) sau saturaţia în carbon (Sc) care înglobează echivalenţa în carbon a principalelor

elemente din compoziţia chimică a acesteia. Datorită influenţei dominante pe care o are siliciul

(coeficient de echivalenţă relativ ridicat şi conţinut mult mai ridicat faţă de celelalte elemente din

compoziţia de bază), fontele tehnice nealiate sau cu un grad redus de aliere sunt considerate ca

făcând parte din sistemul ternar Fe – C – Si. În acest caz, pentru analiza transformărilor de fază care

au loc în timpul încălzirii sau răcirii se pot utiliza secţiuni prin diagrama ternară Fe – C – Si la

conţinutul de siliciu corespunzător, considerat constant (fig.1.463). Lucrul cu sisteme ternare este

însă mai dificil, motiv pentru care, de regulă, se preferă analiza pe sistemul binar utilizând carbonul

echivalent (CE) şi gradul de saturaţie în carbon, Sc. În acest sens, pentru fontele nealiate, se

utilizează relaţiile:

CE = Ct + 0,31 · %Si + 0,33 · %P – 0,027 · %Mn + 0,4 · %S, % (1.490)

în care Ct este conţinutul total de carbon din fontă.

%S0,4%Mn0,027%P0,33%Si0,314,26

C

C

CSc t

C

t

(1.491)

Din secţiunile prezentate în fig.1.463 rezultă următoarele efecte ale Si:

- deplasează punctele corespunzătoare eutecticului şi eutectoidului spre stânga

(micşorează solubilitatea C în austenită);

- creşte temperaturile de transformare eutectică şi eutectoidă (favorizează formarea

feritei);

- transformările eutectică şi eutectoidă se produc în intervale de temperatură în care

coexistă trei faze (lichid + austenită + grafit la eutectic şi respectiv, austenită + ferită +

grafit, la eutectoid);

- reduce domeniul austenitei (la > 10% Si acesta dispare locul fiind luat de ferită).

Creşterea conţinutului de siliciu transformă sistemul metastabil în sistem stabil în timp ce

creşterea vitezei de răcire are efect invers. Tratamentul de modificare grafitizantă (inocularea) are

ca efect transformarea sistemului metastabil în sistem stabil dar numai la solidificare, la

4

transformarea secundară efectul fiind indirect (datorită creşterii Si sau al finisării grafitului).

Formarea grafitului de tip A ca efect al modificării grafitizante favorizează transformarea austenitei

în perlită datorită distanţelor mai mari de difuzie şi suprafeţei specifice între grafit şi matrice mai

reduse. O modificare insuficientă duce la formarea grafitului de tip D.

Fig. 1.463 Secţiuni prin sistemul ternar Fe – C – Si la conţinuturi diferite

de siliciu: a – 2,40% Si; b – 4,8%Si; c – 6,0% Si.

B.Consideraţii asupra principiilor elaborării fontelor.

Particularităţile compoziţionale şi sensibilitatea ridicată la condiţiile de elaborare şi turnare fac

ca fontele turnate să se situeze printre cele mai complexe aliaje de turnătorie dacă nu chiar în topul

acestora. De aici şi diversitatea mare a tehnologiilor de elaborare şi interesul deosebit pentru acest

aliaj (peste 70% din producţia de piese turnate este din fontă).

În fig.1.464 este prezentată schema generală a procesului de fabricaţie al pieselor din fontă

prin turnare, luând în consideraţie cele patru agregate principale de elaborare: cubiloul (C), cuptorul

electric cu încălzire prin inducţie (CEI), cuptorul electric cu arc (CEA) şi cuptorul rotativ cu flacără

(CRF).

Pentru a se asigura încadrarea în cerinţele de calitate impuse de marcă, în procesul de

fabricaţie al pieselor din fontă trebuie ţinute permanent sub control cele trei mari categorii de

parametrii: compoziţia chimică a fontei, calitatea modificării şi viteza de răcire.

Compoziţia chimică a topiturii se asigură atât prin materialele de şarjare cât şi prin modul de

conducere a proceselor de elaborare şi corecţiile efectuate asupra fontei lichide (regimul termic al

elaborării, tratamentele aplicate etc.) La evaluarea compoziţiei chimice a fontei, în special la fontele

modificate din mărcile superioare, nu este suficientă numai încadrarea în compoziţia chimică de

bază ci şi realizarea condiţiilor impuse asupra elementelor nocive care pot avea o influenţă

hotărâtoare asupra calităţii piesei turnate (morfologie grafit, carburi, segregaţii, defecte de

contracţie). Lipsa unor materiale de calitate poate fi în mare măsură corectată prin utilizarea unor

procedee de elaborare costisitoare: defosforarea în cuptoarele electrice cu arc bazice, desulfurarea în

cuptoarele electrice cu inducţie sau cele cu arc, demanganizarea în CEA (prin oxidare) sau în

instalaţii speciale (prin clorurare) etc. Alte elemente nocive cum sunt Pb, Bi, Te, As, Sb, etc. care

provin, în special din deşeurile colectate, nu pot fi însă reduse sub limitele critice în condiţii

eficiente de prelucrare, motiv pentru care este necesar să se apeleze la materiale de şarjare de

calitate printr-o selecţie riguroasă (fonte de înaltă puritate, în special cele rezultate din procesul de

reducere a ilmenitului, deşeuri de oţel neoxidate, cu compoziţie controlată etc.).

Dintre cele patru agregate de elaborare enunţate mai sus numai CEA bazic permite utilizarea

unei încărcături mai puţin pretenţioase din punct de vedere al conţinuturilor de S, P şi O dar,

procesul de elaborare este mai costisitor. Din acest motiv, CEA bazic este utilizat atât ca agregat de

topire cât şi ca al doilea agregat într-un sistem duplex cu cubilou sau CEI cu creuzet, în cazul unui

conţinut ridicat de fosfor în fonta lichidă.

5

Calitatea materiilor prime şi modul de conducere a elaborării au improtanţă nu numai din punct de

vedere al încadrării în compoziţia chimică ci şi din motive de comportare ulterioară a fontei în

procesul de inoculare şi apoi la solidificare. O istorie insuficient cunoscută a şarjei poate genera o

topitură cu un răspuns slab la procesul de inoculare datorită manifestării cu prevalenţă a

fenomenului de ereditate specific fontei în procesul de solidificare. În acest sens, modul de alcătuire

a încărcăturii, tipul agregatului şi regimul termic (gradul de supraîncălzire şi menţinere) au o

importanţă deosebită.

Din punctul de vedere al regimului termic, cuptoarele electrice oferă posibilitatea reducerii

efectului de ereditate prin creşterea temperaturii de supraîncălzire dar, în condiţii necontrolate

rezultatele pot fi dezastruase datorită distrugerii totale a potenţialului de grafitizare şi creşterii

tendinţei de albire (riscul mai mare este la CEA). Pentru a elimina acest risc, tehnologiile actuale au

introdus o nouă operaţie în procesul de elaborare şi anume – precondiţionarea. Aceasta presupune

tratarea topiturii înainte de modificare cu adaosuri care refac parţial potenţialul de grafitizare al

topiturii (SiC, CaC2, grafit, aliaje speciale de precondiţionare bazate pe elemente active de tipul Al,

Ba, Zr, PR etc.).

Fig.1.464. Schema generală a procesului de fabricaţie al pieselor turnate din fontă

6

Modificarea reprezintă mijlocul prin care se realizează cele mai importante salturi în valorile

proprietăţile mecanice ale fontelor turnate. Fără compactizarea grafitului nu este posibilă trecerea

din domeniul fragil în domeniul ductil al comportării la rupere a fontelor, iar forma nodulară

(cvasisferică) a grafitului a permis fontelor să concureze oţelurile turnate în multe domenii de

aplicaţie (arbori cotiţi, axe cu came, roţi dinţate etc.).

Procesul de modificare poate fi simplu (modificarea grafitizantă, în cazul fontelor cu grafit

lamelar sau dublu (modificare compactizantă urmată de o modificare grafitizantă numită şi

inoculare) în cazul fontelor cu forme compacte de grafit (Fgn, Fgv, Fgc). Cele două tipuri de

modificare pot fi realizate fie în faza premergătoare turnării (utilaje de modificare, oale de turnare)

fie în timpul turnării (în forma de turnare).

Foarte important este răspunsul fontei la procesul de modificare care depinde într-o măsură

foarte mare nu numai de calitatea procesului de modificare în sine ci şi de istoria şarjei până în

momentul modificării.

Viteza de răcire a fontei în piese turnate este un factor care poate să ajute procesul de

prelucrare a fontei, anterior turnării, sau, din contră, poate să-l defavorizeze. O viteză mare de răcire

(pereţi subţiri) nesusţinută de o pregătire corespunzătoare a fontei lichide (elaborare – modificare)

duce la solidificare cel puţin parţială în sistemul metastabil, deci cu formare de cementită. O răcire

foarte lentă a piesei poate avea consecinţe negative asupra efectului modificator. De aceea este

necesară o corelaţie riguroasă între potenţialul de modificare al fontei şi condiţiile de răcire în

formă.

1.7.1.2. MATERII PRIME UTILIZATE LA ELABORARE

A. Materiale specifice elaborării fontelor

La elaborarea fontelor destinate turnării în piese se folosesc câteva grupe de materiale cu un

grad ridicat de diversificare în funcţie de provenienţă, compoziţie chimică de bază, grad de aliere,

conţinut de elemente reziduale şi destinaţie, astfel:

- fonte brute care în funcţie de provenienţă pot fi:

- fonte de furnal.

- fonte sintetice elaborate în cuptoare electrice cu arc (CEA) sau cu inducţie (CEI).

- fonte brute de ilmenit rezultate din procesul de fabricaţie al Ti prin reducerea minereului

de ilmenit (FeO.TiO2).

- deşeuri de fontă (fontă veche) provenite din colectarea pieselor turnate din fontă scoase din

uz sau din prelucrarea pieselor din fontă (şpan).

- deşeuri de oţel (fier vechi) provenite din colectare (inclusiv şpan).

- deşeuri proprii (recirculate), provenite din producţia proprie (reţele, maselote, rebuturi etc.).

- feroaliaje (FeSi, FeMn, FeCr...).

- materiale ajutătoare: SiC, CaC2 etc.

- prealiaje (aliaje speciale) utilizate pentru tratarea fontei lichide înainte de modificare

(precondiţionare).

- materiale carbonice (cocs de turnătorie pentru cubilou, materiale de carburare).

- fluxuri (fondanţi): calcar, fluorină, var.

- materiale desulfurante: CaC2, CaO, Na2CO3 etc.

- materiale diverse: minereu de fier, magnezită, zguri bazice etc.

Caracteristicile principale ale materialelor metalice de bază sunt prezentate în tabelul 1.206.

Conform SR EN 10 001/1993, sunt considerate fonte brute aliajele fierului cu carbonul în care

C > 2,0% iar conţinuturile de elemente de aliere satisfac condiţiile: Mn ≤ 30,0%; Si ≤ 8,0%;

P ≤ 3,0%; Cr ≤ 10%; alte elemente de aliere, în total ≤ 10,0%. La conţinuturi mai mari decât cele

indicate, sunt considerate feroaliaje.

7

Tabelul 1.206

Caracteristicile principale ale materialelor metalice utilizate la elaborarea fontelor turnate Materialul Caracteristici principale Efecte asupra fontei elaborate

(0) (1) (2)

a) Fonte brute de furnal

(SREN 10 001/1993)

a1) Fonte de turnătorie

de uz general nealiate:

Pig – P1 Si...Pig – P17Si

Compoziţie chimică:

C = 3,3 – 4,5%; Si = 1,0 – 4,0%;

Mn = 0,4 – 1,5%; S ≤ 0,06%.

După %P se împart în 5 clase:

≤ 0,012% P (Pig – P1Si)

(1,4 – 2)% P )Pig – P17Si)

Structură grafitică:

- G > 15%

- LG > 500μm

- Prezenţă “Kish-graphite” (conglomerat Gl

+ Zg + fontă)

Conţinut ridicat de incluziuni nemetalice.

Conţinut ridicat de gaze.

Temperatură de topire scăzută.

Aport ridicat de C, Si, S şi P în funcţie

de clasă.

Efect de ereditate ridicat.

Impune supraîncălzire ridicată pentru

limitarea efectului de ereditate (dizolvare

grafit, eliminare incluziuni).

Măreşte potenţialul de grafitizare.

Consum redus de energie la topire.

a2) fonte de tunătorie

nealiate cu destinaţie

specială:

a2.1) Pig – Nod Compoziţia chimică.

C = 3,5 – 4,6%; Si < 3%;Mn < 0,1%;

P ≤ 0,08%; S ≤ 0,03%.

Structură grafitică.

Conţinut relativ redus de gaze şi

incluziuni.

Conţinut redus de elemente

antinodulizante şi carburigene, dar

neprecizat.

Conţinutul altor elemente de aliere poate

ajunge la 0,5% pentru fiecare element.

Aport ridicat de C şi redus de Mn, S şi

P;

Destinată obţinerii Fgn feritice

a2.2) Pig – Nod Mn Compoziţia chimică:

C = 3,5 – 4,6%; Si < 4,0%;Mn = 0,1 – 0,4%;

P ≤ 0,08%; S ≤ 0,03%.

Alte caracteristici – idem Pig – Nod

Aport ridicat de C şi Si, limitat de Mn

şi redus de P şi S.

Destinată obţinerii Fgn ferito-perlitice

în funcţie de %Mn.

Limita superioară de 0,5% pentru

elementele de aliere poate afecta calitatea

Fgn.

a2.3) Fonte cu

conţinut redus de C

(Pig – LC)

C = (2...3,5%]; Si ≤ 3,0%; Mn = (0,4...1,5];

P ≤ 0,30; S = 0,06.

Structură de fontă albă, pestriţă sau cenuşie

în funcţie de compoziţie.

Aport scăzut de carbon şi ridicat de

Mn, P şi S.

Destinaţie: - elaborare fonte maleabile;

- în combinaţie cu fontele brute de uz

general, pentru reducerea fenomenului de

ereditate la elaborarea fontelor cenuşii.

a2.4) Alte fonte aliate Nu sunt specificate în stadard –

b) Fonte de afinare

b1) Fosfor scăzut Pig-P2 Compoziţia chimică, %:

C = 3,3...4,8%; Si ≤ 1,0; Mn = 0,4...0,6%;

P ≤ 0,25; S ≤ 0,06.

Structură de fontă albă sau pestriţă.

Conţinut scăzut de grafit.

Aport ridicat în C, P şi S şi redus de

Si.

Aport foarte redus în germeni de

grafitizare ceea ce determină o tendinţă

ridicată de albire.

Favorizează apariţia grafitului

interdendritic.

Destinaţia principală – afinare oţel.

Se utilizează în proporţii limitate în

combinaţie cu fontele brute din categoria

a1 pentru reducerea fenomenului de

ereditate al acestora.

8

(0) (1) (2)

b2) Fosfor ridicat Pig –

P20 Compoziţie chimică, %:

C = 3,0...4,5; Si ≤ 1,0; Mn ≤ 1,5;

P = 1,5...2,5: S ≤ 0,08

Caracteristici structurale - similare Pig-P2

Aport ridicat de C, P, S şi Mn.

Alte efecte – idem Pig-P2.

Destinaţie: afinare oţeluri.

În combinaţie cu fonte brute din

categoria a1 se utilizează pentru

elaborarea fontelor cu fosfor ridicat.

c) Fonte brute aliate

c1) Fonte oglindă (Pig –

Mn) Compoziţie chimică, %: C = 4,0...6,5;

Si = max. 1,5; Mn = 6...30; P ≤ 0,30;

Smax = 0,05.

Structură: fontă albă.

Aport foarte ridicat de Mn şi C;

Se utilizează pentru alierea cu Mn şi C

în condiţiile unor pierderi mai reduse prin

ardere faţă de alierea cu FeMn.

c2) Alte fonte aliate (Pig

– SPA).

Compoziţie chimică conform condiţiilor

impuse prin definiţia fontelor brute (v.

limitele în text).

Aport în elemente de aliere conform

mărcii.

Destinate elaborării fontelor aliate.

d) Fonte brute de înaltă

puritate (FIP)

d1) Fontă de furnal

specială

Compoziţie chimică, în %: C = 4,0 – 4,5;

Si = 0,5 -1,5; Mn = 0,1 -0,3; P < 0,08;

S = 0,01 – 0,03; Cr < 0,05; Cu < 0,05;

Ni < 0,05.

Conţinut redus de incluziuni şi gaze.

Conţinut redus de elemente antinodulizante

şi carburigene.

Aport ridicat de C şi redus de Mn, P şi

S.

Creşterea potenţialului de germinare al

grafitului

Scăderea tendinţei de formare a

carburilor.

Eficienţă ridicată a modificării

compactizante.

d2) Fontă sintetică

(elaborată în cuptoare

electrice din deşeuri de

oţel)

Compoziţie chimică, în %: C = 3,4 – 4,0;

Si = 0,5 – 2,0; Mn = 0,05 – 0,4; P < 0,04;

S < 0,03; Cr = 0,03 – 0,15; Cu = 0,03 – 0,10;

Ni = 0,03 – 0,10.

Structură de fontă cenuşie sau pestriţă.

Conţinut redus de gaze şi incluziuni.

Conţinut relativ variabil de elemente

reziduale, în funcţie de calitatea deşeurilor

utilizate la elaborare.

Aport ridicat de C şi relativ redus de

Mn, P şi S.

Aport semnificativ de elemente

carburigene şi antinodulizante, în funcţie

de calitatea deşeurilor de oţel folosite în

încărcătură.

Potenţial redus de grafitizare.

Control dificil asupra elementelor

reziduale cu efect antinodulizant.

Răspuns imprevizibil la procesele de

modificare compactizantă şi grafitizantă.

d3) Fonte de înaltă

puritate de ilmenit Produs secundar la fabricaţia Ti din ilmenit

prin reducere în cuptoare electrice.

Compoziţie chimică, în %: C = 4,0 – 4,5;

Si = max.0,4 şi 0,75 – 1,25: Mn = < 0,05 şi

0,005 – 0,025; P < 0,04 şi 0,013 – 0,028;

S < 0,015 şi 0,005 – 0,006; Cr < 0,010;

Cu < 0,01; Ni < 0,01.

Structură grafitică datorită conţinutului

foarte redus de Mn.

Conţinut foarte redus de elemente reziduale

antinodulizante sau carburigene (0,025% Ti;

< 0,01% Al, Cr, V, Cu, Mo...).

Conţinut foarte redus de gaze şi incluziuni.

Aport ridicat în C şi foarte scăzut în

Mn, Si, P şi S.

Aport foarte redus în elemente

reziduale.

Diluarea compoziţiei chimice a

topiturii în elemente nedorite în Fgn.

Îmbunătăţirea calităţii metalurgice a

topiturii din punct de vedere al

răspunsului la procesele de modificare.

Reduce necesitatea adaosurilor de PR

pentru neutralizarea elementelor nocive.

Scade semnificativ consumul de

modificatori.

Face posibilă obţinerea Fgn feritice cu

alungiri de peste 20%, direct din turnare.

Scad rebuturile datorate defectelor de

contracţie.

9

(0) (1) (2)

e) Deşeuri de fontă

(fontă veche) Compoziţie chimică extrem de variată, în

funcţie de provenienţa pieselor colectate.

Nu se poate efectua un control asupra

elementelor reziduale decât după topire.

Conţinut ridicat de S şi P.

Structură diversă în funcţie de provenienţă.

Conţinut ridicat de impurităţi.

Aport de elemente reziduale

imprevizibil.

Aport în sulf şi fosfor ridicate.

Răspuns imprevizibil la procesul de

modificare.

Consum mare de modificator.

Necesitatea unor modificatori pe bază

de PR şi cu putere mare de inoculare.

f) Deşeuri de oţel

f1) calitate scăzută Compoziţie chimică diversă.

Conţinut variat de metale şi aliaje

neferoase.

Conţinut ridicat de impurităţi oxidice.

Temperatură ridicată de topire.

Aport foarte redus de C şi Si.

Aport redus de P şi relativ redus de

sulf;

Aport ridicat de elemente reziduale cu

efect nociv asupra grafitului şi masei

metalice.

Reduce potenţialul de grafitizare al

fontei impunând un consum mai mare de

inoculant;

Finisează grafitul;

Creşte riscul de defecte de contracţie;

Creşterea proporţiei de deşeuri de oţel

în încărcătură duce la creşterea

rezistenţei la tracţiune a Fgl.

f2) calitate ridicată

(selectate) Compoziţie chimică controlată, în %:

Mn < 0,3; Cr < 0,01; Cu < 0,1; Ni < 0,1;

Sn < 0,02.

Conţinut redus de oxizi

Nu conţine metale sau aliaje neferoase.

Temperatură de topire ridicată.

Susceptibil la impurificare prin vopsire sau

depuneri galvanice.

Aport foarte redus de C şi Mn şi redus

de P şi S.

Aport foarte redus de elemente nocive

pentru fontă fără însă a elimina riscul

unor contaminări.

Reduce potenţialul de grafitizare al

fontei.

Nu afectează esenţial răspunsul fontei

la modificarea compactizantă dar impune

un consum mai mare de inoculant.

Efect favorabil asupra proprietăţilor

mecanice ale Fgl.

g) Deşeuri proprii

(recirculate) Compoziţie chimică – în domeniul fontei

turnate dacă nu există alte surse de

impurificare.

Grad de puritate ridicat

Conţinut ridicat de Si.

Temperatură de topire scăzută.

Aport relativ ridicat de C şi foarte

ridicat de Si.

Aport scăzut de S, P şi elemente

reziduale nocive.

Răspuns favorabil la procesele de

modificare compactizantă şi inoculantă.

Datorită aportului ridicat în Si,

creşterea ponderii recirculatelor în

încărcătură impune folosirea tehnicii de

modificare cu Mg metalic.

Scade costul de fabricaţie.

B. Alegerea materialelor metalice şi alcătuirea încărcăturii cuptorului

La alcătuirea încărcăturii metalice în vederea elaborării unei şarje de fontă se au în vedere

următoarele criterii mai importante:

- tipul şi marca fontei turnate;

- compoziţia chimică a fontei elaborate;

- tipul agregatului de elaborare;

- natura şi calitatea materialelor de şarjare disponibile şi cheltuielile legate de pregătirea

încărcăturii.

- posibilitatea de analize tehnice (gradul de dotare al laboratorului ) existente;

- indicele de scoatere a metalului la topire;

10

- posibilitatea de prelucrare a fontei lichide în afara agregatului de elaborare;

- tehnicile de modificare existente;

- preţul de achiziţie al materialelor.

Tipul şi marca fontei turnate au o importanţă care în anumite condiţii poate fi decisivă în

alegerea materialelor de şarjare şi alcătuirea componenţei încărcăturii. Fontele de înaltă performanţă

impun utilizarea unor materiale de calitate, cu compoziţie riguros controlată, conţinut cât mai redus

de elemente nocive şi fără impurităţi (fonte de înaltă puritate, deşeuri de oţel selectate, recirculate

cu istorie cunoscută etc.). Reţeta de încărcare este dictată de compoziţia chimică a fontei elaborate,

de compoziţiile materialelor de încărcare şi de efectul acestora asupra calităţii metalurgice a

topiturii (potenţial de germinare al grafitului, riscul formării carburilor, tendinţa de segregaţie,

fluiditatea fontei etc.) şi în final asupra proprietăţilor mecanice ale fontei. Fontele cu grafit lamelar

cu rezistenţă mecanică ridicată impun utilizarea în încărcătură a deşeurilor de oţel care limitează

efectul de grafitizare exagerat al fontelor brute şi favorizează o structură fină a grafitului. O pondere

prea ridicată a deşeurilor de oţel duce la un răspuns mai slab al fontei la inoculare, apariţia grafitului

de subrăcire şi a carburilor. În fig. 1.465 este prezentată dependenţa dintre marca fontei turnate şi

ponderea fierului vechi şi conţinutul mediu de carbon în încărcătură.

Fig. 1.465. Ponderea fierului vechi (a) şi conţinutul mediu de carbon (b) în încărcătura

cubiloului necesare pentru obţinerea diferitelor mărci de fontă cenuşie.

La elaborarea fontelor cu grafit nodular s-a ajuns la o stabilizare a tehnologiilor de elaborare

care au ca element comun renunţarea la utilizarea deşeurilor de fontă veche în încărcătură şi

utilizarea la maxim posibil a deşeurilor proprii (recirculatele). O reţetă de încărcare generală pentru

obţinerea Fgn poate conţine:

- deşeuri proprii (recirculate) selectate şi fără resturi de la dezbatere (R).

- deşeuri de oţel speciale de înaltă calitate (selectat după compoziţia chimică) (DOS).

- deşeuri de oţel uzuale (DOU).

- fontă brută de furnal cu raportul Mn/P scăzut (FBF).

- fontă sintetică cu puritate ridicată (FSP).

- fontă de înaltă puritate, de ilmenit (FIP).

În mod curent, se practică următoarele formule de alcătuire a încărcăturii: R + DOS; R + DOS

+ DOU; R + DOU; R + FBF; R + FBF+ DOU/DOS; R + DOU + FIP; R + FIP.

Proporţia de FIP necesară în încărcătură scade cu creşterea proporţiei de recirculate şi cu

scăderea alungirii (creşterea rezistenţei la rupere) Fgn (fig.1.466). În relaţia cu deşeurile de oţel,

ponderea FIP depinde de calitatea acestora, la un deşeu de oţel uzual fiind necesară o cantitate mai

mare de FIP în încărcătură. Creşterea proporţiei de deşeuri de oţel implică, pe de altă parte,

utilizarea unor materiale de carburare de calitate care măresc cheltuielile de elaborare.

11

Fig.1.466. Ponderea fontei de înaltă calitate (FIP) în încărcătură, în funcţie de alungirea

Fgn (a) şi participaţia recirculatelor în încărcătură (b)

Obţinerea compoziţiei chimice este unul din obiectivele principale în procesul de elaborare al

fontei, deşi prin aceasta nu se poate garanta în întregime atingerea performanţelor cerute de marca

fontei. Pentru obţinerea compoziţiei chimice este importantă alcătuirea unei reţete de încărcare

optime care să implice cheltuieli reduse atât din punct de vedere al participării materialelor în

încărcătură cât şi al cheltuielilor ulterioare legate de corectarea compoziţiei topiturii în cuptor şi

eventual de prelucrare în afara cuptorului. O încărcătură ieftină nu conduce neapărat la un cost

redus al elaborării deoarce poate implica numeroase operaţii suplimentare ulterioare topirii

(carburare, aliere, desulfurare, defosforare etc.) precum şi cheltuieli mai mari legate de procesul de

modificare (modificatori complecşi, consum ridicat etc.). În plus trebuie avute în vedere şi

cheltuielile cu întreţinerea agregatelor, consum de energie, manoperă etc.

Alegerea agregatului de elaborare constituie un criteriu important la alcătuirea încărcăturii

metalice, de perfomanţele acestuia depinzând nu mai reuşita topirii încărcăturii dar şi obţinerea unei

topiri eficiente (productivitate, consum de energie, scoatere de metal, etc.) în condiţiile asigurării

parametrilor impuşi fontei elaborate (compoziţie chimică, regim termic, grad de omogenitate).

Datorită gradului ridicat de perfecţionare pe care l-au atins agregatele utilizate la elaborarea fontei

se poate considera că este posibilă obţinerea majorităţii categoriilor de fonte în fiecare din cele patru

tipuri de cuptoare specificate mai sus. Astfel, în cubilou se pot obţine fonte cu grafit lamelar,

vermicular şi nodular, precum şi fonte albe şi fonte aliate în condiţiile limită determinate de tipul şi

gradul de aliere al fontei, cerinţele impuse asupra structurii şi proprietăţilor mecanice etc. În

cuptoarele cu inducţie se poate realiza practic tot spectrul mărcilor de fontă cunoscute, limitări mai

serioase existând la realizarea conţinuturilor foarte mici de fosfor care deşi posibilă, este foarte

costisitoare. Cuptoarele electrice cu arc permit obţinerea fontelor de calitate pornind de la o

încărcătură slabă (S, P, ozixi) dar cu cheltuieli ridicate şi un control mai redus asupra omogenităţii

compoziţiei şi regimului termic ale topiturii.

Cuptoarele rotative cu flacără au făcut un salt important în eficientizarea topirii prin

perfecţionarea arzătorului în sensul creşterii puterii termice ca urmare a utilizării oxigenului tehnic

la arderea combustibilului. Posibilităţile de control asupra topiturii sunt mai reduse dar, prin

utilizarea unei reţete de încărcare bine determinate se pot obţine fonte de calitate, inclusiv Fgn.

Sistemele duplex (triplex) de elaborare constituie o nouă sursă de a eficientiza procesul de

elaborare prin îmbinarea avantajelor unui agregat cu altul.

Natura şi calitatea materialelor de şarjare disponibile este un alt criteriu de care trebuie

ţinut cont la alcătuirea încărcăturii. Aceasta trebuie corelată cu tipul agregatului de elaborare şi

12

compoziţia fontei elaborate. În funcţie de tipul agregatului o încărcătură metalică de şarjare poate să

varieze de la 100% deşeuri de oţel până la 100% componente de fontă. Reţeta de încărcare trebuie

să fie acordată la condiţiile impuse de compoziţia chimică şi posibilităţile pe care le oferă agregatul

de topire.

Cheltuielile legate de pregătirea încărcăturii pot cântări masiv în luarea unei decizii la

alcătuirea încărcăturii. Materialele sub formă de blocuri masive impun cheltuieli mari cu tăierea iar

cele fragmentate (şpan, aşchii) impun brichetare în vederea reducerii pierderilor prin ardere şi

creşterii indicelui de scoatere. Cuptorul electric cu arc se pretează la topirea materialelor cu

dimensiuni mari iar şpanul brichetat se poate topi, în anumite limite în cubilou şi în CEI. Un

randament optim al CEI este însă legat de compactitatea ridicată a încărcăturii şi de un nivel redus

de oxidare ceea ce limitează utilizarea şpanului de oţel chiar în brichete dacă nu a fost pregătit

suplimentar (decapare, degresare). În plus, o încărcătură cu un grad redus de compactitate implică

un indice de scoatere redus şi încărcări repetate ale cuptorului pentru a obţine cantitatea de fontă

necesară. Cuptoarele rotative cu flacără utilizează de regulă încărcături din componente de fontă

(fontă brută, recirculate, deşeuri de fontă).

Posibilităţile de analize tehnice pot constitui un factor important în utilizarea eficientă a

materialelor de şarjare. Existenţa unui laborator bine dotat permite o selecţie bună a materialelor şi

o eficientizare a elaborării.

Tehnica de modificare poate influenţa alcătuirea încărcăturii metalice atât prin natura

modificatorului compactizant cât şi la stabilirea inoculantului şi a tehnicii de inoculare. Astfel, o

încărcătură slabă (ruginită, conţinut ridicat de S) impune utilizarea tehnicilor de modificare cu Mg

metalic şi alegerea unor inoculanţi puternici care să compenseze lipsa germenilor de grafitizare

datorată rafinării puternice cu Mg. Prezenţa elementelor nocive, antimodificatoare şi sau

carburigene implică utilizarea unor modificatori pe bază de PR.

Preţurile de achiziţie ale materialelor constituie un criteriu care creează de la început reţineri

din partea tehnologilor în alcătuirea încărcăturii, din teama de a nu mări costul fontei elaborate.

După cum rezultă însă din comentariul de mai sus o încărcătură de calitate (mai scumpă) poate

conduce la un cost mai redus al fontei turnate în comparaţie cu o încărcătură de slabă calitate dacă

se ţine cont de toate implicaţiile pe care le presupune în procesul de elaborare o asemenea opţiune.

1.7.1.3. ELABORAREA FONTEI ÎN CUBILOU

1.7.1.3.1. Particularităţile procesului de topire în cubilou

Deşi are o vechime de cca.300 de ani, cubiloul rămâne cel mai important agregat de producere

a fontei în turnătorii cel puţin din punct de vedere al capacităţii de topire care variază de la

cca.0,5t/h (cubilou de laborator cu diametrul interior de Φ 300mm) până la cca. 100 t/h (cubilouri

tip furnal cu diametrul interior de peste 3m). Aparţia cuptoarelor electrice, în special cele cu

inducţie, a reuşit să reducă interesul pentru cubilou datorită calităţii superioare a fontei elaborate în

aceste cuptoare, în condiţiile unui grad mult mai redus de poluare. Totuşi, în turnătoriile mari şi

foarte mari în care se toarnă în special fonte cenuşii dar şi fonte cu forme compacte de grafit

(turnătoriile de lingotiere şi poduri de turnare, tuburi pentru canalizare etc.) cubilourile sunt de

neînlocuit ele devenind adevărate devoratoare de deşeuri metalice datorită puterii foarte mari de

topire. Mai mult, cubiloul a devenit dintr-un agregat poluant un agregat depoluant prin posibilitatea

de a topi o gamă practic nelimitată de deşeuri metalice şi de a recupera o parte din metalele volatile

(Zn, Cd) care ies la coş odată cu gazele arse. Principalele avantaje ale topiturii în cubilou sunt:

- capacitate mare de topire (productivitate ridicată) în condiţiile unui randament mare de

topire;

- posibilitatea alimentării continui cu fontă lichidă a fluxului de turnare;

- posibilitatea unei carburări eficiente fără a utiliza materiale de carburare costisitoare;

- posibilitatea recirculării unei game foarte largi de deşeuri metalice în condiţiile recuperării

unor metale volatile.

13

- fonta de cubilou are un potenţial ridicat de germinare al grafitului ceea ce o face pretabilă la

turnarea pieselor cu pereţi subţiri.

Dezavantajele principale ale topiturii în cubilou constau în:

- nivel ridicat al sulfului în fontă (în funcţie de calitatea cocsului şi condiţiile de elaborare

sulful poate varia în limitele S = 0,07 – 0,17).

- randamentul scăzut la supraîncălzire (totuşi, se obţin temperaturi ale fontei lichide de până

la 1550oC).

- grad de poluare ridicat, ceea ce implică utilizarea unor instalaţii eficiente de depoluare.

Dacă se are în vedere însă posibilitatea reciclării eficiente a deşeurilor metalice, a valorificării

pulberilor din turnătorie (praf de cocs, deşeuri pulverulente de la concasarea feroaliajelor etc.) şi

recuperării Zn din gazele arse, calificativul de agregat poluant poate fi schimbat.

În prezent există o gamă foarte variată de tipuri contructive de cubilouri care face dificilă o

clasificare a lor după nişte criterii exhaustive şi în acelaşi timp elocvente. O clasificare sumară ar

putea lua în considerare următoarele tipuri de cubilouri: cubilouri cu zgură acidă sau bazică, fiecare

dintre acestea putând fi cu căptuşeală sau fără căptuşeală refractară, răcite cu apă sau fără răcire, cu

cocs, cu cocs şi gaz natural/produse petroliere lichide, cu cocs şi plasmă sau fără cocs (cu gaze

naturale/produse petroliere lichide), cu aer rece sau aer preîncălzit, cu aer normal sau aer îmbogăţit

în oxigen, cu distribuţie normală a aerului de combustie pe 1, 2 sau 3 rânduri de guri de aer (cu un

raport de distribuţie de 80 : 20 sau 80 : 10 : 10) sau cu aer redistribuit (două rânduri de guri de aer

distanţate, cu raportul de distribuţie a aerului de 70 : 30 până la 50 : 50), cu cuvă cilindrică,

tronconică sau cilindro – tronconică etc.

Aspectul tipic şi părţile componente principale ale cubiloului sunt prezentate în fig.1.467, a iar

în fig.1.467,b este prezentat cubiloul experimental construit în laboratorul PME, Fac.SIM, UPB

(diametru interior 300mm, aer rece redistribuit pe 2 rânduri de guri de aer, productivitate – 0,5 t/h).

Principiul general de funcţionare al cubiloului constă în topirea continuă a încărcăturii

metalice care coboară în contracurent cu gazele arse care realizează mai întâi încălzirea încărcăturii

în zona superioară (zona de încălzire), topirea în zona de topirea situată la partea superioară a

patului de cost şi apei, supraîncălzirea topiturii, sub formă de picături, în zona inferioară a patului

de cocs (fig.1.468).

Fig.1.467 Aspectul tipic şi părţile componente ale unui cubilou cilindric (a) şi cubiloul

experimental de laborator al Catedrei PME, fac.SIM, UPB (b)

14

Fig.1.468. Zonele de încălzire, topire şi supraîncălzire a fontei în cubilou: Tm – temperatura încărcăturii metalice; Tg – temperatura gazelor (Tgo – la începutul topirii); Tgk – temperatura

gazelor arse la gura de încărcare; Ttop – temperatura medie de topire a încărcăturii; Tl – temperatura gazelor la

partea inferioară a zonei de topire; TS – temperatura maximă de supraîncălzire a fontei lichide;

Tev – temperatura fontei la evacuarea din cubilou; Hi, Htop, HS – înălţimile zonelor de încălzire, topire respectiv,

supraîncălzire;Hî – înălţimea zonei de încărcare (Hî = HI) HSmax, HSmin, HSmed – înălţimile superioară; inferioară

şi medie ale patului de cocs de la nivelul rândului de bază de guri de aer; Hn – înălţimea utilă a cubiloului; Za –

zona de ardere (Zr = zona de reducere); v, ga, gi – poziţiile vetrei, gurilor de aer din rândul de bază respectiv,

gurii de încărcare.

Încărcătura metalică este dispusă în porţii care alternează cu porţiile de cocs şi fondant, în

cazul cubilourilor cu cocs şi în vrac, în cazul cubilourilor fără cocs. În cubilourile cu cocs căldura

este produsă, în principal, prin arderea cocsului din stratul (patul) de cocs, aşezat pe vatra cubiloului

cu aer (rece/cald normal sau îmbogăţit în oxigen) insuflat prin gurile de aer dispuse, de regulă, pe

două rânduri.

La cubilourile fără cocs combustibilul gazos sau/şi lichid este ars în focare plasate pe partea

exterioară a cuvei, în cubilou pătrunzând gaze arse la temperatură ridicată, într-un plan orizontal

situat sub grătarul care sprijină stratul din bile ceramice şi încărcătura metalică. La cubilourile cu

plasmă sursa principală de căldură este fluidul plasmatic cu temperaturi de 900 – 1300oC care

pătrunde în cubilou prin gurile de aer. A doua sursă, cu pondere mai redusă este cocsul din patul de

cocs (consum 2 – 5%). Patul de cocs este zona în care se desfăşoară practic toate procesele

metalurgice din cubilou, inclusiv generarea căldurii şi schimbul de căldură în timpul topirii şi

supraîncălzirii fontei, în sistemul cocs – gaze arse – metal solid/lichid.

Căldura totală (Qt) generată în cubilou provine din diverse surse, astfel:

Qt = Qk + Qcs + Qrex + Qaer (1.492)

în care: Qk – este căldura efectivă rezultată din arderea cocsului.

Qcs – căldura produsă prin arderea unor combustibili suplimentari.

Qrex – căldura rezultată din reacţiile exoterme, altele decât cele de ardere a combustibililor.

Qaer – căldura adusă de aerul de combustie.

Schimbul de căldură în cubilou depinde de o serie de factori care caracterizează cele două

medii aflate în mişcare în contracurent:

15

- gazele arse, prin: viteza, vg, densitatea, ρg, coeficientul de conductibilitate termică, λg,

căldura specifică, Cpg, viscozitatea cinematică, υg, coeficientul de difuzivitate termică, αg,

temperatura, Tg şi volumul de gaze, Vg.

- încărcătura metalică, prin: masa şi dimensiunea bucăţilor metalice (Gm, dm),

conductibilitatea termică a metalului, λm, viteza de coborâre în cubilou, vm şi masa porţiei de

încărcătură, Gp.

Fluxul de căldură de la gazele arse către încărcătura metalică, qc, depinde de factorii de mai

sus, astfel:

pmmmg

mgggg

cG,v,d,G,v

λ,T,λ,V,ρfq (1.493)

În condiţiile în care unii parametrii nu variază semnificativ, rezultă că schimbul de căldură

este determinat în principal de temperatura, volumul şi viteza gazelor arse, pe de o parte şi de

caracteristicile încărcăturii metalice (Gm, dm, Gp) şi viteza de coborâre a acesteia, pe de altă parte.

Principalele reacţii care se desfăşoară în patul de cocs sunt următoarele:

a) Reacţii de oxidare / reducere în sistemul C – O2 – CO2 (fig. 1.469)

C + O2 = CO2 + 33 561 kj/kg·C (1.494)

C + ½O2 = CO + 10 019 kj/kg·C (1.495)

CO + ½O2 = CO2 + 12 600 kj/Nm3CO (1.496)

H2 + ½O2 = H2O + 123 300 kj/kg H (1.497)

CO2 + C = 2CO – 14 400 kj/kg C (1.498)

C + H2O = CO + H2 – 11 290 kj/kg C (1.499)

Reacţia generală a arderii carbonului în patul de cocs este:

2v

v2v22v N

2

η13,8COη1COη3,8NO

2

η1C

(1.500)

în care ηv reprezintă coeficientul de ardere, dat de reacţia:

%CO%CO

%COη

2

2v

(1.501)

Arderea cocsului în strat produce o divizare a acestuia pe înălţime, în două zone (zona de

ardere şi zona de reducere a căror întindere depinde de caracteristicile fizico-chimice ale cocsului

Fig.1.469. Schema combustiei cocsului în cubilou (a) şi diagrama de echilibru

a reacţiei CO2 + C ↔ 2CO în funcţie de temperatură (b).

16

(dimensiuni, compoziţie chimică, reactivitate), şi parametrii aerului de combustie (debit,

temperatură, compoziţie). Delimitarea celor două zone este dată de planul în care conţinutul de

oxigen remanent din gazele arse, O2 rem < 1%. Înălţimea zonei de ardere, hza, se poate estima din

relaţia:

l

K

KK

zav

dω

ρC11,7

Ωh

, m (1.502)

în care: Ω este concentraţia oxigenului în aer, în m3 O2/m

3 aer.

CK – conţinutul de carbon din cocs, în kg C / kg cocs.

ρK – densitatea cocsului în strat, kg/m3.

ω – debitul specific de aer, în Nm3/m

2·min.

dK – granulaţia cocsului, în m.

vl – viteza liniară de ardere a cocsului, în m/min.

Viteza liniară de ardere a cocsului este descrisă de relaţiile:

m/min,TΩωmv

m/min,TΩωmv

1,71

g

1,890,85

2l

0,28

a

1,890,85

1l

în care: ω este viteza gazului, în m/s.

Ω – concentraţia oxigenului în aer, în m3O2/m

3aer.

Ta, Tg – temperatura aerului, respectiv, a gazelor în zona de ardere, în K.

Pentru cocsul de turnătorie, m1 = (0,85...0,95) · 10-3

iar m2 = (0,95...1,05) · 10-8

.

Exemplu, pentru un cubilou care funcţionează cu aer îmbogăţit în oxigen la o concentraţie de

25% O2, la o viteză a gazului, ω = 7,25 m/s şi temperatura aerului Ta = 300K, se obţine o viteză

liniară de ardere a cocsului, vl = 1,74 · 10-3

m/min.

În condiţiile folosirii aerului normal relaţia de calcul a înîlţimii zonei de ardere (hza) devine:

l

Kza

v70026

dωh

, m (1.505)

Din datele practice, în acest caz, rezultă o relaţie de forma:

hza = (3...5) · dK, m (1.506)

Creşterea zonei de ardere în dauna celei de reducere este determinată de extinderea arderii sub

influenţa unei reactivităţi scăzute a cocsului (conţinut ridicat de cenuşă), granulaţiei mari a cocsului

(suprafaţă specifică mică), debitului mare de aer, concentraţiei reduse a oxigenului în aer etc. O

zonă extinsă de ardere are efecte pozitive din punct de vedere al randamentului de ardere a cocsului

dar are efecte negative datorită creşterii pierderilor prin oxidare ale metalului şi micşorării

productivităţii cubiloului (scade viteza de coborâre a încărcăturii în cubilou).

Arderea cocsului în condiţiile unei zone de ardere concentrate (zonă de reducere mare) este

favorizată de creşterea reactivităţii cocsului, conţinut ridicat de oxigen în aer (aer îmbogăţit în

oxigen) şi temperatură ridicată a aerului. Creşterea zonei de reducere are efect negativ asupra

bilanţului termic (scade puterea utilă) datorită consumului de căldură pe seama reacţiei Bell –

Boudouard dar are şi efecte pozitive prin reducerea pierderilor de metal prin oxidare şi creşterea

productivităţii cubiloului (creşte viteza de consum a cocsului). Acest lucru explică de ce nu se poate

înlocui cocsul de turnătorie (special pentru cubilou) cu o reactivitate de 10...25% cu cocsul de furnal

cu reactivitate de 25...50% sau cu mangal, cu reactivitate mai mare de 50%. Reactivitatea este

(1.503)

(1.504)

17

definită prin capacitatea cocsului (carbonului din cocs) de a reduce componentele oxidante ale

gazelor arse (CO2, H2O) şi se determină din relaţia:

1002COCO

COR

2

, % (1.507)

b) Reacţii de oxidare/reducere care implică metalul

Reacţiile de oxidare încep încă din zona de încălzire şi continuă şi după topire în special în

zona de oxidare conform reacţiilor:

<Fe> + {CO2} = <FeO> + {CO} + 18 640 kj (1.508)

3<Fe> + {SO2} = <FeS> + 2<FeO> (1.509)

[Fe] + ½{O2} = [FeO] + 264 400kj (1.510)

Reacţiile de reducere implică elementele cu afinitate mai mare faţă de oxigen decât Fe, astfel:

(FeO) + Ccocs = [Fe] + {CO} – 153 820kj (1.511)

[FeO] + [C] = [Fe] + {CO} – 153 820kj (1.512)

2[FeO] + [Si] = 2[Fe] + (SiO2) + 342 730kj (1.513)

[FeO] + [Mn] = [Fe] + (MnO) + 120 600kj (1.514)

2(MnO) + [Si] = 2[Mn] + (SiO2) + 100 700kj (1.515)

(MnO) + [C] = [Mn] + {CO} – 274 650kj (1.516)

(SiO2) + 2Ccocs = [Si] + 2{CO} (1.517)

(SiO2) + 2[C]= [Si] + 2{CO} (1.518)

Reacţiile de reducere se desfăşoară în zona de reducere şi în creuzetul cubiloului unde

atmosfera are tot un carcater reducător.

În cubilourile cu zgură acidă, pierderile prin oxidare ale Fe variază în limitele 0,25 – 1,5% în

funcţie de tipul încărcăturii şi caracterul termodinamic determinant al atmosferei gazoase.

Pierderile prin arderea Mn variază în limitele 15...30%, în cubiloul acid şi 5...10%, în cubiloul

bazic, în timp ce Si poate acea o ardere negativă (regenerare) în cubilourile acide cu aer cald şi

pozitivă, la cele cu aer rece (aSi = -20...30%) în timp ce în cubilourile cu zgură bazică arderea este

tot timpul pozitivă şi foarte mare (aSi = 25...50%).

Pentru micşorarea pierderilor prin oxidare, în încărcătura cubiloului se utilizează adaosuri

reducătoare (carbură de siliciu metalurgică în amestec cu CaO, carbură de calciu eutectică etc.)

care pe lângă efectul de reducere a oxizilor de Fe înlocuiesc o parte (2 – 4%) din cocsul de

turnătorie ca urmare a efectului termic al reacţiilor de ardere. În acelaşi timp este favorizată

reţinerea sulfului în zgură ca urmare a reducerii potenţialului de oxigen şi creşterii bazicităţii zgurii

(se obţine o micşorare a conţinutului de sulf cu 0,01 – 0,02%).

c) Carburarea topiturii

Carbonul din încărcătura metalică suferă, pe de o parte, un proces de oxidare în reacţiile cu O2

şi CO2 din gazele arse şi oxizii metalici cu afinitate mai mică faţă de oxigen, iar, pe de altă parte, un

proces de dizolvare (difuzie) în fonta lichidă (carburare). Pe ansamblu, domină efectul de carburare

astfel încât chiar dacă în cubilou se încarcă un oţel, în final se obţine fontă.

Carburarea, fiind un proces de difuzie, este favorizată de creşterea gradientului de concentraţie

(ΔC) dintre carbonul din fonta lichidă şi carbonul din încărcătură (fig. 1.470).

Fig.1.470. Influenţa carbonului încărcăturii

asupra variaţiei acestuia în fonta elaborată:

<C> - carbonul din încărcătură;

[C] – carbonul din fonta lichidă.

18

Gradul de carburare al încărcăturii (ηc) pe seama carbonului din cocs se exprimă prin relaţia:

C

C[C]

C

ΔCηc (1.519)

care poate fi scrisă şi sub forma:

1

C

CK1η eut

cc (1.520)

în care: <C> - carbonul din încărcătura metalică;

[C] – carbonul din fonta lichidă;

Kc = 1 + tgα, este un coeficient care depinde de gradientul ΔC (v.fig.1.470).

Ceut – carbonul eutectic al fontei elaborate.

După cum rezultă din relaţia de mai sus şi din fig.1.470 pot exista următoarele situaţii:

0tgα0ΔC , Kc > 1 iar 0ηc predomină arderea C;

0tgα0ΔC , Kc = 1, iar 0ηc nu există carburare;

0tgα0ΔC , 0 < Kc < 1, iar 0ηc are loc carburare.

Creşterea carbonului în fontă este favorizată, deasemenea, de creşterea temperaturii, creşterea

suprafeţei de contact (scăderea dimensiunilor bucăţilor de cocs) şi creşterea bazicităţii zgurei (zgura

bazică îndepărtează cenuşa de pe bucăţile de cocs şi favorizează difuzia C).

d) Sulfurarea fontei

În cubiloul acid fonta suferă un proces de sulfurare care începe încă din zona de încălzire pe

seama SO2 din gazele arse, conform reacţiei:

{SO2} + 3<Fe> = < FeS> + 2<FeO> (1.521)

Gradul de sulfurare în stare solidă este însă foarte redus, la temperatura de 1000oC având

valori sub 3%. Creşterea importantă a sulfului are loc după topirea fontei, prin difuzia S din cocs în

fontă, conform reacţiei:

[S]S2

1cocs2 ; ΔG = - 31 520 + 5,27·T (1.522)

În cazul unei bazicităţi mai ridicate a zgurei pot avea loc reacţii de desulfurare de tipul:

[FeS] + (CaO) = (CaS) + [FeO] (1.523)

[FeO] + [Me] = (MeO) + [Fe] (1.524)

unde: Me = C, Si, Mn...

Rezultă că trecerea sulfului în zgură este favorizată de o bazicitate ridicată şi un caracter

reducător al mediului. Acest proces este mai puţin evident în cubilourile cu zgură acidă şi elocvent

în cubilourile cu zgură bazică unde se obţin grade ridicate de desulfurare (Szgură = 0,5...2,5%). În

aceste cubilouri se pot obţine fonte cu S < 0,02%.

În cubilourile acide are loc pe ansamblu o creştere importantă a sulfului, conform relaţiei:

100

SKαS0,75[S] K

S , % (1.525)

în care: [S] este sulful final în fonta lichidă, %.

<S> - sulful din încărcătura metalică, %.

αS = 0,45...0,55 – coeficient de trecere a sulfului din cocs în fontă.

K – consumul de cocs al cubiloului, %.

SK – conţintutul de sulf din cocs, %.

De exemplu, la o încărcătură bună, cu <S> = 0,05%, un consum de cocs relativ redus,

K = 12%, şi un cocs bun, cu SK = 0,8%, rezultă: [S] = 0,086% ceea ce înseamnă un grad de

sulfurare al fontei de cca.72%.

Din acest motiv, în cazul unor fonte cu sulf scăzut este necesară o desulfurare care se practică

chiar în faţa cubiloului.

19

Parametrii principali ai procesului de topire în cubilou pot fi exprimaţi prin:

productivitatea cubiloului, debitul de aer şi temperatura teoretică a gazelor arse. Între aceşti

parametrii există următoarele relaţii:

1) Productivitatea cubiloului (P)

Productivitatea cubiloului se poate calcula în două moduri:

- în funcţie de capacitatea teoretică specifică de topire (p) şi diametrul interior util al

cubiloului (D):

4

DπpSpP

2 , t/h (1.526)

în care: S este aria secţiunii transversale utile a cubiloului, m2.

D – diametrul interior util al cubiloului,m.

p – productivitatea specifică a cubiloului, t/m2·h; productivitatea specifică depinde de tipul

cubiloului; orientativ, se pot lua în calcul următoarele valori: p = 5 – 7 t/m2·h la cubiloul cu

aer rece; p = 10...12 t/m2·h la cubiloul cu aer îmbogăţit în oxigen; p = 6...8 t/m

2·h la cubiloul

cu cocs şi gaze naturale; p = 7,5...10,0 t/m2·h la cubiloul cu aer cald, în funcţie de

temperatura aerului.

- în funcţie de consumul de cocs, debitul de aer şi intesitatea gazeificării cocsului:

4

K

0 10CK8.89

X1P

w, kg/min. (1.527)

în care: w este debitul de aer, Nm3/min.

X0 – intesitatea gazeificării cosului.

v

v0

η1

η1X

(1.528)

ηv – coeficientul de ardere a cocsului în cubilou.

K – consumul de cocs, în%.

CK – conţintutul de carbon în cocs, %.

2) Debitul orar de aer (W)

W = 60w · S, Nm3/h (1.529)

unde: weste debitul de aer, Nm3/min.

S – aria secţiunii transversale utile a cubiloului, m2.

w – se calculează cu relaţia productivităţii cubiloului obţinută pe baza necesarului orar de

fontă lichidă (impunându-se o anumită productivitate).

3) Temperatura teoretică a gazelor arse (Tgt), se calculează în funcţie de intensitatea

gazeificării cocsului (X0) cu relaţia:

0

0t

X0.3033,295

X31158000Tg

,

oC (1.530)

1.7.1.3.2. Caracteristicile principale ale cubilourilor existente în turnătoriile de fontă

A. Cubiloul clasic, cu aer rece (fig.1.471) a cunoscut numeroase perfecţionări constructive

pe parcursul evoluţiei sale îndelungate, principiul funcţionării rămânând însă, acelaşi. Din punctele

de vedere constructiv şi funcţional acesta se caracterizează prin:

- căptuşeală acidă;

- aer rece normal;

- 1...3 rânduri de guri de aer la distanţe reduse (350...550 mm);

- raport de distribuţie a aerului, W1 / W2,3 = 80/10/10;

- consum de cocs: 14 – 18%;

- încărcătură metalică costisitoare: % Fonta brută > 25%; % Fier vechi < 20%

- productivitate redusă (P = 5 – 7 t/m2h;

- temperatura fontei scăzută (Tf < 1450oC);

20

- arderi ridicate ale elementelor metalice;

- cantitate de zgură ridicată;

- gaze arse cu grad ridicat de poluare: % CO >; % praf >

B. Cubiloul cu aer redistribuit (fig.1.472) este o variantă optimizată a cubiloului clasic prin

modurile de introducere şi distribuţie a aerului de combustie care permit recuperarea şi utilizarea

unei părţi importante din căldura chimică a gazelor arse.

Fig. 1.472. Cubilou cu aer redistribuit, cu captarea gazelor arse sub nivelul

gurii de încărcare (a) şi deasupra gurii de încărcare (b); notaţii – idem fig.1.471

Fig.1.471. Cubilou clasic cu aer

rece distribuit pe 3 rânduri de g.a: h1 – 2,

h2 – 3 - distanţele dintre rândurile 1 – 2,

respective 2 – 3 de guri de aer (g.a);

w1, w2, w3 – debitele de aer care intră

prin rândurile 1, 2, respective 3 de g.a;

g.î. – gura de încărcare.

21

Potenţialul termochimic al g.a (QCh.g.a) determinat de prezenţa CO este dat de reacţia:

CO + ½O2 = CO2 + 12 600 Kj/Nm3 CO (1.531)

QCh.g.a = 12 600 VCO , Kj/t.fontă (1.532)

La 1 tonă fontă elaborată în cubilou clasic se degajă circa 500 – 700 Nm3 g.a care conţin circa

(10 – 16)% CO, deci, în medie cca 80 Nm3 CO.

Rezultă: QCh.g.a = 12 600 x 80 1,106 Kj/t fontă

Pentru topirea şi supraîncălzirea medie a unei tone de fontă în cubilou, la un randament al

cubiloului de 45%, este necesară o cantitate de energie, Qn = 2,8 x 106 Kj.

Rezultă că, datorită arderii incomplete a C la CO2, prin gazele arse se pierde o cantitate de

caldură echivalentă cu energia necesară topirii unei cantităţi de 0,36t (~ 0,4t fontă).

Prin poziţionarea celui de al doilea rând de guri de aer în zona de reducere a rândului I de guri

de aer se recuperează circa 60% din căldura chimică a gazelor arse rezultând o creştere a

temperaturii gazelor, creşterea temperaturii fontei şi productivităţii.

Caracteristici tehnice:

- căptuşeală acidă;

- aer rece normal sau îmbogăţit cu până la 2% O2;

- 2 rânduri de g.a. la distanţă mare între ele (700...1300 mm);

- raport de distribuţie a aerului, W1/W2 = 70/30...50/50;

- posibilităţi de exploatare: a) K = ct (cubilou normal) b) K <

Tf > Tf = ct

P > P >

- consum de cocs, K = (11...13)%;

- încărcătura metalică: % FeV = (25 – 40)%;

- productivitate: 6 – 8,5 t/m2h;

- temperatura fontei: 1450 – 1550oC;

- zona de ardere extinsă;

- căldura chimică pierdută prin g.a. este < cu peste 60%;

- conţinut de CO în g.a. < 1,5% vol;

- arderi ridicate ale elementelor metalice (datorită extinderii zonei de oxidare);

- consum redus de captuşeală refractară;

- cantitate redusă de zgură (datorită consumului de cocs mai mic);

- volum mai mic de g.a. (datorită reducerii consumului de cocs);

- cheltuieli reduse cu investiţiile;

- captarea g.a. : - sub nivelul g.î. (completare ardere în camera de combustie);

- deasupra g.î (completare ardere în cos)

- conţinut de praf în gazele arse: < 25 mg/m3.

C. Cubiloul cu aer cald (fig.1.473)

Utilizarea aerului cald la cubilou este justificată prin două efecte principale:

- intensificarea arderii cocsului în strat pe seama favorizării procesului de difuzie la

limita frontului de reacţie;

- aportul suplimentar de căldură al aerului insuflat;

a

t

pafiz.aer tCVQ a , Kj/t fontă (1.533)

La un consum de cocs K = 11% şi temperatura aerului, ta = 500oC, rezultă (consumul specific

de aer este de ~ 9 m3/kg cocs):

Qfiz.aer = 663 300 Kj/t fontă (1.534)

La un randament al cubiloului de 45% rezultă că prin aportul de căldură al aerului preîncălzit

se pot produce circa 0,20 – 0,25t fontă.

Caracteristici tehnice:

- căptuşeală: acidă, bazică sau fără captuşeală;

- productivitate: (5...100) t/h

- productivitate specifică: (8 – 10) t/m2·h [mai mică cu (25 – 30)% la cubiloul bazic];

22

- temperatura fontei: Tf = (1500 – 1560)oC;

- 1 – 2 rânduri de g.a (la cubilourile mari 1 rând de g.a care pătrund în patul de cocs);

- temperatura aerului: ta = (300 – 700)oC;

- consum de cocs: K = (8 – 13)% la cubiloul acid; K = (13 – 18)% la cubiloul bazic;

- încărcătura metalică: preponderent deşeuri de oţel (peste 50 – 100% inclusiv deşeuri

acoperite cu Zn;

- completarea arderii CO în coşul cubiloului sau focare separate şi recuperarea căldurii

fizice şi chimice a gazelor arse;

- răcire cu apă în zona de topire;

- arderi reduse ale elementelor din încărcătura metalică;

- sistem de purificare avansată a gazelor arse (conţinutul de praf în g.a <1 – 2 mg/m3 g.a);

- permite elaborarea fontelor cu conţinut redus de sulf care pot fi modificate direct la Fgn;

Fig.1.473 Cubiloul cu aer cald (schema circuitului gazelor şi aerului): 1 – cubilou; 2 – cameră

de ardere; 3 – sistem de captare/filtrare-gaze arse; 4 – traseu aer cald; 5 – arzător

suplimentar; 6 – recuperator căldură; 7 – ventilator absorbţie gaze arse; 8, 8a – suflantă aer

rece; 9 – cutia de aer; 10 – sistem reglare debit aer; 11 – ventil; 12 – traductor temperatură;

13 – sistem reglare presiune aer.

D. Cubiloul cu oxigen

a) Efectele introducerii oxigenului suplimentar se bazează pe intensificarea procesului de

ardere datorită creşterii concentraţiei O2 la frontul de reacţie. Acestea constau în principal în:

- creşterea temperaturii patului de cocs;

- creşterea temperaturii fontei lichide;

- creşterea productivităţii cubiloului;

- reducerea consumului de cocs la o anumită temperatură a fontei;

- creşterea capacităţii de carburare a patului de cocs;

- reducerea costului încărcăturii metalice prin micşorarea proporţiei de fontă brută şi

creşterea proporţiei de deşeuri de oţel la peste 50%;

- reducerea pierderilor de Si din încărcătură;

- reducerea sincopelor legate de perioadele de start sau întreruperi ale funcţionării

cubiloului;

b) Variante de introducere a oxigenului în cubilou.

În practică se utilizează două variante de introducere a oxigenului suplimentar în cubilou,

astfel:

23

- îmbogăţirea aerului de combustie prin creşterea conţinutului de oxigen de la 21% (aerul

normal) la 20...30% (fig.1.474 a);

- injectare directă în gurile de aer sau prin orificii speciale siuate sub nivelul gurilor de aer

(fig.1.474 b); în acest caz, consumul de oxigen variază în limitele 10...40 m3 O2/t fontă.

Fig. 1.474. Variante de introducere a oxigenului în cubilou:

a – îmbogăţirea aerului;b – injecţie oxigen tehnic în gurile de aer.

Oxigenul suplimentar poate fi introdus continuu sau intermitent, în funcţie de necesităţile

impuse de modificarea unor parametrii ai procesului de topire: (temperatura fontei lichide,

productivitate etc.) sau eliminarea unor sincope care apar în funcţionarea cubiloului (blocaje ale

încărcăturii, “îngheţarea” fontei lichide în creuzet etc.). Utilizarea continuă a aerului îmbogăţit în

oxigen faţă de cazul introducerii periodice a oxigenului suplimentar conduce la rezultate superioare

dar, cu creşterea accentuată a consumului de oxigen. Introducerea directă a oxigenului sub nivelul

gurilor de aer are efecte superioare faţă de varianta aerului îmbogăţit datorită intensificării puternice

a procesului de ardere dar prezintă o serie de inconveniente între care, se pot enumera: creşterea

gradului de oxidare al încărcăturii metalice, necesitatea înlocuirii periodice a conductelor de

introducere a oxigenului, uzarea avansată a căptuşelii refractare în zona de pătrundere a oxigenului

etc. Din acest motiv, în practică este mai utilizată varianta îmbogăţirii aerului în oxigen care permite

şi un control mai bun al funcţionării cubiloului.

c) Influenţa O2 asupra diagramei de funcţionare a cubiloului (diagrama Youngbluth)

Din fig.1.475 se observă că, prin adaosul de oxigen suplimentar în cubilou, domeniul

temperaturilor şi al productivităţii cubiloului se deplasează spre temperaturi mai înalte şi

productivităţi mai mari.

Efectele adaosului de oxigen asupra diagramei Youngbluth sunt extrase în tabelul 1.207.

Tabelul 1.207

Efectele O2 asupra parametrilor de funcţionare ai cubiloului (v. fig.1.475)

Oxigen Fara O2 Adaos de O2

0 1 2

Debitul de aer, W1 Nm3/min. 110 88 110

Consumul de cocs, K % 14 10,5 14

Temperatura fontei, Tf oC 1475 1475 1525

Capacitatea de topire specifică, p t/m2h 9 9 10

Notă: 0 – Cubiloul de referinţă (fără O2); 1 – Cubiloul cu O2 cu o funcţionare la un consum

de cocs şi debit de aer reduse, menţinând constante temperatura fontei şi productivitatea.

2 – Cubiloul cu O2 cu funcţionare la acelaşi consum de cocs şi debit de aer ca la cubilourile

clasice dar cu o creştere a temperaturii fontei şi productivităţii.

24

Fig.1.475. Influenţa oxigenului suplimentar asupra diagramei Youngbluth

Din analiza diagramei prezentate în fig.1.475 şi a rezultatelor prezentate în tabelul 1.207

rezultă următoarele:

- adaosul suplimentar de oxygen, în condiţiile menţinerii contanstante a consumului de cocs şi

debitului de aer, duce la creşterea concomitentă a temperaturii fontei lichde şi productivităţii

cubiloului;

- dacă motivaţia utilizării oxigenului suplimentar este de natură economică, menţinând

constante temperatura fontei şi capacitatea de topire a cubiloului, rezultă o reducere a consumului

de cocs cu cca 25% şi a debitului de aer cu cca 20%;

- indiferent de motivaţie (economică sau ţinând de calitatea fontei) utilizarea oxigenului

suplimentar la cubilou este benefică şi repezintă unul din mijloacele cele mai eficiente de

intensificare a funcţionării cubiloului.

E. Înlocuirea parţială a cocsului cu combustibili gazoşi sau lichizi (fig.1.476)

O parte din cocsul de topire poate fi înlocuit cu gaze naturale sau produse petroliere lichide. În

ambele cazuri, arderea combustibilului auxiliar se realizează în focare plasate pe mantaua

exterioară, în cubilou pătrunzând gaze arse la temperatura ridicată (1700 – 1800oC).

Amplasarea arzătorului de combustibil auxiliar este poziţionată astfel încât:

- să se limiteze contactul între gazele arse oxidante (CO2, H2O) rezultate din aceste arzătoare

şi cocsul incandescent;

- maximumul temperaturii gazelor arse care pătrund în cubilou să se afle în prelungirea

maximumului temperaturii gazelor arse rezultate din arderea cocsului.

Necesarul de combustibil auxiliar cu indicator parţial al cocsului de cubilou se stabileşte cu

relaţia:

c.a

kc.a

P

PΔKq , unităţi/t (1.535)

în care: qc.a este necesarul de combustibil auxiliar (gaz natural sau produs petrolier lichid);

K – cantitatea de cocs înlocuită, Kg/t;

Pk – puterea calorică a cocsului în condiţiile arderii în cubilou, Kj/Kg

Pc.a – puterea calorică a combustibilului auxiliar, Kj/unitate.

25

Tabelul 1.208

Caracteristicile tehnice comparative ale cubilourilor cu cocs şi

combustibili auxiliari gazos / lichid

Tip

cubilou

Diametrul

interior,

mm

Productivit.

specifică

t/m2 h

Consum

cocs,

K %

Consum

gaz

natural,

Nm3/t

Consum

produs

petrolier

lichid

kg/t

Raport de

substituţie

Temperatura

fontei, oC Kg cocs /

Nm3g.n

Kg cocs /

Kg p.p

lichid

Cocs+

g.n

500-1300 13,3 – 9,8 8 – 10 37 – 40 - 1,8 – 2,3 - 1400 – 1480

Cocs+

p.p lichid

500-1300 14,3 – 11,3 8 – 9 - 22 – 26 - 2,5 – 3 1400 – 1500

Avantaje faţă de cubiloul clasic:

- economisire 30 – 50% cocs, în funcţie de calitatea cocsului;

- randament termic mai ridicat;

- indice de scoatere superior;

- conţinut de sulf în fontă mais căzut;

- grad de poluare mai redus datorită consumului de cocs scăzut.

F. Cubilou fără cocs (fig.1.477)

Are o construcţie similară cubiloului clasic, diferenţa constând în realizarea în interior a unui

grătar din ţevi de oţel refractar răcite cu apă pe care se sprijină un strat de bile ceramice care joacă

parţial rolul patului de cocs iar deasupra este încărcătura metalică în vrac care conţine şi bucăţi de

cocs (~ 2%) pentru creşterea porozităţii în zona de topire şi o cantitate redusă de fondant (~ 1,5%).

Căldura este produsă prin arderea gazului natural în focare plasate pe partea exterioară a

cuvei, în cubilou pătrunzând gaze arse la temperatura de 1700 – 1800oC. Arderea se realizează cu

un coeficient de exces de aer, α = 1,05, după reacţia:

CH4 + 2O2 = CO2 + 2H2O + 35 900 Kj/Nm3CH4 (1.536)

Fig.1.476. Cubiloul cu cocs şi gaze naturale

1-manta metalică;

2-zidărie;

3-cărămizi metalice;

4-parascântei;

5-stâlpi de susţinere;

6-conductă inelară pentru gaz metan;

7-conductă inelară pentru aerul necesar arderii

combustibilului suplimentar;

8-conductă inelară pentru aerul necesar arderii

cocsului;

9-arzătoare cu CH4;

10-guri de aer pentru arderea cocsului.

26

a) Caracteristici constructive şi funcţionale:

- construcţie similară cu cubiloul clasic;

- înlocuire totală a cocsului cu gaze naturale sau combustibil lichid (motorină, butan,

propan, etc.); aprox. 3100 Mj sunt necesari pentru a topi 1t fontă;

- combustia se realizează cu aer normal sau aer îmbogăţit în oxigen;

- absenţa patului de cocs;

- încărcătura este susţinută de un grătar din ţevi de oţel refractar răcite cu apă prin

intermediul unui pat din materiale ceramice sub formă de sfere;

- materialele de şarjare se încarcă în vrac împreună cu fondanţii: calcar, dolomită,

spărturi de sticlă (SiO2 cu cel mai scăzut punct de topire), spărturi de şamotă, sfere ceramice uzate

din patul refractar;

- fonta lichidă este acumulată într-un antecreuzet prevăzut cu sistem de încălzire prin

inducţie (cuptor cu inducţie cu canal);

- pentru completarea conţinutului de carbon în fontă se injectează praf de grafit sub

grătarul de susţinere sau în antecreuzet;

- supraîncălzirea fontei se realizează în antecreuzet sau în cubilou, în ultimul caz, prin

utilizarea unor zguri sintetice încălzite cu arc electric; zgurile au şi efect de rafinare asupra fontei

lichide;

- căptuşeala refractară: amestec torcretat pe bază de Al2O şi SiO2 cu adaos redus de

ciment refractar şi ranforsat cu fibre ceramice;

- separator de zgură tip sifon.

b) Parametrii tehnologici sunt:

- productivitate: (5...30) t/h;

- încărcătura metalică: fontă brută (0...25)%; fontă veche (0...40)%; recirculate

(25...40)%; deşeuri oţel (20...35)%;

- FeSi sub formă de brichete;

- fondanţi: (3 – 5)%;

- consum de gaz natural: (60 – 70) Nm3/t;

- consum de sfere ceramice: 11 kg/t;

- consum materiale refractare (captuşeală): 9 kg/t;

Fig.1.477. Cubiloul fără cocs (schiţă de

principiu):

A – gura de încărcare;

B – încărcătura (în vrac);

C – pat refractar (bile ceramice);

D – ţevi răcire grătar din oţel refractar;

E – arzătoare gaz natural;

F – zgură; G – fontă lichidă;

I.A – intrare aer;

I.C – intrare combustibil;

I.G. – injectare grafit pentru carburare.

27

- consum apă de răcire: (0,3 – 0,6) m3/t;

- consum energie electrică: (80 – 100) kWh/t;

- consum aer combustie: (600 – 700) Nm3/t (18-25 Nm

3 O2/t);

- volum de gaze arse evacuate: (600 – 800) m3/t;

- temperatura fontei la evacuare din cubilou: (1400 – 1420)oC;

- temperatura fontei la evacuare din antecreuzet: (1480 – 1520)oC;

- cantitate de zgura: (4 – 6)%;

- bazicitate: B = (CaO + MgO)/SiO2 = 0,5 – 0,9.

c) Avantajele principale ale cubiloului fără cocs sunt :

- cheltuieli mai reduse cu materialele de şarjare;

- consum redus de energie (Qcub.g.n. ; Qcub.aer sec +O2 : Qcub aer cald fără capt. = 1 : 1,6 : 2);

- flexibilitate în exploatare;

- controlul mai precis al conţinutului de carbon în fontă;

- posibilitatea controlului pe computer al arzătoarelor de g.n. (regimul termic al

cubiloului);

- posibilitatea optimizării compoziţiei chimice a zgurii;

- obţinerea unor conţinuturi foarte reduse de sulf (S < 0,01%) care oferă posibilitatea

producerii Fgn prin tratare directă;

- grad de poluare redus al gazelor arse (CO, CO2, SO2, praf);

- obţinerea unei fonte lichide cu grad de puritate ridicat care determină o fluiditate mai

mare; ca urmare a acestui efect, temperatura de turnare a fontei poate fi redusă cu (20 – 30)oC.

G. Cubilou de lungă campanie cu cuvă interschimbabilă (fig.1.478)

Construcţia constă practic dintr-o baterie de două cubilouri la care partea de deasupra zonei

de topire este comună iar partea inferioară este interschimbabilă. Fiecare din cele două construcţii

inferioare se află amplasate pe câte un cărucior care permite deplasarea acestora în zona de lucru

sau în zona de reparaţie a captuşelii refractare. Această soluţie permite reducerea substanţială a

întreruperilor datorate refacerii captuşelii refractare în condiţiile reducerii volumului construcţiei pe

ansamblu.

Fig.1.478. Cubiloul de lungă campanie cu cuvă interschimbabilă

1, 1’ – zona de topire; 2 – zona de încălzire-evacuare gaze

28

Caracteristicile tehnice principale sunt:

- cubiloul este de tip cu aer preîncălzit cu captarea gazelor arse sub nivelul gurii de

încărcare în vederea recuperării căldurii fizice şi chimice;

- distribuţia aerului de combustie se face pe un singur nivel prin 6 guri de aer răcite cu

apă care pătrund în patul de cocs;

- diametrul interior: 2 100 mm

- parametrii de funcţionare: similari cu cei ai unui cubilou cu aer cald cu dimensiuni

similare;

Avantajele cubiloului cu cuvă interschimbabilă sunt:

- construcţia permite realizarea (repararea) în bune condiţii a căptuşelii refractare în zona

cuvei, vetrei şi orificiului de evacuare a fontei şi zgurei;

- reparaţia captuşelii refractare se realizează în timpul programului de lucru, în bune condiţii;

- accesul în interiorul cuvei pentru reparaţii este mult uşurat;

- capacitatea de topire continuă este îmbunătăţită fiind necesară o întrerupere de numai 3h

pentru a schimba zona inferioară a cuvei;

- în caz de nevoie, cele două cuve pot fi pregătite pentru a funcţiona în condiţii diferite;

- securitatea echipei de lucru este îmbunătăţită neexistând nici un pericol de intoxicare cu

gaze din coş;

- în cazul unui incident în timpul funcţionării cubiloului există tot timpul la dispoziţie cuva de

rezervă;

- proiectul este astfel conceput încât permite realizarea rapidă a conexiunilor la conducta de

aer şi apă, etc.

H. Cubiloul cu plasmă (fig.1.479)

H1. Particularităţi constructive şi funcţionale

Utilizarea plasmei la cubilou (fig. 1.479) atât pentru încălzirea directă cât şi pentru

supraîncălzirea aerului de combustie, a fost experimentată în Franţa (uzinele Peugeot) şi Statele

Unite (Divizia Centrală de Turnătorii General Motors). În Franţa plasmotronul este utilizat pentru

încălzirea aerului de combustie la temperaturi de 900...1000oC, scopul principal fiind realizarea unei

carburări satisfăcătoare a încărcăturilor alcătuite preponderent din deşeuri de oţel şi reducerea în

paralel a proporţiei de fontă brută în încărcătură. La General Motors funcţionează un cubilou cu o

capacitate de topire de 45 t/h la care cele 6 guri de aer sunt înzestrate cu plasmotroane care ridică cu

peste 600oC temperatura aerului preîncălzit într-un recuperator normal în scopul eliminării oxidării

şpanului din încărcătură (în componenţa şarjei intră peste 50% deşeuri sub formă de şpan).

Din punct de vedere constructiv cubiloul cu plasmă nu se deosebeşte de celelalte tipuri de

cubilouri fiind mai apropiat de cubiloul cu aer cald.

Fig.1.479. Cubiloul cu plasmă

(schema generală)

29

Deosebirea esenţială constă în prezenţa generatoarelor de plasmă care sunt montate la fiecare

gură de aer. Acestea transformă energia electrică în fluid plasmatic sub formă de aer ionizat sau/şi

gaze arse recirculate ionizate (tg 5500oC) cu ajutorul unui arc electric de mare putere (2 – 4 MW).

Gazele ionizate (g.i.) pătrund în patul de cocs la temperaturi de 900 – 1300oC aducând în primul

rând un aport energetic substanţial prin căldura lor fizică (la o temperatură medie tgi = 1100oC,

rezultă un aport termic de ~ 1560 kj/Nm3, de cca două ori mai mare faţă de cubiloul cu aer

preîncălzit la ta = 600oC). A doua sursă de căldură o constituie arderea cocsului din patul de cocs cu

o pondere mult mai mică faţă de cubiloul clasic deoarece la cubiloul cu plasmă consumul de cocs

este de (2...5)% raportat la încărcătura metalică. Cocsul din patul de cocs asigură obţinerea unei

atmosfere gazoase reducătoare care limitează pierderile prin oxidarea şi carburarea încărcăturii

metalice în care predomină deşeurile de oţel.

O altă particularitate a cubiloului cu plasmă o constituie utilizarea nisipului cuarţos ca agent

de aliere a fontei cu siliciu eliminând în acest fel consumul de FeSi. Acest lucru este posibil datorită

temperaturii foarte ridicate din zona de pătrundere a gazelor ionizate care determină descompunerea

SiO2 (nisip) la Si şi trecerea acestuia în topitură.

Prin recircularea unei părţi din gazele arse rezultă, pe de o parte, o reducere a consumului de

aer iar pe de altă parte, o reducere a gradului de poluare prin micşorarea volumului de gaze arse

eliminate în atmosferă.

În continuare sunt prezentate principalele oportunităţi şi caracteristici tehnice ale celor două

variante de cubilou cu plasmă existente în Franţa şi SUA.

H2. Oportunităţi şi caracteristici tehnice

a) Oportunităţile principale ale cubilourilor cu plasmă sunt:

- reducerea fontei brute în încărcătură;

- reducerea feroaliajelor;

- reducerea consumului de cocs;

- posibilitatea utilizării cărbunelui (antracit);

- reducere %S;

- micşorarea costului instalaţiilor de epurare a gazelor.

b) Caracteristicile tehnice ale cubilourilor cu plasmă sunt:

- consumul de cocs 2 – 5% pentru realizarea atmosferei gazoase neoxidante;

- introducerea gazelor la temperaturi foarte mari (600...1200oC);

- ionizează gazele prin descărcări electrice;

- plasmotron – 2MW-4MW ta = 900...1300oC;

- temperatura aerului ta = 900 – 1300oC;

- rezultate deosebite în turnătoriile de Fgn şi Fm;

- încărcătură de şpan şi aşchii metalice;

- constructiv – similar cu cubiloul clasic;

- gazul ionizat provine din aer de combustie + gaze recirculate.

În continuare sunt prezentate principalele caracteristici tehnice ale cubilourilor cu plasmă

aflate în exploatare în SUA şi Franţa:

Cubiloul EPRI – SUA

- arc electric – 2 electrozi din cupru răciti cu apă (4160 V);

- câmp magnetic care roteşte arcul în jurul electrozilor pentru a preveni uzuri locale

mari;

- debit de gaze: 0,047 m3/s – ionizare – tg ~ 5500

oC;

- randament de transformare a energiei electrice în energie termică : 85 – 90%;

- plasmotronul este instalat în gurile de aer;

- în zona gazoasă este introdus nisip pentru regenerarea siliciului;

- Qplasmă > Qcocs ;

- Randament de topire ~ 98%.

30

Cubiloul Sept-Fons-Franţa

- P – 2MW;

- ta ~ 1000oC ;

- extindere – 4MW ta=900...1300oC

- economii 20...60$/t

- cost instalaţie plasmă 270 – 730 $/KW

H3. Reacţii specifice elaborării în cubiloul cu plasmă

a) Reacţii în zona arcului electric

½ N2 = N; 2N NPN PKP (1.537)

½ O2 = O; 2O OPO PKP (1.538)

½O2 + ½N2=NO; 22NOO ONPN PPKP (1.539)

½H2=H; 2H HPH PKP (1.540)

½O2 + ½H2 = OH; 22OH HOPOH PPKP (1.541)

H2 + ½O2 = H2O; 22O2

H2 HOPOH PPKP (1.542)

2222 NHOOHOHNOONt PPPPPPPPP (1.543)

b) Reacţii în zona de ardere a patului de cocs

C + O2 = CO2 22CO2 OPCO PKP (1.544)

C + ½O2 = CO 2CO OPCO PKP (1.545)

H2 + ½O2 = H2O 222H2 HOOPOH PPKP (1.546)

½H2 +½O2 = OH 22OH OHPOH PPKP (1.547)

Fe lichidFe gazos

222 NCOOCO Pβ2P2P2Pβ1 (1.548)

totalHCOCOOOHOHHFe PPPPPPPPP22222 (1.549)

I. Utilizarea materialelor pulverulente la cubilou

Injectarea de materiale pulverulente în cubilou constituie una din numeroasele soluţii care au

fost testate pe cubilou de-a lungul istoriei sale. Tehnica injectării a variat de la simpla insuflare de

materiale carbonice (cocs de turnătorie mărunţit, praf de cărbune etc.) cu ajutorul aerului

comprimat, până la antrenarea pulberilor carbonice sau/şi a prafului de cubilou reciclat cu ajutorul

depresiunii (presiunii negative) realizate în conducta de alimentare de către un ajutaj tip Venturi

(sistemul NPT).

a. Introducerea sub presiune a materialului pulverulent

Materialul pulverulent este introdus în cubilou prin gurile de aer prin injecţie cu aer

comprimat. Materialul injectat poate fi:

- material combustibil (cocs de turnătorie deteriorat, cărbune, cocs petrol);

- deşeuri metalice pulverulente (feroaliaje, modificatori, SiC etc.);

- materiale fondante pentru reglarea fluidităţii zgurii (căptuşeli refractare uzate, nisip, etc.);

- praf de cubilou reciclat în vederea îmbogăţirii în elemente recuperabile (de regulă, oxidul de

Zn);

Introducerea materialelor pulverulente poate fi făcută fără aport termic sau cu aport termic

suplimentar.

31

În cazul injectării fără aport termic atât materialul pulverulent cât şi agentul de transport sunt

reci determinând o răcire semnificativă a zonei de injecţie. Acest lucru conduce la o serie de

inconveniente (în special în cazul injectării de materiale necombustibile) cum sunt: blocarea gurilor

de aer, scăderea temperaturii fontei lichide şi reducerea calităţii acesteia. Soluţia pentru eliminarea

acestor inconveniente constă în injectarea materialelor pulverulente cu aport termic suplimentar

constând în ataşarea la gurile de aer a unui arzător oxi-gaz care generează gaze arse cu o

temperatură de până la 2000oC. În fig.1.480 este prezentat schematic sistemul de reciclare a prafului

de cubilou care utilizează un arzător oxi-gaz pentru creşterea temperaturii în zona de injecţie.

Gazele arse captate sub nivelul gurii de încărcăre sunt trimise, după o separare grosieră, într-un

sistem de sortare finală din care rezultă praful fin care urmează să fie injectat în cubilou şi praful

reziduu care este colectat într-un buncăr pentru deşeuri. Praful fin este preluat de către un

transportor pneumatic şi trimis la gurile de aer. La fiecare gură de aer sunt montate arzătoare oxi-

gaz alimentate cu combustibil gazos sau lichid şi oxigen tehnic pur.

Fig. 1.480. Schema sistemului de reciclare a prafului de cubilou prin injecţie

sub presiune combinată cu arzătoare oxi-gaz

Sistemul de injecţie combinat cu arzătoare oxi-gaz prezintă următoarele avantaje:

- zona de topire nu este răcită în timpul injecţiei;

- se poate injecta în cubilou o gamă variată de materiale (materiale combustibile, deşeuri

metalice, fondanţi, praf de cubilou reciclat);

- reducerea consumului de cocs la cubilou cu până la 10%;

- pierderi reduse de metal şi o mai bună asimilare a materialelor de aliere;

- creşterea productivităţii cubiloului cu până la 30% în funcţie de tipul acestuia;

- creşterea temperaturii fontei la evacuare;

- cheltuieli de intreţinere reduse şi durată ridicată a campaniei de lucru a cubiloului.

În cazul utilizării sistemului de injecţie pentru recuperarea Zn din deşeurile de oţel, prin

reciclarea prafului de cubilou, concentraţia Zn în praful colectat poate atinge valori de 30 – 35%

ceea ce constituie o sursă de Zn mult mai atractivă pentru producatorii de Zn în comparaţie cu

sursele naturale de Zn.

b. Introducerea materialului pulverulent prin depresiune (sistemul NPT) Sistemul NPT (Negative Pressure Tuyere – gura de aer cu presiune negativă) se bazează pe

realizarea unei depresiuni de cca. 500 mm CA în conducta de alimentare cu material pulverulent cu

32

ajutorul unui tub Venturi montat în gura de aer răcită cu apă. Materialul pulverulent (praf de cubilou

reciclat sau/şi cocs petrol) este trasportat prin cădere liberă şi depresiune în interiorul gurilor de aer

de unde este preluat de jetul de aer care vine la cutia de aer a cubiloului (fig. 1.481).

Fig.1.481. Sistemul de injecţie a materialelor pulverulente prin depresiune (tub Venturi)

Pentru a favoriza transportul prafului în sistemul de injecţie este utilizat totuşi un injector de

aer secundar al cărui debit este însă neglijabil. Alimentarea cu materiale pulverulente a sistemului

de injecţie se face cu ajutorul unei instalaţii complexe care conţine un sistem de transport

pneumatic, buncăre de stocare şi un sistem de distribuţie. Deoarece materialele pulverulente (cu

granulaţie între 0 – 3mm) sunt absorbite în cubilou datorită depresiunii realizate în sistemul de

transport, procesul de uzare specific transportului pneumatic este redus la minimum (între

distribuitorul de praf şi gurile de aer pot fi utilizate chiar furtune de cauciuc pentru transport.

Materialele pulverulente introduse în cubilou pot fi diverse în funcţie de scopul urmărit,

astfel:

- cocs petrol cu granulaţie de 0 – 1mm, ca înlocuitor parţial al cocsului de turnătorie; până la

30% cocs de turnătorie poate fi înlocuit cu cocs petrol care este mai ieftin. Utilizarea cocsului

petrol la un cubilou cu capacitatea de 50 t/h (9% cocs de cubilou şi 3% cocs petrol) a dus la

creşterea capacităţii de carburare şi a temperaturii fontei la evacuare;

- praf de cubilou reciclat, în vederea recuperării Zn; această variantă este utilizată în cazul

unor încărcături metalice alcătuite din deşeuri de oţel care conţin acoperiri galvanice. Prin

reciclarea repetată a prafului de cubilou, conţinutul de Zn în praful colectat poate să crească până la

40% constituind o sursă importantă de Zn; pe această cale se obţine totodată, o reducere esenţială a

cantităţii de praf care trebuie depozitată. S-a constatat de asemenea o reducere a bazicităţii zgurii cu

aproximativ 10%;

- materiale de corecţie (FeSi, SiC, etc.) în vederea corectării compoziţiei chimice a topiturii

(carburare, aliere cu siliciu, etc.); deoarece aceste materiale sunt introduse direct în zona de topire,

în condiţiile unui nivel mai ridicat al CO în gazele arse, pierderile prin oxidare ale elementelor de

aliere sunt minime;

- deşeuri pulverulente diverse (nisip uzat, materiale de căptuşire uzate, materiale de sablare

uzate) în vederea corectării bazicităţii zgurii sau zgurificării acestora.

Rezultă că sistemele de injecţie a materialelor pulverulente în cubilou capătă o importanţă din

ce în ce mai mare atât din puct de vedere al corectării proceselor din cubilou cât şi al posibilităţii

valorificării unor reziduri pulverulente şi reducerii gradului de poluare.

33

1.7.1.4. ELABORAREA FONTEI ÎN CUPTOARE ELECTRICE CU ÎNCĂLZIRE

PRIN INDUCŢIE (CEI).

1.7.1.4.1. Particularităţile constructiv – funcţionale ale CEI

Istoria apariţiei cuptorului electric cu încălzire prin inducţie îşi are începutul la sfârşitul sec.19

(1899 – prima schiţă a unui cuptor cu inducţie – Kjellin). A urmat apoi construcţia primului CEI cu

canal la frecvenţa reţelei (1908) şi mai târziu primul CEI cu creuzet la frecvenţa reţeli (1935). În a

doua jumătate a sec.XX CEI a devenit un concurent serios al cubioului în turnătoriile de fontă,

reuşind să-l înlocuiască în multe turnătorii datorită unor avantaje evidente: topire eficientă,

randament foarte mare la supraîncălzire (> 70%), control riguros al compoziţiei chimice,

posibilitatea obţinerii unor fonte de înaltă calitate.

Principiul funcţionării CEI constă în încălzirea încărcăturii metalice pe seama transformării în

energie termică (efectul Joule – Lenz) a curenţilor turbionari (Foncault) induşi în încărcătură de

către un câmp electromagnetic variabil creat de o bobină de inducţie (inductor). Inductorul este

alimentat cu curent alternativ care poate fi la frecvenţa reţelei (50 Hz), frecvenţă medie (250 – 10

000Hz) sau frecvenţă înaltă (> 100 000Hz).

Din punct de vedere constructiv există două tipuri de CEI, respectiv, CEI cu creuzet

(fig.1.482) şi CEI cu canal (fig.1.483).

Cuptorul cu inducţie cu creuzet are inductorul dispus în jurul unui creuzet uşor tronconic din

material refractar care poate avea caracter acid (cuarţită), bazic (magnezită) sau neutru (alumină).

Fig.1.482 Cuptor electric cu creuzet: a) – schemă construcţie: b – distribuţie forţe

electromagnetice; c) - circulaţia topiturii sub efectul câmpului electromagnetic

Fig.1.483 Cuptor electric cu canal

(schemă construcţie)

34

Deoarece câmpul electromagnetic intersectează tot spaţiul creuzetului în care se află

încărcătura metalică, pe post de indus, CEI cu creuzet poate fi utilizat atât la topire cât şi ca agregat

de supraîncălzire şi menţinere a fontei lichide în vederea prelucrării (sistem duplex).

În cazul CEI cu canal inducţia se realizează numai într-un canal circular plin cu fontă lichidă

(spiră) care reprezintă circa 10% din volumul cuptorului, încălzirea fontei din rezervorul cuptorului

făcându-se pe seama circulaţiei topiturii între canal şi rezervor provocate de presiunea câmpului

electromagnetic şi diferenţa mare de temperatură între cele două zone. Acest lucru nu permite

funcţionarea cuptorului ca agregat de topire în schimb, acest sistem a fost dezvoltat foarte mult în

direcţia utilizării lui ca agregat de menţinere cu capacităţi foarte mari (până la 300t) datorită

posibilităţii de a conecta mai multe inductoare cu canal la acelaşi rezervor şi ca agregat de

menţinere-turnare utilizat pe liniile de turnare mecanizate sau automatizate (autopour).

Cuptoarele cu inducţie cu creuzet utilizate în turnătoriile de fontă au în general creuzet

executat prin ştampare din cuarţită (SiO2) ca material refractar şi acid boric (H3BO3) sau anhidridă

borică (B2O3) în calitate de liant (1,2 – 2,4% acid boric sau 0,5 – 0,8% anhidridă borică). Creşterea

cantităţii de liant măreşte duritatea şi deci rezistenţa la şocuri mecanice dar scade refractaritatea

creuzetului. Cuarţita asigură o bună stabilitate (variaţii dimensionale mici) la temperaturi peste

900oC dar suferă variaţii bruşte la temperaturi joase. De aceea se recomandă ca în timpul lucrului

temperatura creuzetului să nu scadă sub 900oC. Cea mai mare durabilitate se obţine în cazul

exploatării cuptorului în varianta de supraîncălzire menţinere (al doilea agregat în sistem duplex.

Cuptoarele cu creuzet cu căptuşeală neutră sunt căptuşite cu materiale corindonice (Al2O3 sau

Al2O3 + SiO2) iar ca liant, acidul boric (1,0 – 1,5%).

Avantajele căptuşelii neutre faţă de cuarţită sunt: rezistenţă la compresiune superioară curţitei,

rezistenţă la şoc termic de 3 – 4 ori mai mare, pierderi prin ardere scăzute şi chiar nule (Mn, Cr, Ni,

Mo, Cu), sunt posibile supraîncălziri peste 1550oC, fonta elaborată are conţinut de oxigen de 2 – 3

ori mai mic ceea ce reduce consumul de modificator etc. Principalul dezavantaj al căptuşelii neutre

este costul mai mare faţă de cuarţită.

Cuptoarele cu creuzet cu căptuşeală bazică, utilizează magnezita, dolomita sau alte combinaţii

pentru ştampare. Magnezita nu se poate utiliza în stare naturală din cauza coeficientului mare de

dilatare. Pentru stabilizare, se topeşte, se granulează şi se utilizează în combinaţie cu adaosuri

speciale.Topirea în CEI bazice prezintă avantajul obţinerii unor fonte cu S şi O scăzute ceea ce

favorizează procesul de modificare. Totuşi, aceste tipuri de cuptoare sunt mai puţin utilizate la

elaborarea fontei.

O variantă perfecţionată a CEI cu creuzet constă în ataşarea la partea superioară a creuzetului

a unui plasmotron care accelerează procesul de topire în condiţiile unei atmosfere neutre (fig.1.484).

Fig.1.484. Schema CEI cu plasmă cu

capacitatea de 1t pentru elaborarea fontei:

1 – electrod vatră (anod); 2 – creuzet; 3 – sistem

electromecanic de antrenare a plasmotronului;

4 – grătar protecţie; 5 – plasmotron cu arc;

6 – capac căptuşit; 7 – vizor.

35

Cuptoarele cu inducţie cu plasmă au capacitate de la 50kg până la 10t şi sunt utilizate

pentru elaborarea aliajelor feroase şi neferoase. Faţă de CEI clasice care topesc în atmosferă

deschisă, CEI cu plasmă topesc în spaţiu închis, cu atmosferă neutră, ceea ce elimină

inconvenientele legate de oxidarea încărcăturii sau impurificarea băii metalice, iar durata unei şarje

este foarte redusă. De exemplu, la un cuptor cu capacitate de 1t care are o putere de 300KW, la un

curent de 2000°, durata topirii este de 2 – 2,5 ori mai scurtă faţă de CEI fără plasmotron iar

consumul de energie este mai mic cu 30 – 40%. Topirea începe cu pornirea plasmotronului care în

decurs de 4 – 6min. formează un crater de 20 – 30cm după care se stabilizează. Pentru măsură ce

topirea avansează şi se acumulează lichid în creuzet se măreşte puterea inductorului. La cuptoarele

cu plasmă nu mai este deci, necesar “călcâiul” de fontă lichidă sau utilizarea lingoului de pornire

(CEI cu frecvenţă joasă).

1.7.1.4.2. Relaţii de bază care definesc parametrii tehnici ai CEI cu creuzet

Dimensiunile principale care intră în calculul parametrilor tehnici ai CEI sunt prezentate în

fig.1.485.

Fig.1.485. Dimensiunile de calcul ale cuptorului electric cu inducţie cu creuzet:

d – diametrul interior al creuzetului; d1 – diametrul interior al inductorului;

l1 – înălţimea inductorului; lT – înălţimea totală a creuzetului; hM – înălţimea meniscului băii

metalice; U, I – tensiunea, respectiv intesificarea curentului primar.

Coeficientul de penetraţie al curenţilor induşi (δ) este dat de relaţia:

fμ

ρ503δ

, [m] (1.550)

în care: ρ este rezistivitatea electrică a materialului încălzit, în Ωm (pentru topiturile feroase,

ρ = 1,3 · 10-6

Ωm = 1,3 Ωmm2/m).

µ – permeabilitatea magnetică a materialului încălzit, H/m.

f – frecvenţa curentului primar, în Hz.

De exemplu: - pentru f = 50Hz; ρ = 1,3 · 10-6

Ωm şi µ = 1 H/m, rezultă δ = 0,081m.

- pentru f = 250Hz, rezultă δ = 0,036m.

- pentru f = 500Hz, rezultă δ = 0,026m.

Pentru frecvenţe joase (50Hz), δ = 60...80mm, în timp ce pentru frecvenţe medii

(250...1000Hz), δ = 10...40mm.

Frecvenţa minimă a curentului primar (f) rezultă din condiţia de maxim a randamentului

electric, dată de relaţia:

72δ

d

(1.551)

în care: d este diametrul interior al creuzetului; δ – coeficientul de penetraţie al curentului.

36

Ţinând cont de relaţia 1.550, se obţine:

fμ

ρ503

27

dδ

(1.552)

2

6

dμ

ρ1025f

, [Hz] (1.553)

în care: ρ se exprimă în Ωm ; µ se exprimă în H/m; d se exprimă în m.

Puterea indusă (Pi) se calculează cu relaţia :

fμρAQH106,1P 28

i , [KW] (1.554)

în care: H = I · S este intesitatea câmpului magnetic, în A/m;

I – intensitatea curentului primar, A;

S – numărul de spire al inductorului;

Q, A – funcţii care depind de rapoartele dimensionale ale spaţiului de lucru

24fig.1.7.1.v.

l

dfA;

l

δdfQ

1

1 ;

De exemplu, pentru 0,9l

δd

şi 1

l

d

1

1 , Q ≈ 5 şi A ≈ 1,6.

Puterea specifică (Ps) este dată de raportul dintre puterea indusă (Pi) şi capacitatea cuptorului

(G) :

G

PP i

s , KW/t (1.555)

Gradul de agitare electromagnetică al topiturii (hm):

100h

d

10Gfμρ

P7,9h

t6

im

, [%] (1.556)

în care: Pi este puterea indusă în cuptor, în KW;

µ - permeabilitatea magnetică a topiturii, în H/m;

ρ – rezistivitatea electrică a topiturii (ρ = 1,31 · 10-6

Ωm = 1,31 Ωmm2/m);

f – frecvenţa curentului primar, în Hz;

d – diametrul creuzetului cuptorului, în m;

ht – înălţimea topiturii în creuzet, în m;

G – cantitatea de fontă lichidă din cuptor, în t.

De exemplu: pentru un cuptor cu Pi = 660KW, f = 50Hz ; d = 0,8m, ht = 1,1m, G = 3,5t, ρ = 1,3 ·

10-6

Ωm şi µ = 1H/m, rezultă : hm = 13,4%.

În aceleaţi condiţii, la o frecvenţă f = 250Hz rezultă: hm = 6%.

La un cuptor cu caracteristicile tehnice cunoscute relaţia gradului de agitare poate fi scrisă sub

forma:

G

PCh i

m (1.557)

Se observă că, la o situaţie dată (tipul şi mărimea cuptorului), gradul de agitare al topiturii

poate fi influenţat prin mărimea puterii induse (treapta de putere) şi cantitatea de topitură din

cuptor). Deasemenea este de reţinut influenţa inversă a frecvenţei asupra gradului de agitare al

topiturii. La frecvenţa reţelei (50Hz), h = 5...20%, în timp ce la frecvenţe medii, h < 10%.

Din relaţiile prezentate rezultă rolul important al frecvenţei în determinarea parametrilor

proceselor de încălzire, topire – supraîncălzire şi de prelucrare ale topiturilor metalice. Astfel,

creşterea frecvenţei curentului primar are ca efecte:

- micşorarea coeficientului de penetraţie al curenţilor induşi;

- creşterea puterii induse specifice a cuptorului şi deci a capacităţii de topire;

- scăderea duratei de topire;

- scăderea gradului de agitare electromagnetică a topiturii cu efectele metalurgice specifice;

37

- micşorarea vitezei curenţilor turbionari în topitură şi deci a forţelor mecanice care acţionează

asupra căptuşelii refractare;

- micşorarea capacităţii cuptorului (cuptoarele cu frecvenţă industrială cu capacităţi mari şi

invers).

Agitarea electromagnetică a topiturii (brasajul) este atuul principal al CEI cu frecvenţă joasă

la care gradul de agitare poate să ajungă la 15...20%. Efectele pozitive ale brasajului constau în:

omogenizarea compoziţiei chimice şi temperaturii băii metalice; creşterea gradlului de asimilare al

materialelor uşoare (adaosuri carbonice, de desulfurare etc.), posibilitatea efectuării unor corecţii la

sfârşitul elaborării şi nu în încărcătura solidă când pierderile sunt mari. Efectele negative ale unei

agitări puternice constau în: erodarea mai rapidă a căptuşelii refractare, creşterea intensităţii unor

reacţii între baia metalică şi creuzet, spargerea zgurei şi antrenarea ei în baia metalică, creşterea

contactului băii metalice cu atmosfera.

Tendinţa actuală se manifestă, totuşi în direcţia extinderii utilizării CEI cu frecvenţă medie

(500...1000Hz) cu toate inconvenientele produse de brasajul slab al topiturii. Argumentele sunt în

principal, următoarele:

- putere mai mare de topire ceea ce duce la scurtarea esenţială a duratei de topire;

- randament ridicat la topire;

- nu mai necesită menţinerea de la o şarjă la alta a “călcâiului” de pornire. Acest lucru

elimină inconvenientele legate de neutilizarea capacităţii integrale a cuptorului şi de schimbarea

calităţii (mărcii) fontei elaborate.

- pierderi mai mici prin oxidare datorită topirii rapide şi brasajului mai redus.

- uzură mai redusă a căptuşelii refractare etc.

Dezavantajul CEI cu frecvenţa medie sunt legate de absenţa brasajului care limitează

procesele legate de acest efect (carburare, desulfurare etc.) dar şi de capacitate mai reduse ale

acestor cuptoare.

Pentru a elimina acest ultim inconvenient au fost create sistemele DUAL de cuptoare care

lucrează în diverse variante: lucrul în tandem cu cuplare alternantă, mecanică sau electronică,

sistemul Twin power care presupune cuplarea simultană a celor două cuptoare pentru a asigura

alimentare continuă cu fontă la turnare şi a mări gradul de utilizare a puterii electrice, etc.

În fig.1.486 sunt prezentate două scheme de principiu ale funcţionării în tandem a CEI cu

creuzet cu frecvenţă medie.

Fig.1.486. Schema de principiu (ABB) a funcţionării în tandem a CEI cu creuzet cu frecvenţă

medie: 1) funcţionare alternantă a CEI cu comutare electronică; b) funcţionare simultană cu

distribuţie a energiei în funcţie de necesităţi.

38

În varianta din fig.1.486,a un cuptor este pe topire iar celălalt este pe menţinere/turnare.

Pentru a asigura temperatura de turnare constantă, cuptorul al doilea este conectat pentru scurt timp

la sursa de alimentare întrerupându-se funcţionarea cuptorului 1.

În varianta din fig.1.486,b cele două cuptoare sunt cuplate simultan la sursa electrică iar

distribuţia puterii se face automat în funcţie de necesitatea unui cuptor sau altul în orice raport de

distribuţie.

Avantajele funcţionării în tandem constau în:

- topire considerabil mai rapidă;

- productivitate mare la cuptoare de capacitate mică;

- start rapid de la rece;

- posibilitatea controlului asupra agitării topiturii alegând corect frecvenţa şi puterea;

- posibilitatea atingerii unor temperaturi mari cu pierderi mici de metal chiar când topirea se

opreşte;

- posibilitatea schimbării frecvente a aliajului turnat;

- controlul precis al temperaturii şi reglarea continuă a puterii între 0 – 100% etc.

Pentru utilizarea eficientă a efectelor pozitive ale agitării electromagnetice în cazul

cuptoarelor cu frecvenţă joasă există diferite variante constructive dintre care se pot aminti:

utilizarea multifrecvenţei; focalizarea puterii pe diferite zone ale inductorului (zona superioară –

agitare puternică, zona mediană – agitare medie, zona inferioară – agitare slabă), utilizarea

inductorului scurt (1/5 – 1/6 din înălţimea băii metalice) etc.

CEI cu inductor scurt are capacităţi între 2 – 120t şi lucrează pe post de agregat de menţinere

şi corecţie a compoziţiei chimice (de regulă în sistem duplex cu cubiloul). Coeficientul de utilizare a

puterii la acest cuptor este independent de nivelul băii metalice.

Valoarea puterii instalate (Pn) a cuptorului determină o serie de corelaţii în conexiune cu

capacitatea cuptorului (G), productivitatea acestuia (P) şi consumul de energie (E) care au

semnificaţii în legătură cu funcţionarea cuptorului astfel:

- corelaţia Pn–G evidenţiază creşterea puterii nominale a cuptorului odată cu capacitatea

acestuia, în acest sens existând diferenţe semnificative între diverşi furnizori determinate de

performanţele instalaţiilor electrice;

- corelaţia putere specifică (Ps) – capacitate cuptor (G), evidenţiază o scădere a puterii

specifice cu creşterea capacităţii cuptorului, viteza de scădere fiind mult mai mare la cuptoarele de

capacitate redusă.

- corelaţia productivitate (p) – putere instalată (Pn) indică o creştere liniară a capacităţii de

topire a cuptorului cu puterea instalată, indiferent de tipul instalaţiei.

- corelaţia productivitate (p) – capacitate (G) este determinată indirect de influenţa puterii

instalate. Creşterea capacităţii cuptorului este însoţită de creşterea productivităţii acestuia, gradul de

corelaţie fiind însă mult mai redus în comparaţie cu dependenţa p = f(Pn)

- corelaţia productivitate/capacitate – capacitate [P/G = f(G)] este un indicator specific al

eficienţei cuptorului care arată totuşi că la capacităţi de peste 1 000kg ale cuptoarelor cu inducţie de

medie frecvenţă, capacitatea de topire specifică (productivitatea orară raportată la 1kg de capacitate

al cuptorului) se micşorează. La cuptoarele cu capacităţi până la 1000kg această corelaţie indică o

creştere a productivităţii orare specifice cu capacitatea cuptorului.

- corelaţia productivitate/putere instalată – capacitate [p/P = f(G)] este deasemenea un

indicator specific care arată o influenţă mult mai puternică a capacităţii cuptorului în domeniul

cuptoarelor mici (sub 1000kg) şi, practic o variaţie nulă la capacităţi de peste 3000 kg.

- corelaţia consum energie (I) – putere instalată (Pn) arată o scădere puternică a consumului de

energie cu creşterea puterii instalate la valori ale acesteia situate sub 1000KW şi o variaţie nulă la

puteri peste 2000KW.

- corelaţia consum de energie (E) – capacitate cuptor (G) indică o variaţie similară cu

dependenţa E = f(Pn), respectiv, o micşorare bruscă a consumului de energie cu capacitatea la

capacităţi sub 1000kg şi o lipsă a variaţiei la cuptoare cu capacitate peste 6000kg.

39

1.7.1.4.3. Interacţiuni chimice în CEI cu creuzet cu căptuşeală acidă

Datorită principiului de încălzire specific CEI se deosebeşte radical faţă de celelalte agregate

de topire din punct de vedere al interacţiunilor care au loc în sistemul baie metalică – zgură –

atmosferă (gaze). Astfel, la celelalte agregate baia metalică primeşte căldură prin intermediul zgurii

(chiar şi la cubilou unde fiecare picătură de fontă este învelită de o particulă subţire de zgură) în

timp ce la CEI zgura fiind nemetalică se încălzeşte de la baia metalică fiind, deci, mai rece decât

fonta. În aceste condiţii în CEI baia metalică nu poate fi prelucrată prin intermediul zgurii. Totuşi,

în sistemul creat de căptuşeala cuptorului (A), topitura (B), zgura lichidă (C) şi faza gazoasă de

deasupra (D) au loc o serie de interacţiuni care influenţează atât calitatea fontei cât şi durabilitatea

căptuşelii refractare (fig.1.487).

Între aceste patru faze pot avea loc următoarele tipuri de interacţiuni:

I - A, B, C, D ;

II - AB, AC, AD, BC, BD, CD ;

III - ABC, ABD, ACD, BCD ;

IV - ABCD.

Fig.1.487. Schema interacţiunii între fazele CEI cu creuzet acid la frecvenţa reţelei:

a – baie liniştită; b – baie foarte agitată (zgura este spartă şi antrenată parţial în baia

metalică sub formă de picături (C’).

În cadrul interacţiunilor de ordinul I se disting reacţiile chimice sau intersolubilitatea

componenţilor în limitele unei faze. În căptuşeala cuptorului are loc reacţia dintre cuarţ şi acidul

boric, cu formarea borosilicaţilor, care asigură întărirea (sinterizarea) căptuşelii (interacţiune tip A).

În cadrul interacţiunii de tip B, se remarcă reacţiile între elementele compoziţiei chimice ale

topiturii şi incluziunile oxidice sau oxigenul dizolvat, ca de exemple

[SiO2] + 2[C] → [Si] + 2{CO} (1.558)

[FeO] + [C] = [Fe] + {CO} (1.559)

[FeO] + [Mn] = (MnO) + [Fe] (1.560)

Acelaşi tip de interacţiune (B) îl constituie şi procesul de dizolvare al carbonului în fier.

În zgură, se formează silicaţi (interacţiunea de tip C) :

(FeO) + (SiO2) = (FeSiO3) (1.561)

În faza gazoasă din atmosfera cuptorului are loc reacţia de ardere oxidului de carbon,

evacuat din cuptor (interacţiune D) :

{CO} + ½{O2} ={CO2} (1.562)

40

Interacţiunile de ordinul al II-lea au loc la graniţa a două faze, aflate în contact. O intensitate

maximă prezintă interacţiunile: căptuşeală – topitură (AB), căptuşeală – zgură (AC) şi topitură –

zgură (BC). Interacţiunile cu participarea fazei gazoase (D), respectiv AD, BD şi CD prezintă

importanţă mai mică, datorită contactului redus cu atmosfera şi rolului protector al capacului

cuptorului.

Interacţiunea între topitură şi căptuşeala cuptorului (AB) prezintă un interes deosebit,

datorită faptului că favorizează infiltrarea fontei lichide prin căptuşeală spre inductorul răcit cu apă,

apărând pericolul de explozie. De exemplu, în cazul unui cuptor în care se elaborează fontă cu grafit

nodular, încărcătura având cantitate mare de deşeuri proprii, după 250 de şarje căptuşeala a

conţinut: 20% MgO, 12%, MnO, 32% FeO. Aceşti oxizi apar ca rezultat al reducerii bioxidului de

siliciu din căptuşeală de către o serie de elemente din compoziţia fontei (AB) :

(SiO2)căpt. + 2[C] = [Si] + 2{CO} (1.563)

(SiO2)căpt. + 2[Fe] = 2(FeO) + [Si] (1.564)

(SiO2)căpt. + 2[Mn] = 2(MnO) + [Si] (1.565)

(SiO2)căpt. + 2[Mg] = 2(MgO) + [Si] (1.566)

3(SiO2)căpt + 4[Al] = 2(A12O3) + 3[Si] (1.567)

3(SiO2)căpt.+ [Cr] = 2(Cr2O3) + 3[Si] (1.568)

În figura 1.488 este prezentat aspectul uzării căptuşelii ca urmare a reacţiei de reducere a

bioxidului de siliciu din căptuşeală de către carbonul din fonta lichidă.

Fig. 1.488 Aspectul uzării căptuşelii ca urmare a reacţiei de reducere a bioxidului de

siliciu din căptuşeală: a – secţiuni cuptor; b – detaliu; A – perete creuzet (cuarţită);

B – fonta lichidă.

Căptuşeala acidă reacţionează intens cu zgura din cuptor (AC), îndeosebi în cazurile în

care aceasta este: zgură puternic oxidantă rezultată din topirea unei încărcături oxidate; zgură

rezultată din menţinerea în cuptor a fontei elaborate în cubilou; zgură rezultată din prelucrarea

fontei de cubilou cu carbură de calciu.

Oxizii cu caracter bazic ai zgurii (MnO, CaO, MgO, FeO) reacţionează cu bioxidul de siliciu

din căptuşeală, cu formarea de silicaţi, prezenţi în majoritatea cazurilor, sub forma unor depuneri pe

căptuşeală :

(MnO) + (SiO2)căpt. = (MnO·SiO2)căpt. (1.569)

(CaO) + (SiO2)căpt. = (CaO·SiO2.)căpt (1.570)

(MgO) + (SiO2)căpt. = (MgO2·SiO2.)căpt (1.571)

(FeO) + (SiO2)căpt. = (FeO·SiO2)căpt (1.572)

41

Reacţia oxizilor de fier din zgură, introduşi odată cu încărcătura oxidată, cu căptuşeala acidă a

cuptorului constituie principala interacţiune de tip AC. Produsele acestei interacţiuni prezintă

temperaturi de topire în directă dependenţă cu raportul între conţinuturile de FeO şi SiO2. Rezultă

deci că se pot forma combinaţii uşor fuzibile (fayalita), care trec în zgură sau combinaţii cu

temperaturi înalte de topire, care rămân sub forma unor depuneri pe căptuşeală.

Aceste depuneri se formează de regulă atunci când temperatura din cuptor nu depăşeşte

1450°C. Creşterea temperaturii la valori de peste 1500°C determină îndepărtarea depunerilor ce

îngreunează în mare măsură procesul de elaborare a fontei, dar se ajunge la uzări avansate ale

căptuşelii.

Zgura contribuie în mare măsură la oxidarea elementelor din compoziţia fontei, în urma unor

interacţiuni de tipul BC. Dintre acestea, cele mai importante sunt următoarele :

(SiO2) + 2[Me] = 2(MeO) + [Si] (1.573)

(FeO) + [Me] = (MeO) + [Fe] (1.574)

Rezultă deci că atât bioxidul de siliciu, cât şi oxizii de fier ai zgurei constituie surse

importante de oxigen, pentru oxidarea fontei. Agitarea electromagnetică a topiturii determină

ruperea unor particule de zgură, astfel că suprafaţa de contact între aceasta şi baia metalică se

măreşte, favorizând interacţiunile de tip BC. Zgura puternic oxidantă, rezultată în urma topirii unor

cantităţi mari de şpan sau a unei încărcături mărunte favorizează în mare măsură acest tip de

interacţiuni.

Interacţiunile de ordinul al III-lea sunt deosebit de complexe. Interacţiunea ABC, respectiv

căptuşeală-topitură-zgură, precum şi cea de tipul ACD, şi anume căptuşeală-zgură-atmosferă pot

avea un caracter permanent sau periodic, în funcţie de poziţia reciprocă a celor trei faze în contact.

Interacţiunile ABD (căptuşeală-topitură-atmosferă) şi BCD (topitură-zgură-atmosferă) au numai un

caracter periodic, depinzând de gradul de agitare a topiturii şi de cantitatea de zgură, care pot

favoriza, la un moment dat, contactul direct între topitură şi atmosferă (B-D). Interacţiunea de tipul

ABC prezintă cea mai mare importanţă practică, concretizându-se prin reacţiile ce au loc între

oxizii conţinuţi de zgură, topitură şi căptuşeală, oxizi existenţi sau produşi în urma unor interacţiuni

de ordinul al II-lea (AB, BC, AC). Această interacţiune ternară are ca rezultat formarea unor

combinaţii complexe, care determină mărirea cantităţii de zgură sau se depun pe căptuşeală.

Interacţiunea de ordinul al IV-lea (ABCD) are loc numai în cazuri izolate, când în contact

ajung concomitent toate cele patru faze: căptuşeală, topitură, zgură, atmosferă. Atmosfera

cuptorului participă la această interacţiune prin oxigenul care este adsorbit în zgură şi baia metalică.

În cazul cuptoarelor de frecvenţă medie şi înaltă, datorită agitării electromagnetice a topiturii

mult reduse, interacţiunile prezintă grad mai mic de intensitate. La aceste tipuri de cuptoare o

importanţă mai mare au interacţiunile de tipul A, B, AB şi ABC, ca şi în cazul cuptoarelor de joasă

frecvenţă, dar fiind de mai mică intensitate.

1.7.1.4.4. Procese metalurgice specifice elaborării fontelor în CEI cu creuzet, acid

A. Oxidarea elementelor în cuptorul cu inducţie depinde de o serie de factori, cei mai

importanţi fiind: gradul de oxidare a încărcăturii, conţinutul, cantitatea şi compoziţia zgurii,

temperatura, gradul de agitare a topiturii.

Sursele de oxigen în CEI, acid sunt: oxizii aduşi de încărcătură (în special cei de fier),

căptuşeala cuptorului (SiO2), bioxidul de siliciu al zgurii, oxigenul din atmosfera cuptorului.

În urma unor interacţiuni de tipul AB, BC şi BD, elementele din compoziţia fontei sunt

oxidate. Interacţiunea de tipul BD, respectiv participarea directă a oxigenului din atmosferă la

oxidarea elementelor din compoziţia fontei se produce numai în cazuri izolate, în anumite condiţii.

Adsorbţia oxigenului din atmosferă are loc în cazul în care topitura rămâne descoperită faţă de

atmosferă, îndepărtarea zgurii fiind posibilă la grade mari de agitare electromagnetică a topiturii,

când se realizează şi o supraîncălzire a fontei (fig.1.487, b). Conţinutul de oxigen al fontei lichide

poate fi scris sub forma :

42

2,756T

6400

a

flg[O]

FeO

0

(1.575)

în care: [O] – este conţinutul de oxigen al topiturii, în %;

fo – coeficientul de activitate al oxigenului;

aFeO – activitatea FeO în zgură ;

T – temperatura băii metalice, în °C.

Coeficientul de activitate al oxidului de fier în zgură (f) este :

543 X)X(XT4.575

Qf

(1.576)

în care X3, X4, X5 sunt părţile molare de CaO, MgO, SiO3 în zgură.

Rezultă deci că activitatea oxidului de fier în zgură poate fi scrisă sub forma :

aFeO = f · X1 (1.577)

în care X1 este participaţia molară de FeO în zgură.

La creşterea activităţii oxidului de fier din zgură (aFeO) se măreşte concentraţia oxigenului nu

numai la graniţa zgură-fontă, dar şi în baia de fontă lichidă, ceea ce favorizează oxidarea

elementelor.

În cazul cuptorului cu inducţie, activitatea oxidului de fier în zgură este mai mică decât la

celelalte agregate de elaborare a fontei, astfel încât în acest caz se înregistrează pierderi mai mici

prin oxidare (tabelul 1.209). Utilizarea unei încărcături cu grad avansat de oxidare determină însă

realizarea unor pierderi mari prin ardere (tabelul 1.210).

Tabelul 1.209

Arderile Si şi Mn funcţie de activitatea FeO în zgură

Tip agregat elaborare Temperatura*

zgurii oC

Bazicitate

zgură

MeO/SiO2

Activitatea

oxidului de fier

în zgură aFeO

Arderi, %

Si Mn

Cubilou (10 t/h) 1180 / 1140 1,22 0,23 21,6 25,4

Cuptor cu flacără (30t) 1190 / 1440 0,94 0,31 34,3 37,5

Cuptor cu arc 1325 / 1550 0,52 0,16 8,8 14,1

Cuptor cu inducţie (6t; 50Hz) 1365 / 1530 0,43 0,13 6,2 5,3 * La numărător temperatura la topire, iar la numitor cea de supraîncălzire.

Tabelul 1.210 Arderile elementelor, funcţie de gradul de oxidare a încărcăturii

Calitatea încărcăturii

(până la 60% şpan)

Pierderi prin ardere, în %

C Si Mn Total

Neoxidată 10,7 8,2 6,3 7,4

Oxidată 23,0 21,5 18,0 16,2

În timpul topirii au loc procese de oxidare, practic, a tuturor elementelor din compoziţia

încărcăturii, cu atât mai intense, cu cât încărcătura conţine o cantitate mai mare de deşeuri de oţel şi

mai ales de şpan de fontă (tabelul 1.211).

La o încărcătură formată din bucăţi metalice, arderile totale nu depăşesc, de regulă, 1,6%, în

timp ce în cazul utilizării şpanului de oţel acestea variază în limitele 0,3...6,2%, atingând valori de

5,3...9,0% la o încărcătură cu şpan de fontă.

După topire, oxidarea elementelor continuă, datorită oxidului de fier remanent al fontei şi

bioxidului de siliciu liber al zgurii sau cel din căptuşeală. La cuptoarele acide, în timpul

supraîncălzirii şi menţinerii fontei la temperaturi ridicate, au loc, cu intensitate mărită, reacţii de

tipul:

[Si]2(MeO)2[Me])(SiO Zg

cpt.2 (1.578)

43

Tabelul 1.211

Compoziţia zgurii şi arderile elementelor în cuptorul cu inducţie cu creuzet acid Regimul termic, componenţa

încărcăturii şi zgurii, arderea elementelor

Cuptor de 12t Cuptor 6,0t

A B C

Temperatura topiturii, în oC 1420 1480 1550

Încărcătura, în %:

- fontă lichidă în “călcâi”

- deşeuri proprii

- fontă de afinare

- deşeuri de oţel

- şpan de fontă

- FeSi 45

- FeP

- Cu

- FeMn

- FeCr

- Ni

- Grafit (granule)

15,3

30,7

24,8

22,2

6,0

1,0

-

-

-

-

-

120 kg

23,75

26,32

24,97

13,87

-

1,09

-

-

-

-

-

104 kg

39,59

39,52

-

-

-

1,9

1,67

4,6

0,39

1,62

10,51

26 kg

Compoziţia zgurii, în %:

- SiO2

- CaO

- MnO

- FeO

- Fe2O3

- P2O5

- Al2O3

- S2

- MgO

- Cr2O3

- NiO

52,54

6,86

4,57

10,0

15,0

0,04

-

0,035

-

-

-

56,5

8,3

10,1

5,0

15,0

0,1

5,0

0,035

-

-

-

62,92

1,82

9,05

2,63

10,11

0,037

1,98

0,04

0,43

2,07

1,91

Arderi elemente, în %:

- C

- Si

- Mn

- Cr

- Ni

- P

- Fe

- S

2,0

5,25

5,09

-

-

2,8

0,24

9,2

1,06

1,27

4,75

-

-

1,1

0,1

2,0

2,9

5,18

11,5

1,16

0,12

-

0,8

0,38

A – 3,73% C, 1,72% Si, 0,85% Mn, 0,17% Cr, 0,025% S, 0,62% P

B – 3,85% C, 2,00% Si, 0,90% Mn, 0,148% Cr, 0,024% S, 0,064% P

C – 2,70% C, 2,09% Si, 0,74% Mn, 1,92% Cr, 0,026% S, 0,48% P, 16,7% Ni, 7% Cu.

Un rol foarte important în procesele de oxidare – reducere care au loc în CEI îl are reacţia de

reducere a SiO2 de către carbon:

SiO2 + 2C = Si + 2CO – Q (1.579)

Echilibrul acestei reacţii depinde ce concentraţiile de C şi Si din baia metalică (fig.1.489). La

Ts < Te, reacţia se desfăşoară spre stânga, în sensul oxidării Si iar la supraîncălziri mari (Ts > Te)

reacţia se desfăşoară spre dreapta în sensul oxidării C şi regenerării Si pe seama SiO2 din căptuşeala

cuptorului şi zgură.

Dispariţia zgurii de pe baia metalică este un semn al unei supraîncălziri mult peste Te. Rezultă

că la Ts < Te are loc impurificarea băii metalice cu SiO2 în timp ce la Ts > Te are loc distrugerea

SiO2 din baia metalică, zgură şi căptuşeală.

În legătură cu modul de desfăşurare a acestei reacţii şi deci cu gradul de supraîncălzire al

fontei lichide a fost pus şi potenţialul de germinare al grafitului în timpul solidificării fontei care

este ridicat la Ts < Te şi scăzut la Ts > Te, în acest ultim caz rezultând o tendinţă mare de albire a

fontei

În general, pierderile prin ardere la elaborarea fontei în CEI cu creuzet acid variază în limitele:

aC = 1...12%; aSi = +5...-8; aMn = 2...15%; aFe = 0,1...0,3%; aS = 0,1...3,5%; aP = 0,5...3%.

44

B. Carburarea topiturii joacă un rol important în procesul de elaborare a fontelor în CEI

datorită ponderii ridicate pe care o au deşeurile de oţel în încărcătură (0...100%) şi necesităţii

creşterii carbonului prin adaos de materiale carbonice (deşeuri de electrozi, materiale carbonice

produse special în acest scop). Carburarea este un proces de difuzie care necesită căldură şi deci,

supraîncălziri ridicate ale topiturii.

Principalii factori care influenţează asimilarea C în topitură sunt:

- caracteristicile fizico – chimice ale materialului de carburare (tipul materialului carbonic,

conţinuturile de carbon, cenuşă, volatile, sulf şi umiditate, granulaţia, porozitatea etc.). Viteza de

dizolvare a materialului carbonic creşte cu creşterea conţinutului de C şi scăderea proporţiei de

cenuşă, deci, cu creşterea gradului de puritate, cu scăderea granulaţiei (nu sub 1mm) şi scăderea

porozităţii. Un material carbonic cu structură cristalină se asimiliează mai uşor în comparaţie cu

unul amorf.

- temperatura băii metalice. Creşterea temperaturii favorizează creşterea gradului de

asimilare al carbonului conform relaţiei:

4,5T

886,58ln(%C) (1.580)

- gradul de agitare electromagnetică al topiturii. O agitare intensă măreşte suprafaţa de

contact între particulele carbonice şi fontă şi îndepărtează stratul de lichid saturat în C de la

suprafaţa acestor particule, deci are efect favorabil. Se recomandă un grad de agitare de 10...12%, la

o durată de carburare de 5...30min.

- modul de adăugare al materialului de carburare. La CEI cu frecvenţă joasă materialul de

carburare se adaugă pe baia metalică, asimilarea fiind favorizată de agitarea intensă a topiturii. La

CEI cu frecvenţă medie, daotrită agitării reduse a topiturii materialul de carburare se adaugă în

principal, în încărcătura metalică solidă şi în cantitate mai redusă pe baia metalică.

- compoziţia chimică a topiturii. O serie de elemente cum sunt; Si, P, S, Cu, Ni micşorează

capacitatea de dizolvare a C în fontă în timp ce altele ca Mn, Cr, Ti, V, favorizează acest proces. La

fontele nealiate Si are cea mai mare influenţă astfel încât, operaţia de carburare trebuie efectuată

înainte de alierea cu Si.

Eficienţa procesului de carburare este evaluată cu ajutorul unor relaţii care descriu parametrii

de eficienţă astfel:

- asimilarea carbonului (Ac): MCMC qC

ΔCmAc

, [%];

Fig.1.489. Dependenţa temperaturii de

supraîncălzire (Ts) şi a temperaturii de echilibru

(Te) a reacţiei SiO2 + 2C = Si + 2CO, de

concentraţiile C şi Si în fonta lichidă.

45

- eficienţa carburării (Ec): 100

CRC

q

ΔCmEc MC

MC

, [%];

- viteza de dizolvare a carbonului (VDC): t

ΔCVDC , [%C/min];

- carburarea specifică (Cs): *

MCq

ΔCCs , [%C / 1,0% MC];

în care: m este cantitatea de fontă tratată, kg; ΔC = Cfin – Cin este carbonul dizolvat în topitură,

%; CMC – conţinutul de C în materialul de carburare, %; qMC, *

MCq - cantitatea de material de

carburare, kg, respectiv, %; t – durata carburării, min; MC – materialul de carburare.

În funcţie de tipul şi compoziţia sa, materialul de carburare poate aduce în fontă şi o cantitate

de sulf,c are poate fi importantă mai ales în cazul elaborării Fgn.

Gradul de sulfurare al topiturii se evaluează cu relaţiile:

*

MC

Sq

ΔSS [%S / 1,0% MC];

ΔC

ΔSS*

S [%S / %C] (1.581)

unde: SS este sulfurarea specifică.

ΔS = Sf – Si, creşterea sulfului, %.

C. Alierea fontei

În CEI cu creuzet există condiţii optime pentru efectuarea oricărui tip de aliere ţinând cont de

posibilitatea de supraîncălzire a topiturii, compactitatea băii metalice (pierderi mici) şi posibilitatea

de omogenizare prin agitare.

Consumul de materiale de adaos pentru aliere (qma) se calculează cu relaţia:

4

EE

Efma 10

ηK

)a0,01(1E[E]q

, (%) (1.582)

în care: [E]f este elementul din fonta finală, %;

<E> –conţinutul mediu al elementului din încărcătură, %;

a<E> – arderea elementului în timpul topirii şi supraîncăzirii, %;

KE – conţinutul de element din materialul de adaos, %;

ηE – gradul de asimilare al elementului de aliere, %.

D. Desulfurarea fontei

În CEI este posibilă desulfurarea fontei numai prin contactul direct între agentul desulfurant şi

baia metalică, procesul fiind favorizat de agitarea topiturii. Pentru desulfurare se utilizează de

regulă carbura de calciu (CaC2) şi mai puţin cianamidă de calciu (CaCN2).

În cazul desulfurării cu CaC2 au loc reacţiile:

CaC2 + [FeS] = (CaS) + [Fe] + 2[C] (1.583)

CaC2 + [FeO] = (CaO) + [Fe] + 2[C] (1.584)

Menţinerea zgurei rezultate la desuflurare pe baia metalică poate duce la reacţia de oxidare a

sulfurii de calciu şi la resulfurarea băii:

2(CaS) + {O2} = 2(CaO) + 2[S] (1.585)

Procesul de desulfurare este favorizat de temperatura relativ ridicată (1450 – 1500oC),

granulaţie redusă (0,5...3mm), agitare intensă a topiturii şi grad redus de oxidare al acesteia.

Parametrii care descriu eficienţa desulfurării sunt:

- eficienţa desulfurării (ED): 100S

SSED

in

finin

, %;

- raportul de desulfurare (RD): 100

ED-1

S

SRD

in

fin ;

46

- capacitate de desulfurare (CD): )(%CaC10

SSCD

2

finin

, [%S / 0,1% CaC2];

- (% CaC2) – adaosul de carbură de Ca, în %;

- consumul specific de agent desulfurant (qS): CD100

1

SS

)(%CaC0,1q

finin

2S

, kg/t;

unde: Sin, Sfin – conţinuturile iniţial şi respectiv final de sulf în fontă, în %;

qS – consumul specific de agent desulfurant (kg/t) pentru a îndepărta 0,01% S din fontă.

Eefectul CaC2 este îmbunătăţit dacă se asigură o atmosferă neutră sau se adaugă în amestec cu

agenţi reducători (C, Mg, etc). În acest caz se obţine o eficienţă de peste 80%.

Cianamida de Ca se utilizează la desulfurare şi are compoziţia în limitele: 55...62% CaCN2;

0,2...0,6% CaC2; 20...25% CaO; 2...4% SiO2; 2...6% (Al2O3 + Fe2O3); 11...12% C.

La 1400oC are loc disocierea, după reacţia:

CaCN2 → Ca + C + N2 (1.586)

Ca este deosebit de activ şi intră în reacţie cu FeS după reacţia:

[Ca] + [FeS] = (CaS) + [Fe] (1.587)

iar C asigură o atmosferă reducătoare prin reacţia cu [FeO]:

[C] + [FeO] = [Fe] + {CO} (1.588)

În amestec cu Na2SiO3 şi CaF2 s-a obţinut o creştere a eficienţei de desulfurare.

E. Micşorarea conţinutului de gaze

Conţinutul de gaze (O, N, H) în fonta elaborată în CEI depinde de o serie de factori cum sunt:

natura încărcăturii, modul de efectuare a operaţiilor de caburare şi aliere, regimul termic al

elaborării, gradul de agitare al topiturii şi raportul dintre suprafaţa şi volumul băii metalice.

Solubilitatea gazelor în fontă poate fi descrisă cu relaţiile următoare:

Cr0,03Mn0,015P0,15C0,21S)(Si0,060,86T

1000N]lg[% ; (1.589)

[H] = 25 – 3,5·C – 2·Si + 10·Mn – 3·Cr [cm3/100g metal]; (1.590)

0,5lg[Si][C]0,19lg[C]1,06T

9752lg[%O] (1.591)

în care: T este temperatura fontei;

C, Si, Mn, P, Cr, S – conţinuturile acestor elemente în fontă, în %.

Variaţia conţinutului de gaze din topitură în timpul elaborării este supusă influenţei a două

procese fizico-chimice opuse:

- procesul de eliminare a gazelor din topitură datorită fenomenelor de reducere sau disociere a

compuşilor chimici din care rezultă gaze (oxizi, nitruri) precum şi separării mecanice;

- procesul de gazare a topiturii prin absorbţia de gaze (O, H, N) din atmosferă.

Procesul de degazare al topiturii este descris de o relaţie de forma:

22

T

tK

eCoCd

(1.592)

în care: Cd – este conţinutul de gaze din aliaj;

Co – concentraţia iniţială de gaze;

t – durata;

T2 – temperatura;

K2 – constantă exponenţială care depinde de temperatură, gradul de agitare al topiturii şi

suprafaţa specifică a topiturii.

Procesul de absorbţie a gazelor de către aliajul lichid este descris de relaţia:

1

1T

tK

Sg e1CC (1.593)

în care: Cg este conţinutul de gaze din aliaj; CS – concentraţia la saturaţie a gazului în lichid;

t – durata; T1 – temperatura; K1 – constantă.

47

Conţinutul total de gaze din aliaj este dat de suma celor două funcţii (fig.1.490):

Fig.1.490. Variaţia teoretică a conţinutului de gaze în aliajele topite în CEI.

În fig.1.491. este prezentată variaţia conţinuturilor de azot,oxigen şi hidrogen, în funcţie de

durata de menţinere a fontei lichide la o temperatură ideală.

Azo

t, [

cm3/1

00

g]

Ox

igen

, [c

m3/1

00g

]

a) b)

Hid

rogen

, [c

m3/1

00

g]

c)

Fig.1.491. Variaţia conţinuturilor de

azot (a), oxigen (b) şi hidrogen (c) în

funcţie de durata de menţinere a fontei

lichide la o temperatură dată (Brokmaier).

48

Din fig.1.491 se observă că valoarea minimă a conţinuturilor de gaze în fontă se obţine după o

durată de menţinere de 30 – 60 min. ceea ce constituie un indiciu important pentru tehnologiile de

topire).

Un conţinut ridicat de gaze se obţine în cazul unei încărcături de slabă calitate (% ridicat de

fier vechi), la adaosul materialelor de carburare şi a feroaliajelor după topire, la temperaturi mari de

supraîncălzire. Se ştie că deşeurile de oţel aduc în cuptor conţinuturi ridicate de O, N şi H. În tabelul

1.212, sunt date conţinuturile de gaze în fontă în funcţie de condiţiile de topire.

Tabelul 1.212

Conţinutul de gaze în funcţie de condiţiile de topire

Modul de topire Conţinutul de gaze, în %·104

Şpan de oţel Şpan de fontă

O N H O N H

Topire de la încărcătura solidă 37 52 5 32 43 3

Topirea cu călcâi de fontă 24 61 4 34 56 5

Feroaliaje şi materiale de carburare

introduse în încărcătura solidă 39 90 6 57 54 5

Feroaliaje şi amteriale de carburare

adăugate după topire (pe baia metalică) 31 45 4 - - -

Carburarea topiturii determină o dezoxidare avansată a topiturii. Deasemenea, utilizarea

materialelor reducătoare (de ex. SiC) în încărcătura cuptorului micşorează conţinutul de gaze chiar

la supraîncălziri ridicate ale fontei (tabelul 1.213).

Carbura de siliciu se utilizează simplă (carbură de siliciu metalurgică, cu 90 – 95%SiC) sau în

amestec cu fondanţi: 80 – 90%SiC; 5 – 15%CaO; 5% CaF2, în acest ultim caz reducerea FeO din

zgură ajungând la 85 – 92%.

Tabelul 1.213

Influenţa adaosului de SiC în încărcătură asupra conţinutului de gaze din fontă

Modul de topire Temperatura de

supraîncălzire, oC

Conţinutul de gaze, %·104

O N H

Oxidantă 1300

1400

1500

12

25

34

31

48

79

1,1

2,1

3,1

Reducătoare

(Adaos de SiC în

încărcătură)

1300

1400

1500

7

11

12

20

38

59

1,2

1,8

3,2

Reacţia de reducere a FeO cu SiC este de tipul următor:

3(SiC) + 6[FeO] = 2(SiO2) + (Fe3C) + [FeSi] + 2[Fe] + 2{CO}- 326 834 Kj (1.594)

Formarea SiO2 duce la creşterea viscozităţii zgurei ceea ce justifică adaosurile de fondanţi

(CaO, CaF2) care fluidifică zgura şi intensifică procesul de dezoxidare.

Cantitatea de amestec reducător (Gam) pe bază de SiC se caculează cu relaţia:

SiCSiCFeO

4

SiCam

ηKM6

10M3FeOG

, %. (1.595)

în care: <FeO> este conţinutul de FeO în încărcătură (zgură), %;

MSiC, MFeO – masele molare ale SiC respectiv, FeO;

49

KSiC – conţinutul de SiC din amestecul reducător, %;

ηSiC – eficienţa procesului de reducere, %.

De exemplu, la un conţinut de 2% FeO în încărcătură, utilizarea unui amestec reducător cu

80% SiC, la o eficienţă a reacţiei de cca 90%, rezultă: 0,8%Gam .

Adaosul reducător se introduce odată cu încărcătura solidă iar dezoxidarea zgurei se realizează

pe întreg intervalul temperaturilor de lucru. Pe lângă efectul de dezoxidare, adaosul de SiC în CEI

duce la creşterea conţinutului de C şi Si în fontă micşorând consumurile de material carbonic şi

FeSi pentru corecţie. Astfel, la un adaos de amestec reducător de 0,5 – 2,5% rezultă o creştere a

carbonului cu 0,03 – 0,15% şi a siliciului cu 0,06 – 0,40%.

În cazul utilizării grafitului ca agent reducător, se ia în calcul faptul că, 1% grafit reduce cca

6% FeO.

Adaosul de materiale reducătoare într-o încărcătură oxidată are efecte benefice şi asupra

căptuşelii refractare acide datorită limitării reacţiei între <FeO> şi SiO2 din căptuşeală.

În acest fel are loc prelungirea duratei de exploatare a creuzetului cuptorului, în condiţiile

creşterii scoaterii de metal, scăderii cantităţii de zgură şi creşterii productivităţii cuptorului.

Tratarea fontei cu 0,05% Al (în cuptor) şi 0,05% Mg (în oală) a dus la reducerea conţinuturilor

de hidrogen şi oxigen cu 30...40%.

1.7.1.4.5. Particularităţile exploatării CEI cu canal

Cuptoarele electrice cu inducţie cu canal şi-au găsit un loc bine determinat în turnătoriile de

fontă fiind utilizate ca agregate de acumulare – menţinere – distribuţie sau agregate de menţinere –

turnare pe liniile de turnare. Exploatarea acestor cuptoare beneficiează de o serie de avantaje faţă de

cuptoarele cu creuzet, cum sunt, pierderi mici prin ardere, grad scăzut de impurificare al fontei,

stabilitate ridicată a compoziţiei chimice şi temperaturii, cantitate redusă de zgură, etc. În cazul

utilizării în tunătoriile de Fgn, în cuptor se crează o uşoară suprapresiune de gaz inert ceea ce

asigură o durabilitate ridicată a efectului modificator. În aceste cuptoare sunt posibile deasemenea,

mici intervenţii asupra fontei lichide în sensul supraîncălzirii uşoare, corectării compoziţiei chimice

sau refacerii efectului inoculant.

Din punct de vedere contructiv, se utilizează următoarele variante de cuptoare: cu canal

descoperit (fig.1.492, a) sau acoperit (fig.1.492, b), canal vertical (fig.1.492, c) sau înclinat

(fig.1.492, d), cu canale dispuse pe coloanele unui transformator trifazat (fig.1.492, e).

Căptuşeala CEI cu canal se realizează de regulă din materiale refractare corindonice (neutră)

iar ca liant se utilizează anhidrida borică (1,0...1,5%). Compoziţia materialului refractar este diferită

la creuzet (81% Al2O3, 18% SiO2, 1...5% impurităţi), canal (min. 95% Al2O3) şi capacul cuptorului

(80% Al2O3, 7,5% SiO2, 8%CaO, max.4,5% impurităţi).

Procesele metalurgice în CEI cu canal cu căptuşeală neutră sunt limitate datorită caracterului

neutru al căptuşelii, cantităţii reduse de zgură şi brasajului redus al topiturii. În fig.493 sunt

prezentate schemele agitării electromagnetice a topiturii şi interacţiunilor chimice principale în CEI

cu canal, cu un inductor (fig. 1.493, a) şi cu două inductoare (fig. 1.493, b)

Cele mai importante interacţiuni chimice care au loc în cuptorul cu canal sunt: sinterizarea

căptuşelii refractare (A), oxidarea elementelor din fonta lichidă (B) şi reacţiile dintre elementele din

compoziţia fontei lichide şi căptuşeala cuptorului (AB). Pierderile prin oxidare în cuptorul cu canal

sunt foarte reduse (de ex. C, după 12h de menţinere nu s-a schimbat iar după 30h a scăzut cu 4%).

Partea mai sensibilă la aceste cuptoare este zona canalului unde se dezvoltă temperaturi foarte

ridicate iar circulaţia topiturii este foarte intensă motiv care duce la erodarea căptuşelii refractare. În

acelaşi timp, canalul trebuie să fie tot timpul plin cu aliaj lichid pentru a evita oprirea cuptorului.

50

Fig.1.492. Variante constructive ale CEI cu canal: a – orizontal descoperit; b – orizontal

acoperit; c – vertical; d – înclinat; e – cu trei canale dispuse pe coloanele unui transformator

trifazat; 1 – canal cu fontă lichidă; 2 – circuit feromagnetic; 3 – cuva sau creuzetul;

4 – spirele inductorului.

Fig. 1.493. Schemele agitării electromagnetice şi interacţiunilor chimice în CEI cu canal cu un

inductor (a) şi două inductoare cu o porţiune de canal comună (b): A – interacţiuni în

căptuşeala refractară; B – interacţiuni chimice în topitură; AB – interacţiuni chimice între

topitură şi căptuşeala refractară; D – interacţiuni în atmosfera cuptorului.

51

1.7.1.5. ELABORAREA FONTELOR ÎN CUPTORUL ELECTRIC CU ARC (CEA)

1.7.1.5.1. Particularităţile constructiv – funcţionale ale CEA

Cuptoarele electrice cu arc (CEA) sunt specifice elaborării oţelului dar pot fi întâlnite şi în

turnătoriile de fontă mai des în cazurile în care este necesară o prelucrare avansată sub zgură a

topiturii metalice, datorită calităţii slabe a încărcăturii metalice (provenienţă necunoscută, conţinut

ridicat de impurităţi, dimensiuni mari ale componentelor metalice care necesită pregătire laborioasă

pentru a fi topite în alte agregate etc.), necesităţii obţinerii unor conţinuturi foarte scăzute de S şi

mai ales de P în fonta elaborată etc.

Dacă S se poate îndepărta relativ uşor şi în CEI sau prin tratare în afara agregatului de topire

fosforul poate fi redus numai prin prelucrare sub zgură bazică şi oxidantă, condiţii uşor de realizat

în CEA bazic.

CEA utilizate în turnătoriile de fontă, de regulă au capacităţi sub 10t dar se întâlnesc şi

cuptoare de 50t.

Cuptoarele electrice cu arc pot fi cu funcţionare discontinuă (încărcare – topire – prelucrare –

evacuare), varianta clasică, sau cu topire continuă (Procedeul CONTIARC) – fig.1.494.

Fig.1.494. Schemele de principiu ale CEA clasic (a) şi CEA cu

topire continuă (CONTIARC) (b).

CEA clasice sunt basculante în timp ce CEA cu topire continuă sunt statice.

În comparaţie cu cubiloul şi CEI cu creuzet la topirea în CEA este necesar să se ţină seama de

anumite particularităţi astfel:

- capacitatea de topire este mai mare faţă de CEI la frecvenţa reţelei dar mai redusă faţă de

cubilou;

- randamentul termic la supraîncălzire (15 – 25%) este mai redus faţă de CEI (> 65%) dar

superior cubiloului clasic (5 – 15%). Totuşi este posibilă atingerea unor temperaturi de 1500 –

1600oC;

- încărcătură mai puţin costisitoare faţă de cubilou şi CEI;

- consumul de energie este mai mare faţă de CEI şi cubilou, în special dacă se efectuează

operaţii de carburare, desulfurare, defosforare;

- zgura la elaborarea în CEA bazic este activă, fiind mult mai caldă decât baia metalică (cu

100...200oC) motiv pentru care se pot efectua operaţii de oxidare, desulfurare şi dezoxidare prin

intermediul acesteia;

- gradul de poluare este mai mare faţă de CEI dar mai mic faţă de cubilou (tabelul 1.214).

52

Tabelul 1.214

Gradul de poluare la elaborarea fontei în cubilou, CEA şi CEI

Caracteristica Agregatul

Cubilou CEA CEI

Cantitate gaze, Nm3/t·h 900...1400 40...400 1...10

Cantitate de praf

Kg/Nm3 gaze

Kg/t fontă

8...12

2...16

1...2

4,5...13,6

-

0,5 – 2,5

- datorită caracterului static al băii metalice la elaborarea în CEA este necesară intervenţia

prin procedee manuale, mecanice sau prin inducţie pentru omogenizarea compoziţiei chimice şi

temperaturii băii metalice;

- gradul de puritate al fontei elaborate în CEA este apropiat de CEI;

- pierderile prin ardere sunt mai mari faţă de CEI dar mai mici faţă de cubilou. Acestea depind

însă foarte mult de modul de conducere a şarjei (topire oxidantă sau reducătoare);

1.7.1.5.2. Procese metalurgice specifice elaborării fontei în cuptorul electric cu arc

A. Caracteristicile zgurii

La formarea zgurii în cuptorul cu arc participă impurităţile aduse de încărcătură (oxizii de fier

şi de mangan, nisipul antrenat), produsele reacţiilor de oxidare din cuptor, erodarea căptuşelii,

materialele de adaos.

Zgura primară, formată la topire, este bogată în FeO, MnO, SiO2, provenind în principal din

oxizii conţinuţi de încărcătură.

Încărcătura cuptorului cu arc, formată în mare parte din deşeuri, cu caracter avansat de

oxidare, favorizează mărirea conţinutului de oxizi de fier din zgură.

Adaosurile de minereu de fier contribuie la mărirea caracterului oxidant, în timp ce varul

măreşte bazicitatea, iar florura de calciu, fluiditatea zgurii. Adaosuri de materiale cu afinitate faţă

de oxigen mai mare decât cea a fierului (cocs, grafit) determină reducerea oxizilor de fier, respectiv

micşorarea caracterului oxidant al zgurii.

Compoziţia chimică a zgurii, în cuptorul cu arc, variază în limitele prezentate în tabelul 1.215.

Tabelul 1.215

Compoziţia chimică a zgurii, în cuptorul electric cu arc

Tipul

zgurii

Compoziţia chimică, % Bazicitate

B

SiO2 CaO FeO +

Fe2O3

MnO A12O3 P2O5 MgO

Bazică

Acidă

-

6...20

60...70

30...65

3...20

2...25

6...12

1...15

5...12

1...3

0,25...4

max 3

max 3

7...10

1...5

2,0.. .2,5

0,1... 0,5

După conţinutul de oxizi de fier, zgura poate fi: neoxidantă (2...3% FeO); slab oxidantă (3...

10% FeO); sau puternic oxidantă (10...25% FeO).

Conţinutul redus de SiO2 şi mare de CaO şi MgO fac ca în zgura bazică oxizii de fier să se

găsească în stare liberă. Din această cauză, la conţinuturi relativ reduse de oxizi de fier, zgura are

capacitate mare de oxidare. La aceleaşi conţinuturi de oxizi de fier, zgura bazică din cuptorul cu arc

are capacitate de oxidare mult mai mare decât în cazul cubiloului sau al cuptorului cu inducţie (cu

căptuşeală acidă), la care aceşti oxizi se află în stare legată de către SiO2.

La cuptoarele bazice, se adaugă pe vatră var (1...3%) şi fluorină (0,1...1%) pentru formarea

zgurii primare, prin zgurificarea impurităţilor conţinute de încărcătură.

În cazul cuptoarelor acide, în momentul apariţiei fontei lichide se adaugă materiale pentru

formarea zgurii: 1...2% nisip şi 0,1...0,3% calcar sau var.

53

B. Oxidarea elementelor

În cuptorul electric cu arc, oxidarea elementelor are loc atât în timpul topirii, cât şi al

supraîncălzirii fontei. Principalele surse de oxigen sunt:

- oxizii conţinuţi de încărcătură; având în vedere că încărcătura cuptorului cu arc nu este

supusă unor operaţii speciale de pregătire, gradul de oxidare este de regulă avansat;

- atmosfera cuptorului are caracter puternic oxidant, spaţiul de lucru nefiind ermetic închis.

Temperatura înaltă din cuptor activează difuzia oxigenului prin zgură spre fontă,

contribuind în acest mod la oxidarea elementelor;

- materialele oxidante introduse în cuptor (minereu de fier sau de mangan) contribuie la

îndepărtarea intensă a elementelor din compoziţia fontei;

- zgura oxidantă constituie o sursă importantă de oxigen pentru fonta lichidă.

La topirea şi supraîncălzirea fontei în cuptorul cu arc se înregistrează valori mari ale pierderilor

prin ardere: 15...30% Mn, 7...15% Si, 10...25% C, 0...4% Ni, 2...7% Cr, 5...10% W, 0...2% Mo,

5...10% V, 30...50% Ti.

Vitezele de oxidare, pentru o serie de elemente, sunt: 4,8% C/h; 0,08% Mn/h, 1,5...2,0% Fe/h,

0,005% P/h, 0,001% Ni/h, 0,03% Cu/h.

În cazul în care se lucrează cu zgură bazică, la topire, se realizează îndepărtarea avansată a

siliciului; de exemplu, la b > 2,0, siliciul a scăzut de la valori de 2% în încărcătură la 0,08% în

fonta lichidă.

La elaborarea fontelor în cuptorul cu arc acid, în timpul topirii şi imediat după topire, deci la

temperaturi scăzute, se înregistrează oxidarea atât a carbonului, cât mai ales a siliciului;

supraîncălzirea fontei în cuptorul cu căptuşeală acidă (peste 1400°C) determină oxidarea puternică

a carbonului şi regenerarea siliciului, datorită reacţiei SiO2 + 2C = Si + 2CO. Rezultă deci că

arderea siliciului în cuptoarele bazice este mult mai puternica decât în cele cu căptuşeală acidă.

Capacitatea de oxidare a zgurii reglează în mare măsură pierderile prin ardere din cuptor.

Astfel, un conţinut mare de oxizi de fier în zgură (peste 10%), rezultat dintr-o încărcătură puternic

oxidată sau în urma adaosului de minereu de fier, contribuie la îndepărtarea avansată a elementelor

din compoziţia fontei :

[Si] + 2(FeO) = (SiO2) + 2[Fe] + Q (1.596)

[Mn] + (FeO) = (MnO) + [Fe] + Q (1.597)

2[Cr] + 3(FeO) = (Cr2O3) + 3 [Fe] + Q (1.598)

2[P] + 5(FeO) = (P2O5) + 5 [Fe] + Q (1.599)

[C] + (FeO) = {CO} + [Fe] – Q (1.600)

Micşorarea pierderilor prin ardere, condiţie importantă mai ales în cazul utilizării în încărcătură

a deşeurilor aliate, se realizează prin introducerea în cuptor, odată cu materialele metalice, a unor

materiale reducătoare (deşeuri de electrozi, grafit, cocs etc), astfel încât conţinutul de oxizi de fier

din zgură să nu depăşească 2...3%.

Corectarea compoziţiei chimice a fontei (Si, Mn, Cr, Ni, Mo etc.) în cuptorul cu arc se

realizează de regulă la sfârşitul perioadei de elaborare, după efectuarea carburării, caz în care

conţinutul de oxigen al topiturii este mai scăzut, ceea ce asigură un grad mare de asimilare. Astfel,

introducerea ferosiliciului o dată cu încărcătura metalică în cuptor determină grade de asimilare de

75...85%, în timp ce la adăugarea acestui feroaliaj în fonta lichidă, la sfârşitul elaborării, se asigură

asimilări ale siliciului de 80.. .90 %..

Nichelul poate fi adăugat în încărcătură, datorită capacităţii reduse de oxidare; de asemenea

FeMo poate fi introdus în încărcătură sau în baia lichidă. În cuptorul acid, FeMo se introduce

înainte de evacuarea fontei din cuptor, pentru a se limita pierderile prin ardere.

C. Desulfurarea fontei

La cuptorul electric cu arc, zgura are un rol activ, contribuind în mare măsură la desfăşurarea

unor procese metalurgice intense cu baia metalică. Desulfurarea avansată a fontei constituie un

54

argument important în alegerea cuptoarelor cu arc la producerea fontelor de calitate, în special a

celor cu grafit nodular sau vermicular.

La o căptuşeală bazică (magnezită), o zgură cu bazicitatea 0,8...0,9 este suficient de activă

pentru a asigura un conţinut de sulf de maximum 0,03 %, fără măsuri speciale de desulfurare.

În vederea micşorării conţinutului de sulf, la cuptoarele bazice se realizează o zgură activă,

prin adaos de var, fluorură de calciu şi cocs, reacţiile care au loc fiind următoarele :

[FeS] + (CaO) = (CaS) + (FeO) (1.601)

(FeO) + (C) = [Fe] + {CO} (1.602)

[FeS] + (CaO) + (C) = (CaS) + [Fe] + {CO} – Q (1.603)

După topire şi supraîncălzire până la 1 400...1 450°C, se îndepărtează zgura primară (de la topire) şi se realizează o zgură bazică, activă şi fluidă, în cantitate de 2...5% din fonta lichidă supusă desulfurării, prin adaos de var,fluorură de calciu şi cocs în proporţia :

CaO : CaF2: C = (6...12) : (2...3) : (1...4) (1.604)

Analizând reacţia de desulfurare (1.7.112) se poate stabili conţinutul de sulf al fontei:

(FeO)(S)

(CaO)[S]

(FeO)(CaS)

(CaO)[FeS]K

Ca

S

(1.605)

(CaO)

(S)(FeO)K[S] Ca

8

(1.606)

)0.05(SiO3,72T

7005lgK 2S (1.607)

Fonta este menţinută în cuptor sub o astfel de zgură, 0,2...1,0 h timp în care are loc trecerea

sulfului sub formă de CaS, insolubilă în topitură, capabilă să se decanteze în zgură. Este necesar

însă ca durata de menţinere să fie strict limitată, având în vedere faptul că fonta se poate reîmbogăţi

în sulf.

Creşterea bazicităţii zgurii, respectiv a conţinutului de oxid de calciu aflat în stare liberă,

intensifică procesul de desulfurare, asigurând posibilitatea obţinerii unor fonte cu conţinut redus de

sulf.

Rezultate bune în procesul de desulfurare se obţin la adaosuri de var de 12…24 kg/t. În vederea

măririi fluidităţii şi deci a activităţii zgurii, sunt necesare adaosuri de 4…12 kg CaF2/t.

Pentru micşorarea conţinutului de oxizi de fier, în zgura formată în vederea desulfurării se

adaugă materiale reducătoare, în special cocs (2…8 kg/t). În mod frecvent, se utilizează: 12 ..14 kg

CaO/t, 4…6 kg CaF2/t şi 2…4 kg cocs/t.

Carbonul din cocs participă la reducerea oxizilor de fier din zgură sau intră în reacţie cu

oxidul de calciu, sub influenţa arcului electric, obţinându-se carbură de calciu :

(CaO) + 3(C) = (CaC2) + {CO} – Q1 (1.608)

3(FeO) + (CaC2) = 3[Fe] + (CaO) + 2 {CO} + Q2 (1.609)

3(FeO) + 3(C) = 3[Fe] + 3{CO} – Q3 (1.610)

Zgura astfel formată, cu conţinut scăzut de oxizi de fier (0,1...0,2% FeO) şi cu 1...3% CaC2,

cu denumirea de zgură carbidică, participă mai intens la procesul de desulfurare :

(CaO) + 3(C) = (CaC2) + {CO} – Q1 (1.611)

3 [FeS] + (CaC2) + 2 (CaO) = 3[Fe] + 3(CaS) + 2{CO} – Q2 (1.612)

3 [FeS] + 3 (C) + 3 (CaO) = 3 [Fe] + 3 (CaS) + 3 {CO} – Q3 (1.613)

O astfel de zgură este realizată la adaosuri mai mari de cocs (peste 3 kg/t).

55

Temperatura are rol important, având în vedere faptul că reacţia de desulfurare are efect

endoterm. Din această cauză, desulfurarea se realizează la sfârşitul operaţiei de elaborare, la

temperaturi de peste 1 400°C. Consumul de energie la desulfurare este de 20...60 kWh/t.

D. Defosforarea fontei

Reducerea conţinutului de fosfor, operaţie posibilă doar la cuptoarele electrice cu arc bazice,

determină îmbunătăţirea calităţii fontei, asigurând tenacitate mare pieselor turnate.

Defosforarea se realizează cu ajutorul zgurii, prin intermediul căreia are loc oxidarea

fosforului din fontă:

2[Fe3P] + 5(FeO) = (P2O5) + 11[Fe] + Q (1.614)

(P2O5) + 3(FeO) = (FeO)3·P2O5 (1.615)

Caracterul oxidant al zgurii, necesar pentru îndepărtarea fosforului din fontă, este realizat prin

adaos de minereu de fier.

În urma oxidării fosforului, zgura se îmbogăţeşte în combinaţii de tipul (FeO)3·P2O5, instabile,

capabile să fie reduse atât de oxizii acizi (SiO2), cât şi de cei bazici (CaO).

Sub acţiunea oxizilor acizi, au loc reacţiile :

(FeO)3·P2O5+ 3(SiO2) = 3(FeO·SiO2) + (P2O5) (1.616)

(P2O5) + 5[C] = 2[P] + 5{CO} (1.617)

Punerea în libertate a pentaoxidului de fosfor facilitează reducerea acestuia, astfel încât fonta

se reîmbogăţeşte în acest element.

Asigurarea unei bazicităţi mari permite legarea P2O5 în zgură:

(FeO)3·P2O5 + 3 (CaO) = (CaO)3·P2O5 + 3(FeO) (1.618)

Oxidul de fier participă în continuare la oxidarea fosforului.

Având în vedere caracterul exoterm al reacţiei de oxidare a fosforului, se impune ca această

operaţie să aibă loc în timpul topirii sau imediat după terminarea acesteia, la temperaturi sub

1 400°C.

Zgura cu care se lucrează la defosforare trebuie să fie oxidantă (10...25% FeO) şi bazică (b =

1,5...2,5). Aceste caracteristici se asigură prin adăugarea de minereu de fier şi var.

Îndepărtarea zgurii, imediat după terminarea operaţiei de defosforare, asigură obţinerea unor

fonte cu conţinut redus de fosfor.

E. Carburarea fontei

Asimilarea carbonului în cuptorul electric cu arc, în condiţiile unei băi metalice statice, se

realizează destul de greu, într-o perioadă îndelungată de timp. Din această cauză, obţinerea unor

fonte cu conţinut mare de carbon (peste 3,6%) are loc pe baza unei încărcături metalice, bogate în

carbon, respectiv cu utilizarea unor cantităţi mari de fontă de primă fuziune.

Gradul de asimilare a carbonului depinde de o serie de factori: cantitatea de material de

carburare utilizat, modul de introducere în cuptor, timpul de menţinere, gradul de supraîncălzire,

caracteristicile încărcăturii, compoziţia chimică a fontei, caracteristicile materialelor carbonice

utilizate etc.

Pentru carburarea fontei se utilizează deşeuri de electrozi, cocs, materiale carbonice speciale,

antracit. Gradul de asimilare al carbonului poate să atingă valori de 60% în cazul folosirii cocsului

(85%C) sau antracitului (88%C), respectiv 70...75% pentru deşeurile de electrozi (95 %C). În

majoritatea cazurilor, se utilizează deşeuri de electrozi.

O primă variantă de carburare o constituie introducerea materialelor carbonice în cuptor. Cele

mai mari arderi ale carbonului se înregistrează în cazul în care materialele de carburare sunt

introduse pe vatră înainte de încărcătura metalică. În aceste condiţii, la sfârşitul topirii gradul de

asimilare al C, ηC = 45...50%, cu posibilitatea de mărire până la 60...65 %, în urma supraîncălzirii

fontei până la 1 500°C şi a menţinerii timp de 30...40 min. Pierderile mari la carburare (40...50%)

sunt datorate zgurificării materialelor carbonice, de către zgura primară formată la topire, ca urmare

a temperaturii foarte înalte din zona arcului electric şi datorită faptului că lipseşte agitarea topiturii,

care să favorizeze asimilarea. Materialul de carburare zgurificat rămâne pe vatra cuptorului, iar

56

pentru asimilarea sa sunt necesare supraîncălziri mari ale fontei ca şi perioade îndelungate de

menţinere, ceea ce nu este convenabil din punct de vedere energetic.

Introducerea materialului de carburare odată cu încărcătura, în mai multe părţi, cu distribuire

uniformă asigură asimilarea mai mare a carbonului din deşeurile de electrozi (până la 70%).

Dizolvarea carbonului în topitură este micşorată de conţinuturi ridicate de siliciu în topitură. În

medie, fiecare 1% Si, prezent în fontă, micşorează gradul de asimilare a carbonului cu 4...5%. Din

această cauză se impune ca corectarea conţinutului de siliciu să fie realizată la sfârşitul perioadei de

elaborare, după carburarea fontei.

Carburarea fontei se poate realiza şi în timpul evacuării acesteia din cuptor, în oala de turnare,

în jet. În acest scop, este necesară îndepărtarea cât mai completă a zgurii din cuptor, înainte de

evacuarea fontei. La o temperatură de evacuare de 1 450...1 470°C şi la un conţinut iniţial de

2,5...2,7% C, adăugarea deşeurilor de electrozi la o granulaţie scăzută şi în porţii mici în jetul de

fontă, a asigurat un grad de asimilare a carbonului de până la 70...75 % C. În cazul în care fonta

evacuată din cuptor mai conţine zgură, gradul de asimilare a carbonului este foarte scăzut.

Introducerea materialului de carburare, sub formă de pulbere, cu ajutorul unui gaz sub

presiune, în oala de turnare, asigură de asemenea posibilitatea de carburare a fontei elaborate în

cuptorul cu arc.

1.7.1.6. PARTICULARITĂŢILE ELABORĂRII FONTELOR ÎN CUPTOARELE

ROTATIVE CU FLACĂRĂ

Cuptoarele rotative cu flacără (CRF) au fost utilizate la scară destul de mare în turnătoriile de

fontă până în a doua jumătate a sec.XX prezentând anumite avantaje faţă de cuptoarele cu vatră.

Odată cu apariţia CEI, CRF practic au dispărut din turnătoriile de fontă datorită avantajelor

multiple ale noii tehnici de topire. Spre sfârşitul sec.XX totuşi CRF au reapărut în turnătorii datorită

performanţelor atinse cu noile arzătoare oxi – gaz, a căror putere termică a crescut considerabil prin

utilizarea oxigenului tehnic şi prin controlul automat al arderii combustibilului (păcură, metan,

propan).

Din punctul de vedere constructiv CRF constă dintr-un tambur cilindric cu terminaţii

tronconice căptuşit la interior cu masă refractară acidă (95% SiO2). Tamburul aşezat în poziţie

orizontală pe patru role este antrenat într-o mişcare de roaţie în jurul axei orizontale, după topirea

încărcăturii şi se poate înclina la 45º în plan vertical pentru încărcare (fig. 1.495).

Fig.1.495. Schema amplasării CRF şi instalaţiilor auxiliare; 1 – cuptor; 2 – arzător oxi – gaz;

3 – sistem de încărcare cu benă; 4, 5 – tubulatură pentru captarea gazelor arse;

6 – recuperator căldură; 7 – sistem desprăfuire; 8 – ventilator; 9 – coş.

57

Gazele arse sunt trecute printr-un recuperator unde se preîncălzeşte aerul de combustie şi apoi

prin sistemul de desprăfuire după care ajung la coş cu un conţinut de impurităţi de cca. 20mg/m3.

CRF se construiesc la capacităţi de 1...25t, durata de topire variind în funcţie de capacitate, de la 1h

10min până la 2h 30min.

Durata scurtă de topire şi temperatura ridicată (1500...1550oC) datorită puterii termice mari a

arzătorului oxigaz fac ca pierderile prin oxidare să fie mai mici cu cca.50% faţă de cuptorul cu

arzător aer – gaz iar consumul de combustibil şi durata de topire să fie reduse la jumătate.

Procesul de elaborare a fontei în CFR se rezumă la topirea unei încărcături bine determinate,

bazată în principal pe fontă brută şi deşeuri de fontă/recirculate, supraîncălzire şi corecţii uşoare

care se efectuează cu ajutorul unor dispozitive speciale prin orificii prevăzute în zona tronconică

opusă arzătorului. Noua generaţie de CRF permite obţinerea unor fonte de calitate, inclusiv Fgn şi

fonte înalt aliate, în condiţiile alcăturii unei încărcături curate şi cu o compoziţie care să nu necesite

intervenţii consistente.

Ţînând cont de avantajele utilizării acestor cuptoare (investiţii mult mai reduse faţă de CEI,

costul căptuşelii refractare redus în condiţiile unor durabilităţi de exploatare de 200...400 de şarje,

grad de poluare mai redus faţă de cubilou, etc.) CRF constituie o alternativă la CEI şi cubilou în

condiţii de elaborare bine determinate.

1.7.1.7. ELABORAREA FONTELOR ÎN SISTEM DUPLEX

Se ştie că agregatele de elaborare, utilizate în turnătoriile de fontă, respectiv cubiloul, cuptorul

cu inducţie cu creuzet şi canal, cuptorul cu arc, cuptorul cu flacără prezintă caracteristici atât

pozitive, cât şi negative privitor la multitudinea de aspecte ale procesului de obţinere a fontei:

componenţa şi costul încărcăturii, gradul de oxidare, consumul de energie, productivitatea, calitatea

fontei, condiţiile de muncă. Din această cauză, se utilizează tot mai mult combinaţii de două sau

chiar de mai multe agregate de elaborare, astfel încât să se valorifice caracteristicile pozitive ale

fiecăruia.

A. Cubilou – cuptor cu inducţie cu creuzet

Cubiloul constituie agregatul de topire, capabil să asigure o cantitate mare de fontă lichidă în

unitatea de timp, cu randament mare la topire şi cu utilizare bună a energiei primare.

Fonta lichidă este preluată de cuptorul cu inducţie cu creuzet, cu căptuşeală acidă de regulă la

frecvenţa reţetei (50 Hz), în care se realizează omogenizarea chimică, datorită agitării

electromagnetice, supraîncălzirea, la un randament termic ridicat, precum şi corectarea compoziţiei

chimice, favorizată de agitarea topiturii şi de pierderile mici prin ardere, gradul de asimilare a

elementelor putând atinge în scurt timp valori mari.

În aceste condiţii, în funcţionarea cubiloului apar o serie de schimbări:

- consumul de cocs este redus (12...15%), deoarece nu mai sunt necesare grade mari de

supraîncălzire a fontei (Tf < 1 400°C);

- se micşorează ponderea fontei de primă fuziune şi creşte participaţia oţelului în încărcătura

cubiloului, determinând scăderea costului acesteia;

- încărcătura cubiloului nu mai conţine feroaliaje, corectarea compoziţiei chimice urmând să

aibă loc în cuptorul cu inducţie;

- realizarea încărcăturii este mai simplă, nemaifiind obligatorie utilizarea numai a materialelor

care pot asigura compoziţia chimică prescrisă.

Posibilităţile largi de corectare în cuptorul cu inducţie permit obţinerea unei fonte în cubilou

cu conţinut mai scăzut de elemente, utilizând în acest scop o încărcătură mai accesibilă. De

exemplu, în acest caz se poate utiliza o cantitate mai mare de fontă de afinare în locul celei de

turnătorie, aportul mai scăzut în siliciu nemaiconstituind o problemă. Utilizarea unei încărcături mai

sărace în carbon (cu mult fier vechi) nu mai împiedică obţinerea unor fonte cu conţinut mare de

carbon.

Corectarea compoziţiei chimice în cuptorul cu inducţie, la un grad de asimilare ridicat,

conduce la economii importante de feroaliaje, la care se adaugă micşorarea costului încărcăturii

58

cubiloului şi a topirii în cubilou, precum şi îmbunătăţirea calităţii fontei finale, din care cauză

elaborarea în acest sistem este mai rentabilă decât în cazul utilizării unui singur agregat.

Reducerea consumului de cocs în cubilou determină micşorarea cantităţii de gaze evacuate, a

conţinutului de oxid de carbon şi a bioxidului de sulf (gaze toxice), ceea ce reduce costul purificării

acestora.

Prelucrarea termică în cuptorul cu inducţie determină schimbări importante în ceea ce priveşte

calitatea fontei. În acest sens, trebuie remarcată mărirea tendinţei de albire, datorită eliminării

germenilor de grafitizare, în special a grafitului remanent la supraîncălziri peste 1450°C. La aceeaşi

compoziţie chimică, fontele elaborate în cubilou au tendinţă scăzută de albire, în timp ce după

supraîncălzirea în cuptorul cu inducţie, tendinţa de albire este mărită cu atât mai mult cu cât

valoarea carbonului echivalent este mai scăzută. Din această cauză, este necesară o modificare

eficientă a fontei.

Eliminarea incluziunilor grosolane, finisarea grafitului, mărirea proporţiei de perlită etc, în

urma supraîncălzirii şi menţinerii fontei în cuptorul cu inducţie determină îmbunătăţirea

proprietăţilor mecanice, faţă de cazul utilizării numai a cubiloului.

Menţinerea în cuptorul cu inducţie se realizează cu pierderi scăzute prin ardere, acestea

depinzând în principal de gradul de supraîncălzire a fontei, respectiv de diferenţa faţă de

temperatura de echilibru a reacţiei SiO2 + 2 C = Si + 2CO. La supraîncălziri ce nu depăşesc 50°C

faţă de această temperatură de echilibru, pierderile prin arderi în cuptorul cu inducţie sunt: maxi-

mum 5% C, maximum 3% Mn, maximum 3% Cr, maximum 0,1% Fe, 0 – 2% Si.

B. Cubilou – cuptor cu inducţie cu canal

Acest sistem de elaborare se utilizează de regulă atunci când sunt necesare cantităţi mari de

fontă lichidă, la grade scăzute de variaţie a compoziţiei chimice şi la temperaturi de turnare

constante. Cubilourile asigură o producţie mare şi continuă de fontă lichidă, iar cuptoarele cu

inducţie cu canal pot acumula cantităţi mari de fontă (10...250 t), asigurând omogenizarea

compoziţiei chimice, abaterile fiind de maximum 0,05%, faţă de ± 0,5%, cît se înregistrează, pentru

carbon şi siliciu, pe jgheabul cubiloului. În tabelul 1.216 este prezentată stabilitatea compoziţiei

chimice, în cazul utilizării cubiloului ca agregat de topire şi a cuptoarelor electrice cu canal şi cu

arc, pentru acumulare şi supraîncălzire.

Pentru aprecierea variaţiei compoziţiei chimice, la turnare, se utilizează

coeficientul de variaţie 2xx 10

X

SV în care X este valoarea medie, iar Sx abaterea standard

pentru elementul X. Pentru fontele cenuşii, abaterile pentru carbon şi siliciu nu depăşesc 0,04%,

ajungând la maximum 0,07% în cazul unor conţinuturi mai scăzute (Fm). Coeficientul de variaţie

total (C + Si) nu depăşeşte valoarea 10.

Tabelul 1.216

Variaţia compoziţiei chimice a fontei, la elaborarea în sistem duplex

Variantă elaborare

Tipul

fontei

Carbon Siliciu Vc + VSi

C

%

*

CS Vc Si

%

*

SiS VSi

Cubilou cu aer cald (25 t/h) +

cuptor cu canal (75 t) Fc 3,3 0,03 0,9 1,9 0,035 1,8 2,7

Cubilou cu aer cald (20 t/h) +

c'uptor cu canal (59 t) Fm 2,93 0,05 1,75 1,04 0,07 6,7 8,45

Cubilou cu aer rece (20 t/h) +

cuptor cu arc (10 t) Fc 3,39 0,09 2*8 2,25 0,15 6,7 9,5

Cubilou cu aer cald (20 t/h) +

cuptor cu arc (10 t) Fm 2,71 0,08 2,95 1,11 0,09 8,2 11,15

* Abaterea standard pentru C şi Si.

59

Capacitatea cuptoarelor cu canal trebuie să fie :

Qc.c = (2…3) · P [t] (1.619)

în care : Qc.c este capacitatea cuptorului cu canal, în t;

P – productivitatea cubiloului, în t/h.

De regulă, cuptoarele cu canal preiau fonta lichidă de la mai multe cubilouri ce produc aceeaşi

fontă, urmând să o distribuie la turnare, în cuptor rămânând însă minimum 2/3 din capacitatea sa.

Pentru asigurarea unei durabilităţi mari a căptuşelii se impune îndepărtarea zgurii de cubilou,

înainte de turnarea fontei în cuptorul cu inducţie.

Cubilourile funcţionează cu consum redus de cocs (8...12%) şi cu cantitate scăzută de fontă de

furnal (maximum 10%), încărcătura fiind realizată în cea mai mare parte din deşeuri de fontă şi oţel.

Fonta este evacuată din cubilou la 1 300…1 400°C, în timp ce în cuptorul cu canal

supraîncălzirea nu trebuie să depăşească 1 450°C, datorită îndepărtării germenilor de grafitizare,

favorizată şi deduratele mari de menţinere a fontei în cuptor.

Din cuptorul cu canal, fonta este evacuată în oală (de macara sau pe electrocar) sau este

folosită direct la turnarea pe conveior. Inocularea fontei se efectuează în jet la evacuarea în oala de

turnare sau în jet în timpul umplerii formei (sistemul autopour).

Consumul de energie este de 15...25k\Vh/t pentru menţinere şi omogenizare şi de 45...65

kWh/t pentru supraîncălzire.

Utilizarea sistemului de elaborare duplex cubilou-cuptor cu inducţie cu canal asigură, pe

ansamblu, un consum mai redus de energie.

C. Cubilou – cuptor electric cu arc

Topirea în cubilou este realizată la productivitate mare, cu randament termic mare, dar fontele

obţinute (mai ales în cubilourile clasice, cu consum mare de cocs) au conţinuturi mari de sulf şi

fosfor, din care cauză nu pot fi utilizate în vederea obţinerii grafitului compact (vermicular şi

nodular).

Cuptorul cu arc asigură posibilitatea corectării compoziţiei chimice, la pierderi prin ardere

mai scăzute decât la cubilou, precum şi procese avansate de desulfurare şi defosforare. Carburarea

în cuptorul cu arc este realizată la grade scăzute de asimilare, din care cauză este necesar ca nivelul

prescris de carbon să se obţină în cubilou. Cuptorul cu arc asigură supraîncălzirea fontei la

temperaturi înalte (1 500...1 600°C), dar cu consum mare de energie, din cauza randamentului

scăzut la supraîncălzire.

Cuptorul cu arc cu căptuşeală acidă permite supraîncălzirea şi alierea fontei, în timp ce la o

căptuşeală bazică sunt posibile şi procese de desulfurare şi defosforare. Cuptorul electric cu arc

bazic, poate constitui deasemenea o verigă intermediară într-un sistem triplex Cubilou – CEA bazic

– CEI, în care CEA efectuează operaţiile de desulfurare şi defosforare.

D. Cuptor electric cu arc – cuptor electric cu inducţie cu creuzet

Topirea în cuptorul cu arc permite utilizarea unor deşeuri metalice de dimensiuni mari, cu

conţinut mare de impurităţi, acest agregat de elaborare neimpunând condiţii pentru o pregătire

specială a încărcăturii. În cuptorul cu arc însă, supraîncălzirea se realizează cu consum mare de

energie (peste 100 kWh/t), iar corectarea compoziţiei chimice, cu pierderi mari prin ardere,

carburarea prezentând dificultăţi deosebite.

Utilizarea cuptorului cu inducţie cu creuzet permite omogenizarea compoziţiei chimice.

Arderile mai mici din cuptorul cu inducţie şi agitarea electromagnetică a topiturii favorizează

corectarea rapidă a compoziţiei chimice, cu grade de asimilare la valori mari.

Acest sistem de elaborare este mai frecvent întâlnit în cadrul turnătoriilor mari, care utilizează

cuptoare cu arc de mare capacitate, ca de exemplu, cuptor cu arc de 40 t (τtop = 3,5 h) şi cuptor cu

inducţie cu creuzet de 12t.

De regulă, cuptoarele cu inducţie lucrează pe treptele inferioare de putere ale

transformatorului. Consumul total de energie este de circa 600...650 kWh/t.

60

E. Cuptor electric cu arc – cuptor electric cu inducţie cu canal

La topirea fontelor în cuptoare cu arc, de regulă de mare capacitate, cuptoarele cu canal au

rolul de mixere, pentru acumularea, omogenizarea, supraîncălzirea, corectarea compoziţiei chimice

şi distribuirea la turnare a fontei. În aceste condiţii, topirea în cuptorul cu arc este posibilă şi în

timpul nopţii sau în alte perioade, în care nu are loc turnarea în forme.

O astfel de variantă de elaborare asigură o constanţă mare compoziţiei chimice, variaţiile

pentru carbon şi siliciu nedepăşind valorile de 0,08% C şi 0,05% Si.

În aceste condiţii de elaborare consumul specific de energie este mai scăzut decât în cazul

utilizării numai a cuptoarelor cu arc (tabelul 1.217).

Tabelul 1.217

Consumul specific de energie în sistemul duplex cuptor cu arc – cuptor cu canal

Caracteristica Cuptor cu arc Sistem duplex, cuptor cu arc –

cuptor cu canal

5 t/h 25 t/h 5 t/h 25 t/h

Energie electrică, kWh/t 650 450 600 400

Combustibil convenţional, kg/t 220 150 205 137

F. Cuptor electric cu inducţie cu creuzet – cuptor electric cu arc

Această variantă de elaborare este utilizată mai ales în producţia de fontă cu grafit nodular de

înaltă calitate utilizată la turnarea pieselor puternic solicitate. Topirea se realizează în cuptoare cu

inducţie cu creuzet, cu căptuşeală acidă, în timp ce cuptoarele cu arc bazice sunt utilizate în

principal pentru defosforare şi desulfurare avansate.

G. Cuptor electric cu inducţie cu creuzet – cuptor electric cu inducţie cu canal

Acest sistem de elaborare asigură o funcţionare continuă a cuptoarelor cu inducţie cu creuzet,

fără stagnările impuse de perioada de turnare, cunoscut fiind faptul că aceste agregate de elaborare

nu se pretează la evacuarea unor cantităţi mici de fontă, necesare turnării, în special pe conveior.

Productivităţiie scăzute ale cuptoarelor cu creuzet fac nerentabilă scoaterea acestora din circuitul

topirii, implicând perioade mari de timp necesare preluării fontei lichide pentru turnare.

Imediat după topire şi realizarea compoziţiei chimice impuse, fonta lichidă este preluată de

cuptorul cu canal, care o distribuie la turnare. De regulă, cuptorul cu inducţie cu canal de capacitate

mare este alimentat de mai multe cuptoare cu creuzet, realizând în acest mod funcţionarea continuă,

atât a acestora, cât şi a liniilor de turnare. Funcţionarea continuă a secţiei este realizată în cazul în

care:

Qc.c ≥ 1,5 · qt [t] (1.620)

în care : Qc.c este capacitatea cuptorului cu canal, în t;

qt – productivitatea orară a cuptorului sau bateriei de cuptoare cu creuzet, care

alimentează cuptorul cu canal, în t/h.

Avându-se în vedere faptul că nu se recomandă oprirea cuptoarelor cu creuzet, în special a

celor cu căptuşeală acidă, cuptoarele cu canal pot asigura acumularea fontei în perioada în care

liniile de formare-turnare nu funcţionează. De exemplu, topirea poate avea loc şi în timpul nopţii, la

un cost mai scăzut al energiei, fonta acumulată fiind turnată apoi în piese, în timpul zilei.

În aceste condiţii, capacitatea cuptorului cu canal este dată de relaţia :

Qc.c ≥ qt · t0 [t] (1.621)

în care t0 este timpul de oprire al sectorului de turnare, în h.

Consumul suplimentar de energie în cuptorul cu canal (maximum 50 kWh/t) este compensat

de raţionalizarea funcţionării cuptorului cu creuzet şi de diminuarea dependenţei reciproce a

sectoarelor de topire şi turnare.

61

H. Furnal – cuptoare electrice cu inducţie

Între soluţiile care permit reducerea cheltuielilor energetice cu fonta elaborată se află şi

varianta preluării fontei lichide direct de la furnal, prelucrarea acesteia în CEI cu creuzet şi turnarea

pieselor în special a lingotierelor, tuburilor, podurilor de turnare etc. În acest fel se elimină operaţia

de retopire a lingourilor de fontă şi consumul de energie corespunzător.

În cadrul multor combinate metalurgice, fonta lichidă de la sectorul furnale este transportată

la turnătorii, în oale de mare capacitate (10...100 t), cu strat de protecţie, termoizolant.

La menţinerea fontei de furnal în oala de transport, se realizează micşorarea conţinutului de

gaze şi îndepărtarea grafitului primar şi a zgurii conţinute de fontă.

Totuşi, fonta lichidă, de primă fuziune, constituie un material impur, ce conţine grafit primar,

de mari dimensiuni (peste 500 μm), o cantitate mare de incluziuni nemetalice, grosolane, precum şi

un conţinut mare de gaze, ceea ce dăunează calităţii pieselor turnate. Preluarea acestor fonte în

cuptoare electrice, în special cu inducţie, cu canal, asigură un proces de rafinare, sub acţiunea

supraîncălzirii. În aceste condiţii, este posibilă obţinerea unor piese cu caracteristici superioare. De

exemplu, prelucrarea termică a unor fonte de furnal în cuptoare electrice, a permis obţinerea unor

lingotiere cu durabilitatea de 1,15...1,30 ori mai mare decât a celor de cubilou şi la un cost mai

scăzut.

Din punct de vedere energetic, se apreciază că acest sistem de elaborare este cel mai avantajos,

dintre toate variantele duplex, cu un consum de combustibil convenţional de 34 kg/t fontă lichidă.

Prelucrarea termică în cuptorul electric creează posibilitatea obţinerii unor fonte de primă

fuziune modificate, cu proprietăţi superioare.

1.7.1.8. PRELUCRAREA FONTEI ÎN AFARA AGREGATULUI DE ELABORARE

În multe cazuri, fontele evacuate din agregatul de elaborare nu corespund din punctul de

vedere al compoziţiei chimice impuse, sau corectarea acesteia este costisitoare dacă se face în

cuptor. În această situaţie se apelează la desulfurare, carburare, aliere, în afara agregatului.

A. Desulfurarea fontei

Îndepărtarea sulfului din fontă, după evacuarea din cuptor, se impune în special în cazul

elaborării în cubilourile acide. În acest scop se utilizează diverse adaosuri desulfurante cu activitate

mare faţă de sulf şi diferite tehnici de introducere a adaosurilor în fonta lichidă care asigură grade

ridicate de îndepărtare a sulfului. Adaosurile desulfurante se bazează pe elemente cu afinitate mare

faţă de S care să genereze însă produse de desulfurare uşor îndepărtabile din fonta lichidă. Dintre

acestea, Ca, Na şi Mg sunt cele mai utilizate.

Desulfurarea fontei în afara agregatului de elaborare se efectuează fie în timpul evacuării din

cuptor, de regulă cubilou (varianta continuă) fie în spaţii amenajate separat, în oale (recipiente) de

desulfurare (variantă discontinuă). Indiferent de varianta folosită, o importanţă deosebită o are

separarea prealabilă a zgurei de fontă şi agitarea permanentă a fontei pentru a creşte suprafaţa de

contact cu agentul desulfurant şi a îndepărta produsele de reacţie de la suprafaţa particulelor solide.

Agitarea topiturii se realiează prin diverse tehnici astfel: insuflare de azot printr-un dop poros plasat

în partea inferioră a oalei (fig.1.496 a, h, j) sau prin lance (fig.1.496 b, i), agitare mecanică prin

scuturarea oalei (fig.1.496 e), cu plunjere ceramice (fig.1.496 d), cu rotor care recirculă fonta prin

centrifugare (fig.1.496 f) prin efectul Rheinstahl (fig.1.496 g) sau prin autoagitare datorită gazelor

care se formează în timpul reacţiei (fig.1.496 c). În ultimul caz, prin descompunerea Na2CO3 rezultă

CO2 care realizează barbotarea topiturii.

Introducerea agentului desulfurant se efectuează: în jet, pe baia metalică sau prin injecţie cu

ajutorul azotului sub presiune.

Eficienţa desulfurării depinde puternic de parametrii procedeului utilizat, fiind favorizată de

creşterea consumului de agent desulfurant (fig.1.497 a), a duratei de contact între agentul

desulfurant şi fonta lichidă (fig. 1.497 b, c), de temperature fontei, calitatea agentului desulfurant,

granulaţia acestuia, gradul de agitare al topirii etc.

62

Fig. 1.496. Procedee de desulfurare în afara agregatului de elaborare: a – adaos CaC2 pe

jgheabul cubiloului, agitare prin insuflare de azot prin dop poros; b – introducerea CaC2 prin

injecţie cu azot în cameră de reacţie situată în faţa cubiloului; c – metoda cu autoagitare

(adaos Na2CO3); d – agitare cu plunjere ceramice; e – adaos în oală oscilantă; f – oală cu

agitare prin centrifugare; g – agitatorul Rheinstal; h – adaos pe baia metalică în oală cu dop

poros; i – introducere prin injecţie cu lance; j – procedeul Wahl-process (adaos de var prin

insuflare cu azot).

63

Fig. 1.497. Influenţa consumului de agent desulfurant (a) şi a duratei de tratament (b,c)

asupra gradului de desulfurare al fontei.

Calciul se utilizează sub formă de carbură de calciu (CaC2), var (CaO) şi calcar (CaCO3).

A1. Utilizarea curburii de calciu. Carbura de calciu în stare pură are temperatură înaltă de

topire (2318°C) şi densitate scăzută (2,22 g/cm3). În practică, se utilizează carbura de calciu

industriala, din sistemul binar CaC2 – CaO, cu temperatura de topire mai scăzută (sub 2 000°C).

Carbura de calciu participă la desulfurare printr-o reacţie exotermă, deci nu determină direct

micşorarea temperaturii fontei :

CaC2 + FeS + 2FeO = CaS + 3Fe + 2CO + 2 100 kJ (1.622)

Desulfurarea cu carbură de calciu este efectivă numai în condiţiile realizării unui contact

intens cu fonta lichidă. Acesta poate fi realizat prin mai multe metode, desulfurarea având loc pe

jgheabul de evacuare din cubilou sau (mai ales) în oala (fig.1.7.1.35).

În cazul agitatorului cu palete, consumul de carbură de calciu este dat de relaţia:

% CaC2 = (8...12) · % Siniţial (1.623)

Scăderea temperaturii, datorată efectului de agitare şi duratei de prelucrare, este de ordinul

30...90oC.

A2. Utilizarea varului (CaO). Oxidul de calciu. cu γ = 3,40 g/cm3 si Tt = 2 564°C,

interacţionează cu sulful printr-o reacţie endotermă, deci determină micşorarea temperaturii fontei :

CaO + FeS + C = CaS + Fe + CO – 158 840 kJ (1.624)

Se utitizează de regulă 2% CaO, gradul de desulfurare depinzând de metoda de agitare a

topiturii. Astfel, în cazul în care desulfurarea se realizează prin suflarea de azot (Wahl-process),

după 3 min a fost obţinută micşorarea conţinutului de sulf de la 0,10 la 0,006%.

Rezultate bune pot fi obţinute şi în cazul în care este utilizat un amestec format din 95% var

şi 5% spat de fluor (S.F), agitarea fontei din oală realizându-se cu ajutorul aerului comprimat (v.fig.

1.497, a).

Se observă că în cazul desulfurării cu var este necesar un consum mai mare decât în cazul,

folosirii carburii de calciu, (practic dublu), pentru a obţine acelaşi grad de desulfurare, dar

tratamentul devine mai putin costisitor, datorită diferenţei de preţ între cele două tipuri de materiale

de desulfurare. De asemenea, zgura rezultată se îndepărtează mai uşor.

A3.Utilizarea calcarului. Calcarul sub formă de pulbere poate fi utilizat ca material de

desulfurare şi la tratarea fontei în oala de turnare, dar în mai mică măsură decât varul sau carbura de

64

calciu. Barbotarea topiturii din oală cu ajutorul gazelor, introduse prin lance sau dop poros,

accelerează procesul de desulfurare, ca şi în cazul celorlalte materiale. Timpul necesar pentru de

sulfurare este mai îndelungat, iar randamentul mai scăzut decât în cazul folosirii carburii de calciu.

Deşi mai puţin eficientă, folosirea calcarului este mai ieftină.

A4. Utilizarea sodiului

Sodiul este utilizat la desulfurarea fontei sub formă de Na2CO3 sau NaOH.

Utilizarea Na2CO3. La temperatua de circa 900°C, are loc reacţia de disociere :

Na2CO3 = Na2O + CO2 – 540 580 kJ (1.625)

Oxidul de sodiu rezultat participă la reacţiile de desulfurare :

Na2O + FeS = Na2S + FeO + 141 810 kJ (1.626)

Na2O + MnS = Na2S + MnO + 155 300 kJ (1.627)

Sulfura de sodiu formată poate interacţiona cu bioxidul de siliciu din zgură sau captuşeala

oalei, determinând erodarea avansată a acesteia :

Na2S + SiO2 + 2FeO = Na2SiO3 + FeS + Q (1.628)

Rezultă deci că, pe lângă erodarea căptuşelii acide (se consumă SiO2) are loc şi procesul de

resulfurare a fontei. Pentru micşorarea interacţiunii între zgura fluidă, formată în urma desulfurării

şi căptufşeală, se recomandă folosirea captuşelii bazice sau pe bază de A12O3.

Utilizarea unor materiale de adaos suplimentare, cu efect dezoxidant, capabile să reducă oxizii

de fier şi de mangan, accelerează procesul de desulfurare.

Reducerea oxizilor de fier sau de mangan înlătură posibilitatea unor reacţii de formare a

bioxidului de sulf, gaz toxic:

Na2S + 2FeO = 2Na + 2Fe + SO2 – Q (1.629)

Carbonatul de sodiu (soda), cu largă utilizare în trecut, esle mai puţin folosită în prezent.

Adaosul de sodă pe jgheabul cubiloului sau în antecreuzet asigură scăderea conţinutului de

sulf, fără să se obţină însă o desulfurare avansată (de exemplu, scăderea de la 0,10% S la 0,06..

.0,08% S). La 1 % Na2CO3, gradul de desulfurare este de 30...50%.

În cazul în care fonta supusă desulfurării are temperatură înaltă (peste 1 400°C), iar odată cu

1% Na2CO3 se adaugă şi 0,25% grafit, sulful scade în mai mare măsură (de exemplu, de la 0,09% la

0,03%).

A5.Utilizare NaOH. Soda caustică (NaOH) poate constitui un material desulfurant cu

eficienţă mare în cazul în care se asigură agitarea corespunzătoare a fontei.

Adăugarea de NaOH în oală, în care apoi se toarnă fontă cu viteza mare, pentru asigurarea

turbulenţei necesare, asigură scăderea accentuată sulfului (de exemplu, de la 0,1 la 0,01%).

Temperaturile fontei, supuse desulfurării, sunt cuprinse în limitele 1 370...1 420°C, fiind

obţinute rezultate bune şi la temperaturi scăzute.

A6. Utilizarea magneziului

Magneziul are capacitate mare de desulfurare şi dezoxidare, fiind deosebit de activ şi în cazul

unor fonte cu temperaturi scăzute, după reacţia :

Mg + FeS = MgS + Fe + Q (1.630)

O parte din sulfura de magneziu este reţinută în fontă, dar cea mai mare parte este îndepărtată

în zgură.

Magneziul este un material scump, astfel încât utilizarea sa la desulfurare este rentabilă doar

în cazul în care se urmăreşte obţinerea unor fonte de calitate, care se utilizează ca atare sau care

urmează să fie modificate cu elemente mai scumpe, ca de exemplu cele din grupa pamânturilor rare.

Desulfurarea cu Mg metalic pur este un proces inevitabil în cazul tratării fontei în vederea

obţinerii formelor compacte de grafit (procedeele Cord-Wire, Convertizorul Fischer, MAP etc.)

când se utilizează fonte cu sulf ridicat.

B. Variaţia conţinutului de carbon. Conţinutul de carbon al fontei elaborate poate fi mărit

sau micşorat prin aplicarea tratamentului adecvat fontei lichide, în oală.

65

B1. Carburarea fontei

Asimilarea carbonului în fonta lichidă din oală este posibilă numai în cazul realizării unei

agitări puternice a fontei, care trebuie să antreneze materialele de carburare, cu densitate scăzută

(grafit, deşeuri de electrozi etc.). Sunt utilizate materiale de carburare cu granulaţie scăzută (0,5...6

mm), agitarea topiturii realizându-se pe cale mecanică sau cu ajutorul gazelor, prin metodele

prezentate la desulfurare.

Asimilarea carbonului este favorizată de temperatura ridicată a fontei, datorită efectului

endoterm al asimilării şi intensificării difuziei, conţinutul redus de C şi Si din fontă, o agitare

intensă a topiturii şi un material carbonic de calitate (structură cristalină, granulaţie mică etc.) etc.

Materialul de carburare utilizat are influenţă deosebită asupra asimilării carbonului. Pentru

punerea în evidenţă a comportării diferitelor materiale de carburare, fonta cu temperatura de

1 500oC, cu conţinut de 2,5% C, 1,7% Si, 0,4% Mn, 0,033% S, 0,035% P (Sc = 0,69) a fost turnată

în oale de 50kg, la fundul cărora se găsea materialul de carburare, la granulaţie de 6mm.

Rezultatele obţinute sunt prezentate în tabelul 1.218.

Tabelul 1.218

Carburarea fontei, prin adăugarea materialului la fundul oalei

Material

carburare

Cantitate

%

Creştere

carbon

%

Asimilare carbon

%

Grafit cristalin

(pur)

0,5 0,37 74

Grafit industrial 0,5 0,24 48

Deşeuri electrod 0,5 0,24 48

Antracit 0,5 0,20 40

Cocs 0,5 0,19 38

Se constată deci că mărirea gradului de puritate a materialului de carburare accentuează

asimilarea carbonului.

Pe de altă parte, se poate evidenţia că lipsa unei agitări puternice a topiturii nu permite

realizarea unor grade mari de asimilare, chiar dacă temperatura fontei este înaltă (1 500°C), iar

gradul de saturaţie în carbon scăzut (Sc = 0,69).

În condiţii industriale, o răspândire mai mare o au metodele de carburare în oale cu dop poros

(suflare de N2), cu agitator cu palete sau cele care permit suflarea gazelor direct în topitură, pe la

partea superioară a oalei.

B2. Micşorarea conţinutului de carbon

Deşi mai puţin utilizată, decarburarea fontei lichide, după evacuarea din cuptor, poate fi

întâlnită în cazul elaborării în cubilou, când nu mai există altă posibilitate de micşorare a

conţinutului de carbon, respectiv utilizarea altui agregat de elaborare (cuptoare electrice sau cu

flacără).

Reducerea conţinutului de carbon, fără oxidarea siliciului şi manganului, este posibilă prin

insuflarea în baie a unui curent de CO2, care provoacă reacţia:

C + CO2 = 2CO – Q (1.631)

Pentru a micşora pierderile de căldură, la suprafaţa fontei lichide din oală, se introduce aer

sau oxigen, care asigură arderea oxidului de carbon, cu efect exoterm :

CO + ½O2 = CO2 + Q (1.632)

Oalele de tratament sunt acoperite cu un capac, prin care pătrunde lancea de insuflare a

bioxidului de carbon, protejată în porţiunea scufundată în baie de o căptuşeală refractară.

66

Agitarea puternică a topiturii, datorită reacţiei de reducere a CO2 şi formării unui volum

dublu de CO, permite în plus şi realizarea unei desulfurări avansate, în cazul în care printr-o altă

lance se introduce o pudră de oxid de calciu. Consumul global de CO2 este de circa 0,85 kg/t fontă

pentru reducerea carbonului cu 0,01%.

C. Demanganizarea fontei

Reducerea conţintului de Mn în fontă cerută de necesitatea obţinerii unor structuri

preponderent feritice în piesele turnate, este o problemă dificilă mai ales în condiţiile absenţei din

încărcătură a componentelor cu Mn redus sau a lipsei unui agregat de elaborare adecvat.

În practică există următoarele posibilităţi de reducere a conţinutului de Mn în fonte:

- diluarea băii metalice prin adaos de materiale cu Mn scăzut (fonte brute, oţel special,

deşeuri de Fgn feritică);

- demanganizare prin oxidare (zgură oxidantă în CEA, adaos de minereu de Fe în CEI sau

oală etc.);

- demanganizare cu ajutorul sulfului;

- demanganizare cu ajutorul clorului.

Demanganizarea prin oxidare este posibilă în special în cuptoarele electrice cu arc sub

zgură bazică şi oxidantă dar, cu anumite sacrificii şi în CEI, prin adaos de minereu de Fe (se

practică la sfârşitul campaniei de lucru a unui creuzet când acesta trebuie demolat şi refăcut). În

ambele variante sacrificiile sunt mari pentru că înaintea Mn se oxidează C şi Si şi ca urmare este

necesară o corecţie serioasă a compoziţiei fontei după demanganizare. Acelaşi lucru se întâmplă şi

în cazul oxidării Mn în afara agregatului de elaborare, respectiv în oală sau convertizor. Oxidarea

Mn în oală se realizează prin adaosul de minereu de Fe în porţii, în timpul umplerii oalei cu fontă

la temperatura de 1460 – 1490oC. Consumul de minereu de Fe se stabileşte în funcţie de conţinutul

iniţial de Mn al topiturii astfel:

- max. 0,5% Mn: 60...80kg min.Fe/t fontă

- max. 1,0% Mn: idem, prin repetarea operaţiei.

Demanganizarea cu sulf este posibilă prin utilizarea zgurilor bogate în sulf ca urmare a

afinităţii ridicate a Mn faţă de S. În acest sens, se utilizează sulfatul de Na ca sursă de sulf care

adăugat pe zgură produce reacţiile:

(Na2SO4) + 4[C] → (Na2S) + {4CO} (1.633)

(Na2SO4) + 4[Fe] → (Na2S) + 4(FeO) (1.634)

Prima reacţie este favorizată la fontele cu carbon ridicat iar cea de a doua la cele cu carbon

scăzut.

La o concentraţie a Na2S suficient de ridicată are loc reacţia:

(Na2S) + [Mn] → (MnS) + 2{Na} (1.635)

O parte din sulful din zgură poate însă trece în fonta lichidă, acesta fiind unul din principalele

inconveniente ale acestui procedeu.

Demanganizarea cu ajutorul clorului este posibilă datorită configuraţiei electronice

exterioare, de tipul 3s23p

5,care explică tendinţa acestuia de a accepta un electron de la elementele

electropozitive, pentru aşi forma o configuraţie stabilă.

Clorul formează combinaţii chimice cu majoritatea metalelor după reacţii de tipul:

2M + nX2 = 2MXn (1.636)

Calculele termodinamice arată că la introducerea în fonta lichidă, clorul reacţionează

preferenţial cu Mo, Mn şi Cr în următoarea ordine:

I. Mo + Cl2 (g) = MoCl2 (g); ΔG = - 480 Kj/mol [T = 1773K] (1.637)

II. Mn + Cl2 (g) = MnCl2 (g); ΔG = - 316 Kj/mol [T = 1773K] (1.638)

III. Cr + Cl2 (g) = CrCl2 (g); ΔG = - 241 Kj/mol [T = 1773K] (1.639)

67

Fig.1.498. Instalaţie pentru demanganizarea cu tetraclorură de carbon, la nivel de staţie pilot: 1 - oala de tratament basculantă: 2 - hota: 3 - tubulatura admisie primară; 4 - dispozitiv cu scripeţi de susţinere şi deplasare a hotei; 5 - ciclon pentru

purificarea gazelor; 6 - suport ciclon; 7 - bazin recirculare; 8 - suport bazin recirculare; 9 – pompă; 10 - presostat; 11 - tubulatura admisie secundară; 12 - conducte recuperare soluţie; 13 - ventilator; 14 - conductă adaptare; 15 - tubulatură refulare; 16 - suport (masă); 17 - recipient distribuţie CCI4; 18 - contor

debit; 19 - uscător; 20 - butelie azot; 21 - furtun alimentare azot; 22 - furtun alimentare CCl4; 23 - indicator de nivel; 24 - manometru (2.0 at).

68

Rezultă că produşii de reacţie ai clorului la temperatura de 1500oC sunt gazoşi şi ca urmare

vor părăsi baia metalică cu efect de barbotare.

Sursele principale de Cl care au fost testate în practică sunt policlorura de vinil (PVC) şi

tetraclorura de carbon (CCl4).

Rezultatele experimentărilor cu PVC (56,6% Cl) au condus la următoarele concluzii:

Posibilitatea reducerii conţinutului de Mn în fontă de la 0,8% la 0,3% Mn cu un adaos

de 1,0% PVC la o eficienţă a procesului de 56%;

Adaosul de PVC nu are o influenţă semnificativă asupra conţinuturilor de S, Si şi P;

Eficienţa procesului de demanganizare scade pe măsură ce conţinutul de Mn iniţial

scade;

Efectul de poluare al procesului este foarte ridicat ceea ce implică măsuri speciale de

depoluare.

Utilizarea tetraclorurii de carbon se bazează pe disocierea acesteia la temperatura de 550oC

cu degajare de clor:

2

C550

4 2ClCCClot

(1.640)

Tetraclorura de carbon (lichidă) este introdusă cu ajutorul unei instalaţii speciale de injectare

(fig.1.498printr-un dop poros plasat la partea inferioară a oalei de tratament. Străbătând dopul

poros tetraclorura de carbon (92% Cl) se evaporă la 76oC iar apoi vaporii desociază instantaneu, la

atingerea temperaturii de 550oC, în fontă pătrunzând Cl gazos (fig.1.499).

Fig.1.499. Reprezentarea schematică a proceselor care au loc la introducerea CCl4

în fontă prin dopul poros

Experimentele efectuate în Franţa (Coates şi Leyshou) şi în laboratorul catedrei PME,

fac.SIM, din UPB au arătat următoarele:

- un adaos de 2% CCl4 au scăzut %Mn de la 0,50% la 0,05%;

- prin tratarea fontei cu CCl4 este posibilă scăderea conţinutului de Mn la valori de până la

20ppm;

- conţinuturile de C şi Si prezintă o uşoară scădere, pusă pe seama oxidării datorate efectului

de barbotare a topiturii;

- faza de vapori care se degajă în timpul tratamentului constă, de ex. din: MnCl2 ~ 25%;

FeCl2 ~ 40%; MnO ~ 12%; FeO ~ 19%; SiO2 ~ 1,5%;

- faza gazoasă (la 30 cm deasupra băii metalice) şi la temperatura de 600oC, conţine 5 – 7%

CO2, CCl4 < 5ppm şi HCl – urme, fără CO.

- volumul mare de gaze (fum) care rezultă în timpul procesului de demanganizare impune

condiţii speciale de filtrare chiar dacă în compoziţie nu rezultă cantităţi mari de componente toxice.

69

D. Alierea fontei

Corectarea compoziţiei chimice a fontei în oală deschide largi posibilităţi de obţinere a unor

mărci variate, plecând de la aceeaşi compoziţie de bază. De asemenea, poate fi utilizată atunci când

cantitatea de fontă aliată este scăzută, în raport cu capacitatea de topire a cuptorului.

Problema principală în cazul alierii fontei în oală o constituie temperaturile înalte de topire

ale feroaliajelor, care conduc la scăderea accentuată a temperaturii fontei sau la realizarea unor

grade de asimilare scăzute.

Asimilarea elementelor de aliere este cu atât mai mare, cu cât temperatura fontei este mai

înalta, cantitatea de fontă tratată este mai mare, feroaliajele au temperatura de topire şi granulaţia

mai scăzute, iar agitaţia topiturii este mai puternică.

În general, alierea în oală se practică în cazul siliciului şi manganului, deci la utilizarea unor

feroaliaje cu Tt < 1400°C şi în anumite limite şi pentru crom. Este posibilă deasemenea alierea cu

nichel şi cupru.

Feroaliajele, aduse la o granulaţie scăzută, în funcţie de cantitatea de fontă lichidă totală (de

regulă sub 10 mm), sunt introduse în oală, în condiţiile asigurării unei agitări cât mai intense a

topiturii, pentru mărirea contactului fonta-feroaliaj. Grade de asimilare la valori de 40...80% (în

funcţie de temperatura fontei) pot fi obţinute în cazul adăugării feroaliajeior pe fundul oalei sau în

jetul de fontă. Asimilarea poate fi mărită la valori de 90...100% în cazul agitării fontei. De

exemplu, la o fontă cu 0,95% Si, 0,12% Mn, 0,05% Cr, au fost obţinute creşteri ale acestor

elemente cu 0,56...0,87% Si, 0,65...0,69% Mn şi 0,43...1,44% Cr, în cazul utilizării unor oale cu

agitator cu palete, realizându-se grade de asimilare de 90...100% (Tf = 1 350...1 450oC).

O altă posibilitate de aliere în oală a fontei o constituie utilizarea de materiale complexe, cu

conţinut de elemente de aliere şi adaosuri, care prin reacţii chimice conduc la degajare de căldură.

În aceste condiţii, este compensată pierderea de căldură şi intensificată asimilarea.

Prealiajele exoterme constau din: feroaliaje standard (65...85%), amestec exoterm (7...23%),

adaos catalizator (maximum 10%), liant (10%).

Amestecul exoterm constă din agenţi oxidanţi (azotat de sodiu, cloraţi de sodiu sau potasiu,

oxizi de fier, mangan sau crom) şi elemente combustibile (C, Al, Si).

Reacţiile chimice dintre cele două componente ale amestecului exoterm au loc cu degajare de

căldură, ceea ce favorizează asimilarea elementelor de aliere. De exemplu, pot fi realizate brichete

formate din 78% prealiaj (45%Ni, 23% Cr, 10% Si, 2% C), 4% Al (praf), 12% NaNO3 şi 6% silicat

de sodiu (liant). Aceste brichete, introduse în fontă la 1 320°C, în proporţie de 1,8% permit alierea

cu 0,3% Cr şi 0,54% Ni, în condiţiile în care nu se înregistrează practic micşorarea temperaturii

după asimilare (1 315°C).

70

1.7.2. MODIFICAREA FONTELOR

Scurt istoric asupra tratamentului de modificare al fontelor

Fontele destinate turnării în piese sunt caracterizate printr-un grad ridicat de sensibilitate la

condiţiile de elaborare şi turnare care fac dificil controlul procesului de formare a structurii de

turnare şi obţinerea caracteristicilor fizico-mecanice impuse pieselor turnate. Din acest motiv, până

la începutul sec.20 când s-au observat primele efecte benefice ale supraîncălzirii topiturii şi ale

diverselor adaosuri în topitura de fontă înaintea turnării, rezistenţa la rupere a fontelor în stare

turnată depăşea cu greu limita de 200 MPa în condiţiile unei ruperi fragile. Cu toate acestea, fontele

maleabile cu rezistenţa la tracţiune între 300 – 600 MPa şi alungire de până la 10% erau cunoscute şi

se produceau încă din sec.18 printr-un procedeu de recoacere grafitizantă la care erau supuse piesele

turnate cu structură iniţială de fontă albă (maleabilizare), greoi şi foarte costisitor (durata procesului

de recoacere ajungea până la 150 de ore).

În tabelul 1.219 sunt sintetizate, după E.Piwowarski, principalele semnalări (perioada 1900 –

1944) ale adaosurilor în fonta lichidă înainte de turnare în scopul îmbunătăţirii proprietăţilor

mecanice ale pieselor turnate. Din datele prezentate rezultă că, la puţin timp de la construirea primei

diagrame de echilibru Fe-C (cercetătorul englez Roberts-Austen W.C., anul 1897) s-au observat

efectele benefice ale unor elemente active introduse în fonta lichidă (Al, Na, Ca, Ba, Ti, Sr, Mg, PR

etc.) elemente care în prezent se găsesc în compoziţia celor mai eficienţi modificatori utilizaţi la

tratarea fontelor lichide înainte sau în timpul turnării.

Analizând motivaţiile acestor adaosuri se poate observa uşor că ele aveau în vedere, în primul

rând efectele de dezoxidare şi desulfurare care se răsfrângeau apoi asupra structurii grafitului şi

implicit asupra proprietăţilor mecanice ale fontelor. Numeroasele experimente efectuate în prima

jumătate a sec.20 au evidenţiat nu numai posibilitatea creşterii potenţialului grafitizant al fontelor

dar şi pe cel al compactizării grafitului, formele compact-nodulare de grafit fiind semnalate cu mult

înainte de patentarea fabricării fontelor cu grafit nodular (anul 1949).

Dezvoltarea mijloacelor de investigaţie şi a posibilităţilor de control al procesului de elaborare

în a doua jumătate a sec.20 au permis un salt spectaculos în evoluţia acestor adaosuri numite

ulterior adaosuri modificatoare sau modificatori care, în prezent, sunt utilizaţi fie pentru acţiunea

grafitizantă (reducerea tendinţei de albire) asupra fontelor (modificatori grafitizanţi sau inoculanţi),

fie pentru obţinerea formelor compacte de grafit (modificatori nodulizanţi/compactizanţi). Se poate

spune că producerea la scară industrială a fontelor de înaltă performanţă nu este posibilă fără un

tratament de modificare al fontei lichide înaintea turnării în piese.

Tratamente de modificare specifice fontelor turnate

În accepţiunea generală, modificarea este operaţia de tratare a unui aliaj lichid cu adaosuri

active în scopul dirijării procesului de germinare la solidificare şi dezvoltării favorabile a fazelor

structurii primare din punct de vedere al gradului de compactitate, al dimensiunilor şi caracterului

repartizării acestora.

În cazul fontelor, tratamentul de modificare poate avea în principal, trei motivaţii importante:

- creşterea potenţialului de grafitizare în vederea eliminării sau reducerii tendinţei de albire a

fontei (împiedicarea formării cementitei libere) şi precipitării carbonului sub formă de grafit; în

cazul fontelor cu grafit lamelar acest tratament modifică şi caracterul separărilor de grafit

favorizând grafitul de tip A, iar în cazul fontelor cu forme compacte de grafit (nodular sau

vermicular) are loc o finisare a separărilor de grafit şi chiar o întărire a efectului modificării

compactizante; acest tip de tratament este cunoscut sub numele de modificare grafitizantă sau

inoculare, iar adaosurile utilizate sunt numite modificatori grafitizanţi sau inoculanţi.

- creşterea compactităţii grafitului în vederea reducerii efectului de crestare asupra masei

metalice; în acest caz adaosurile utilizate sunt numite modificatori compactizanţi sau nodulizanţi iar

fontele obţinute pot fi cu grafit nodular, grafit vermicular sau cu structură mixtă. Un caz particular îl

constituie fontele cu grafit coral care se apropie ca morfologie de grafitul vermicular iar ca

distribuţie şi dimensiuni, de grafitul lamelar de tip D;

71

- finisarea structurii de turnare negrafitice (fonta albă) cu efecte favorabile asupra duratei

procesului ulterior de recoacere grafitizantă şi compactizării grafitului de recoacere (cazul fontelor

maleabile); acest tip de modificare se aplică şi fontelor albe (în special aliate) în scopul finisării

structurii de turnare, cu efecte favorabile asupra rezistenţei la uzare şi tenacităţii fontelor (cazul

cilindrilor de laminor, ciocanelor pentru morile de ciment, valţurile de măcinare etc.).

Tabelul 1.219

Adaosuri în oala de turnare pentru a influenţa structura şi proprietăţile fontelor cenuşii

(perioada 1900 – 1944) Nr.

Crt. Adaosul Semnalare Motivaţie

0 1 2 3

1. Pb,Zn,Al,Mg,Na 1900 (Stahl und Eisen) Pentru purificare, degazare şi creşterea

compactităţii pieselor turnate

2. Ferosiliciu, Calciu, Vanadiu 1908 (Stahl und Eisen) Dezoxidare şi creşterea densităţii

(compactităţii) pieselor turnate

3. Siliciură de calciu 1922 - Brevet SUA

(A.F.Meehan)

Imbunătăţirea formei grafitului în

vederea creşterii rezistenţei mecanice

a fontei

4.

Feroaliaje cu cel puţin 50%Si, peste

25% metale alkaline-pământoase şi

până la 5% Ni şi Mn

1928 - Brevet SUA

(A.F.Meehan şi Meehanite

Metal Corp)

Influenţarea formei grafitului în

vederea creşterii rezistenţei mecanice

a fontei.

5. FeSi, AlSi, Al, Ti sau V 1929-Piwowarski (Berlin) Dezoxidarea şi îmbunătăţirea

proprietăţilor mecanice

6. Adaosuri mici de Pb împreună cu As,

Ca, Sr, Ba, Na, K, Si, Al sau Mg 1930- Piwowarski (Berlin) Influenţarea formei grafitului

7. Metale alcalino-pământoase cu conţinut

de litiu 1931-(H.Osborg,USA) Îmbunătăţirea proprietăţilor mecanice

8. Aliaj constând din:

5-30%Al, 70-10%Si, 20-50%Ca 1934 - Germania Dezoxidant pentru fonte şi oţeluri

9.

Silicocalciu cu 25% Ca şi adaos de

săruri oxidante (carbonaţi, bicarbonaţi,

permanganaţi)

1936-Franţa

Finisarea grafitului prin creşterea

numărului de germeni de grafitizare.

Desulfurare avansată, creşterea

temperaturii topiturii.

10. FeTi în combinaţie cu pachete

conţinând oxigen 1937 Aachen

Eliminarea influentei negative a Pb

asupra structurii grafitului

11. Carbura de siliciu 1939-Metals and Alloys

nr.10

Controlul structurii grafitului şi

producerea unor piese compacte cu

structura fină.

12. Grafidax: 7.5%Ti, 20%Al, 27%Si, rest

Fe

1939 - Trans American

Foundryman Ass, nr.47 Pentru dezoxidarea în oală

13. Aliaj Si-Mn-Zr Metals and Alloys 11/1940

Asigurarea solidificării cenuşii a

secţiunilor subţiri şi creşterea

rezistenţei mecanice

14. 0,1% grafit Metal Progress 38/1940

Asigurarea solidificării cenuşii a

secţiunilor subţiri şi creşterea

rezistenţei mecanice

15. Amestec de FeSi şi Al Liteinoe delo 12/1941

Finisarea grăuntelui, creşterea

rezistenţei mecanice şi micşorarea

sensibilităţii la grosimea de perete

16. Ferosiliciu 63-75% cu 6 - 7%Mn si 6-

7%Zr (aliaj SMZ) Foundry Trade Journal 1943

Efect grafitizant la transformarea

primară şi micşorarea tendinţei de

feritizare la transformarea eutectoidă..

17.

Inoculanţi cu conţinut de Si, Ca şi Ti,

adaosuri în proporţie de 1,2 - 2,0kg/t

fonta lichidă.

Foundry Trade Journal nr.

1480/1944

Eliminarea grafitului de subrăcire şi a

tendinţei de albire.

72

1.7. 2.1. MODIFICAREA GRAFITIZANTĂ (INOCULAREA)

1.7.2.1.1. Efectul modificării grafitizante asupra structurii fontelor

Efectul principal al modificării grafitizante constă în declanşarea procesului de precipitare a

carbonului sub formă de grafit, în dauna celui de formare a cementitei prin crearea sau activarea

unor potenţiali suporţi de grafitizare. Pe lângă efectul de grafitizare este recunoscut deasemenea şi

efectul mai slab de compactizare a grafitului care, în cazul fontelor cu grafit lamelar se manifestă

prin formarea grafitului de tip A (forma I după ISO-945) constând din separări cvasiliniare cu

vârfuri rotunjite şi distribuţie uniformă iar în cazul grafitului vermicular şi nodular, prin creşterea

gradului de compactitate al grafitului şi duratei efectului modificării compactizante. În cazul

fontelor cu grafit lamelar, se poate spune că inocularea are un efect combinat de grafitizare şi

dirijare a creşterii grafitului în sensul favorizării grafitului de tip A şi eliminării sau reducerii

celorlalte forme de grafit, în principal formele orientate (tip D şi E) de grafit, fenomen posibil

datorită reducerii gradului de subrăcire la solidificarea eutectică. Un grad ridicat de subrăcire la

solidificare determină o saturaţie în carbon a lichidului eutectic şi o precipitare forţată, în masă, a

grafitului sau o transformare în sistem metastabil cu formare de cementită. Efectul favorabil al

inoculării asupra transformării primare se manifestă totodată şi prin finisarea structurii eutectice

respectiv, creşterea numărului de celule eutectice însoţite de o mai bună repartiţie a segregaţiilor

intercelulare şi scăderea sensibilităţii la grosimea de perete. Acest lucru este mai uşor pus în

evidenţă în cazul fontelor cu grafit nodular datorită corelaţiei directe dintre numărul de nodule de

grafit şi numărul de celule eutectice.

Creşterea numărului de celule eutectice este considerată un criteriu important care sugerează o

creştere a rezistenţei la tracţiune a fontelor cenuşii deşi există multe exemple care se abat de la

această regulă (de exemplu, creşterea Si duce la creşterea numărului de celule eutectice dar, la

scăderea rezistenţei la tracţiune; supraîncălzirea moderată a fontei lichide (< 1500 oC) are efect

favorabil asupra rezistenţei la tracţiune dar micşorează numărul de celule eutectice; în cazul

inoculării cu Ca rezultă o structură cu un număr mai mare de celule eutectice faţă de inocularea cu

Ba dar rezistenţa la tracţiune a fontei este mai redusă în primul caz.

O structură fină, cu un număr mare de celule eutectice, determină o tendinţă ridicată la

formarea porozităţii de contracţie. De aceea, numărul de celule eutectice este limitat la 300 – 400

celule/cm2, în special la piesele cu pereţi subţiri. În acest sens este de remarcat faptul că în cazul

inoculării cu FeSiSr deşi numărul de celule eutectice nu se modifică prea mult, tendinţa de albire a

fontei scade semnificativ. Acest lucru recomandă inocularea cu FeSiSr pentru producerea pieselor

cu pereţi subţiri din fontă cenuşie, fără porozităţi de contracţie.

Deşi inocularea influenţează în principal solidificarea eutectică s-au constatat totuşi efecte

favorabile ale unor adaosuri atât asupra structurii austenitice primare (Ti, V, Cr, Zr) prin formare de

carburi, nitruri şi carbonitruri care acţionează ca suporţi pentru germinarea austenitei primare, cât şi

asupra transformării secundare (Cr, Mn, Mo, Mg, Ti) prin creşterea subrăcirii la transformarea

eutectoidă care favorizează formarea perlitei şi finisarea acesteia. Adaosuri de elemente superficial

active (Te, Bi, Sb), în compoziţia inoculaţilor, s-au dovedit benefice în cazul fontelor cu carbon

ridicat datorită adsorbţiei acestora pe suprafaţa germenilor de grafitizare şi frânării creşterii

grafitului.

1.7.2.1.2. Mecanismul acţiunii inoculării în fontele cu grafit

A. Condiţiile naturale de germinare la solidficarea fontelor

În stare lichidă, imediat după topire, fonta este considerată ca fiind un sistem coloidal complex

care constă dintr-o soluţie multicomponentă Fe-C-X (X = Si, Mn, P, S…) şi o fază dispersă diversă

alcătuită din incluziuni nemetalice solide care pot fi negrafitice (oxizi, sulfuri, carburi, nitruri etc.) şi

grafitice (grafit remanent) şi gaze moleculare (O2, N2, H2, CO etc.), fig.1.500.

73

Fig. 1.500. Structura fontei după topire

Din aceste incluziuni, numai o parte au fost citate ca germeni efectivi de grafitizare astfel:

Oxizi – CaO; SiO2;Al2O3; ZrO2 ; TiO2; SrO; BaO; PRxOy, etc.

Silicaţi – CaO.SiO2; SrO.SiO2; BaO.SiO2;CaO.Al2O3.2SiO2; SrO.Al2O3.2SiO2;

BaO.Al2O3.2SiO2; MgO.SiO2 etc.

Sulfuri – MnS; CaS; BaS; TiS; ZrS; PRxSy etc.

Nitruri – AlN; ZrN; TiN; CeN; LaN; YN etc.

Carburi – MgC; TiC; ZrC; CaC2; SrC2; CeC etc.

Grafit – rezultă ca grafit remanent din componetele încărcăturii (fontă brută, deşeuri de fontă)

sau în urma precipitării forţate din fonta lichidă saturată în carbon sub efectul dizolvării FeSi.

Structura fontei lichide se schimbă odată cu creşterea gradului de supraîncălzire datorită

dizolvării sau/şi eliminării unei părţi din incluziunile grosiere, inclusiv cele de grafit astfel încât,

soluţia coloidală specifică unei supraîncălziri reduse (Ts < 1400 oC), trece în soluţia omogenă (Ts =

1400 – 1500oC ) în care este remarcată prezenţa grupărilor de carbon de tipul (C6)n numite clasteri

şi apoi în soluţia ideală (Ts > 1550oC) în care carbonul este în soluţie, iar faza incluzionară este

foarte redusă (fig.1.501).

Din punct de vedere termodinamic, în topiturile Fe-C, este posibilă atât existenţa grupărilor

Fe3C cât si a celor grafitice dar energia de formare a clasterilor Fe3C este mai mică decât cea a

grafitului motiv pentru care grupările Fe3C sunt mai stabile, în special la temperaturi ridicate.

Aceste grupări nu sunt totuşi cristale solide ci microzone cu o ordine apropiată în fonta lichidă

similare cu structura cementitei. Grupările grafitice de tipul clasterilor de carbon (C6)n, specifice

domeniilor de temperatură medie (1300 – 1500 oC) au dimenisuni de ordinul (1-10)nm şi pot atinge

densităţi de ordinul 2,7.107 /mm

3, în funcţie de conţinutul de carbon al topiturii, şi durata menţinerii

la temperaturi ridicate. Dimensiunile grupărilor (C6)n cresc cu creşterea conţinutului de carbon şi cu

scăderea conţinutului de siliciu şi a gradului de supraîncălzire ale topiturii. La grade ridicate de

supraîncălzire grupările (C6)n se descompun succesiv în grupări C6, C2 şi în final în C atomic

specific soluţiei ideale.

Se consideră că aceste grupări de carbon joacă un rol important atât în germinarea naturală a

grafitului cât şi a austenitei, starea atomică a carbonului fiind mai favorabilă germinării cementitei

şi solidificării în sistem metastabil (fig.1.502).

Rezultă că supraîncălziri reduse ale topiturii favorizează solidificarea la structuri grafitice iar

grade ridicate de supraîncălzire favorizează solidificarea în sistem metastabil (cu formare de

cementită).

Structura de solidificare a fontei este determinată nu numai de regimul termic al topiturii ci şi de

compoziţia chimică şi predispoziţia topiturii la un anumit model de germinare, respectiv, potenţialul

ereditar al acesteia. Prezenţa în compoziţia topiturii a elementelor antigrafitizante (Te, Bi, B, Cr, V

74

etc) va influenţa modelul de germinare promovat de grupările (C6)n astfel încât, nu totdeauna

acestea sunt promotoare ale germinării grafitului.

Fig.1.501. Influenţa temperaturii asupra structurii fontei lichide

Fenomenul de ereditate, semnalat mai întâi la fonte, explică legătura dintre componenţa şi

calitatea materialelor de şarjare şi caracteristicile structurale şi calitatea fontei turnate. În acest sens,

sunt menţionaţi următorii factori de influenţă ereditari: dimensiunile separărilor de grafit în

lingourile de fontă brută, utilizarea în încărcătură a fontei de afinare (albă sau pestriţă), conţinuturile

de gaze şi incluziuni nemetalice în fonta brută, dimensiunile lingourilor de fontă brută, precum şi

importanţa utilizării în încărcătură a mai multor sorturi de fontă brută (cu compoziţii chimice şi

structuri diferite) şi a fierului vechi pentru a diminua efectul eredităţii. În ultimul timp, au fost

semnalaţi şi alţi factori de influenţă ereditară în cazul elaborării fontelor, între care: viteza de răcire

Fig.1.502. Influenţa stării carbonului în

fonta lichidă asupra germinării grafitului,

austenitei şi cementitei

75

la obţinerea modificatorilor, gradul de supraîncălzire a fontelor în stare lichidă, durata de menţinere

a fontelor în stare lichidă etc.

În timpul retopirii fontei, anumite caractere structurale, de compoziţie şi fizice sunt reţinute şi

transmise fontei recristalizate în piesele turnate.

Dintre caracteristicile structurale ale materialelor de şarjare se pot transmite fontei

recristalizate unele cum sunt: tipul grupărilor de carbon, mărimea şi neuniformitatea grăunţilor

cristalini, structura micro-multifazică etc. De exemplu, prezenţa în încărcătură a deşeurilor de fontă

albă sau fontă de afinare măreşte tendinţa de albire a fontei în piese deoarece moleculele originale

de Fe3C reţinute în topitura joacă rolul de germeni de cristalizare pentru carburi. În mod

asemănător, o proporţie ridicată de fontă brută cu cantităţi mari de grafit în structură, duce la

formarea unei structuri similare în piesa turnată datorită prezenţei în fonta lichidă de cantităţi mari

de grupări (C6)n nedizolvate care vor favoriza precipitarea grafitului grosier.

Prezenţa elementelor reziduale de tipul Ti, Sb, Sn, Pb, As, Bi etc., sau a celor de aliere (Ni,

Cu, Cr, Mo, V, etc.) în componentele de şarjare va fi resimţită şi în structura fontei turnate prin

efecte ca: tendinţă de albire ridicată, tendinţă de a forma retasură ridicată, apariţia unor forme

anormale de grafit (grafitul Widmannstaetten şi Spiky), formarea de sufluri (în cazul prezenţei unor

gaze dizolvate) etc. Se consideră că anumite caracteristici fizice (vâscozitatea, tensiunea

superficială), tendinţa de albire, tendinţa de formare a defectelor de contracţie, tendinţa de formare a

suflurilor şi tendinţa de fisurare au la bază cauze ereditare care sunt raportate la materialele de

şarjare. S-a constatat că măsurile luate pentru înlăturarea sau diminuarea efectelor eredităţii, între

care, schimbarea materialelor de şarjare, utilizarea în încărcătură a unor combinaţii de materiale

precum şi supraîncălzirea topiturii au efecte pozitive semnificative asupra calităţii fontei turnate.

B. Germinarea controlată a grafitului

Pentru a elimina efectele germinării native (lipsa posibilităţii de a obţine morfologii optime ale

grafitului, tendinţă ridicată de albire, structură neomogenă a matricei, număr redus de celule

eutectice, etc.) este necesară intervenţia controlată asupra fontei lichide înainte sau în timpul turnării

prin tratarea acesteia în sensul diminuării ponderii germinării native la solidificare şi provocării unei

germinări controlate.

Tratamentele în stare lichidă ale fontelor pot fi clasificate după natura astfel:

- tratamente de natură termică – supraîncălzirea

- tratamente fizico-mecanice: vibrarea, tratarea cu ultrasunete, tratarea cu curenţi pulsatori,

barbotarea cu gaze, vidarea.

- tratamente chimice – inocularea cu elemente modificatoare

Tratamentele de natură termică şi cele fizico-mecanice acţionează pe de o parte, în sensul

eliminării sau finisării incluziunilor grobe, inclusiv cele de grafit remanent (supraîncălzirea,

vibrarea, barbotarea, vidarea) iar, pe de altă parte în sensul activării unor incluziuni ca potenţiali

germeni de grafitizare şi fragmentării unor faze primare şi dispersării acestora în fonta lichidă

(tratarea cu ultrasunete).

Tratamentul chimic(inocularea) reprezintă de departe cel mai eficient mijloc de dirijare a

germinării grafitului la solidificarea fontelor dar efectul acestuia nu se produce la nivelul optim dacă

în prealabil fonta lichidă nu este pregătită corespunzător în sensul eliminării potenţialilor suporţi de

germinare nativi ai grafitului rezultaţi după topire şi asigurării condiţiilor optime pentru provocarea

unei germinări forţate controlate a grafitului.

Principalele condiţii pentru germinarea eterogenă a grafitului pe suporţi existenţi sau nou

creaţi (prin inoculare) în fonta lichidă sunt:

- particulele trebuie să fie solide ;

- compatibilitate cristalografică bună;

- abatere de la parametrii reţelei cristalografice mică (recomandat sub 3%);

- învingerea barierei energiei de interfaţă (substrat/grafit); la creşterea energiei la interfaţa

substrat/grafit, lucrul mecanic de germinare creşte ceea ce implică o creştere a gradului de

subrăcire;

76

- existenţa unor microincluziuni fine, dispersate în topitură, pentru a preveni aglomerarea

acestora şi favorizarea fenomenului de flotare;

- capacitate de coagulare scăzută a particulelor pentru a preveni fenomenul de flotare şi a

asigura o dispersie uniformă în topitură;

- stabilitate ridicată la temperaturile de procesare ale topiturii (peste 1450oC);

- un nivel optim al elementelor reactive în topitură (O, S, N) care urmează să interacţioneze cu

elementele active ale inoculantului formând compuşi solizi – substraturi pentru germinarea

grafitului;

- acces facil la elemente inoculate;

Mecanismul formării grafitului în fontă constă din doua etape importante: I – formarea

nucleelor de bază; II – precipitarea grafitului pe nucleele existente sau nou formate în topitură.

În legătură cu germinarea grafitului au fost emise numeroase ipoteze în ultimii 15 ani astfel:

- teoria particulelor de grafit nedizolvate;

- teoria germinării pe silicaţi;

- teoria carburilor tip sare (ex.CaC2);

- teoria germinării pe nitruri de bor;

- teoria fluctuaţiilor de concenţratie (germinarea omogenă);

- teoria sulfurilor;

- teoria oxizilor etc.

În prezent nu există un criteriu global pentru o cuantificare reală a eficacităţii

microincluziunilor ca germeni de grafitizare dar pot fi luate în considerare anumite criterii cu

caracter parţial. Astfel, o ordonare a microincluziunilor, după energia de interfaţă (Esubst-gr)

constituie o primă tentativă de evaluare a posibilităţii ca acestea să poată juca rolul de germeni de

grafitizare (tabelul 1.220).

Tabelul 1.220

Ordonarea microincluziunilor dupa energia de interfata (Esubst-gr)

tura substratului de

germinare

Poziţia (în ordinea creşterii energiei de

interfaţă/scăderii potenţialului de germinare)

Grafit I (energie minimă/potenţial maxim de

germinare al grafitului)

Silicat II

Oxizi III

Sulfuri IV

Carburi V

Nitruri VI

Austenită VII (energie maximă/potenţial minim de

germinare al grafitului)

Energia de interfaţă Esubst-gr este însă numai un termen în ecuaţia mult mai complexă a

evaluării lucrului mecanic de germinare ( E):

E = F (Tuc) – Esubs-lich + Egr-lich + Esubs-gr < 0 (1.641)

în care: F (Tuc) este energia liberă de formare a grafitului (este funcţie de subrăcirea existentă);

Esubst-lich – energia de interfaţă la nivelul substrat-metal lichid;

Egr-lich – enrgia de interfata la nivelul grafit-metal lichid;

Esubst-gr – energia de interfaţă la nivelul substrat-grafit

Pe baza acestor date rezultă că, după energia de interfaţă Esubst-gr, particulele de grafit remanent

din topitură constituie suportul ideal pentru germinarea grafitului (subrăcirea necesară este zero)

77

ceea ce este logic, în timp ce, pentru celelalte tipuri de incluziuni este necesară o anumită subrăcire

pentru ca germinarea să aibă loc. La o supraîncălzire normală a topiturii (1500 – 1550 oC)

particulele remanente de grafit sunt dizolvate totuşi la un grad avansat (topitura tinde către o soluţie

ideală) astfel încât, la solidificarea fontei în piese, alte particule (cele induse prin inoculare) vor juca

rolul de germeni de grafitizare. Dintre acestea se pare că într-o pondere dominantă, oxizii şi

sulfurile satisfac condiţiile cerute: stabilitate ridicată, compatibilitate cristalografică bună,

temperatură de topire ridicată etc. În ultimii ani au fost create modele de germinare a grafitului atât

pentru fontele cu grafit lamelar (fig.1.503) cât şi pentru cele cu grafit nodular (fig.1.504), care au

fost acceptate de lumea ştiinţifică.

Fig. 1.503. Model de germinare a grafitului (a) şi structura fontelor cu grafit lamelar

modificate (b).

Fig. 1.504. Model de germinare a grafitului (a) şi structura fontelor cu grafit nodular (b)

1.7.2.1.3. Sisteme de modificatori grafitizanţi

A. Particularităţi compoziţionale – combinaţii posibile

În compoziţia modificatorilor grafitizanţi intră pe de o parte, elemente active faţă de O, S, N,

C (Ca, Ba, Sr, Mg, Zr, Al, PR etc.) cu care formează compuşi solizi care devin direct sau indirect

suporţi (germeni) eficienţi pentru precipitarea carbonului din topitura de fontă în cursul solidificării

iar, pe de altă parte, elementa purtătoare (Si, Fe, Ni etc,) şi eventual, elemente ajutătoare (Cu, Sn,

Sb etc), ultimele având în principal rolul de limitare a formării feritei. Pe lângă elementele care

măresc potenţialul de germinare al grafitului există o altă categorie de elemente care limitează

creşterea grafitului şi a celulelor eutectice rezultând o structură cu granulaţie fină a matricei şi

separării de grafit dezvoltate în grosime (tabelul 1.221).

Nucleu

AlO*XO Invelis

(Mn,X)S

Grafit

a) b)

XO SiO2 or XO Al2O3 2SiO2

Where X = Ca, Sr or Ba Unde: X = Ca, Sr sau Ba

Invelis = MgO SiO2

2MgO 2SiO2

Nucleu = MgS

CaS

Strat: XO SiO2

XO Al2O3 2SiO2

a) b)

78

Tabelul 1.221

Poziţia în sistemul periodic a elementelor cu acţiune asupra potenţialului

de germinare al grafitului şi a celor care limitează creşterea Perioada Elemente care favorizează germinarea

grafitului

Elemente care limitează

creşterea cristalelor

Cre

şter

ea e

fectu

lui

Grupele Grupele

IIA IIIB IVB IIIA IVA VA VIA 2 B C N O 3 Mg Al Si P S 4 Ca Sc Ti Ge As Se 5 Sr Y Zr Sn Sb Te 6 ~Ba La (PR) Pb Bi Po

Din tabelul 1.221 se observă că, elementele cu acţiune asupra germinării grafitului fac parte

din grupele IIA, IIIB, IVB şi IIIA ale sistemului periodic al elementelor chimice iar cele care

restricţionează procesele de creştere ale grafitului şi celulelor eutectice, din grupele IVA, VA, şi

VIA. La prima categorie de elemente mai trebuie adăugate şi siliciul din grupa IVA şi manganul din

grupa VIIB.

Elementele care favorizează germinarea grafitului acţionează ca dezoxidanţi şi desulfuranţi

efectivi asupra aliajelor feroase (Ca, Mg, Ba, Sr, PR, etc.) dar formează combinaţii şi cu carbonul

(Mg, Ca, Sr, Ba etc.) şi azotul (Zr, Al, Ti) din topiturile feroase.

În tabelul 1.222. sunt prezentate principalele tipuri de incluziuni identificate în fontele cenuşii

şi cele cu grafit nodular.

Tabelul 1.222

Combinaţia de elemente identificate în incluziunile rezultate după modificarea

grafitizantă a Fc şi Fgn

Categoria Tipul compusului

Fonta cenuşie Fonta cu grafit nodular

Oxizi SiO2, MnO, CaO, TiO, Al2O3, SrO,

ZrO2, PRxOy etc.

MgO, CaO, SiO2, Al2O3,, SrO, PRxOy

etc.

Sulfuri MnS, CaS, (Mn,Ca)S, (Mn,Sr)S,

(Mn,Ce,La)S….(Mn,X)S, unde:

X = Ca, Sr, Ce, La, Nd, Pr; PRxSy

MgS, CaS, SrS, CeS, LaS,….(PR)xSy

Silicati CaO.SiO2; Al2O3.SiO2; Al2O3.CaO;

SrO.SiO2; Al2O3.SrO;

CaO.Al2O3.2SiO2; SrO.Al2O3.2SiO2;

CaO.BaO.xSiO2;

CaO.BaO.xAl2O3.ySiO2;

(Fe,Mn)O.SiO2.Al2O3

MgO.SiO2; 2MgO.SiO2;(Mg,Al)3O4;

(Mg,Al)SiO3;(Mg,Cu,Al)SiO3;

CaO,Al2O3,2SiO2; Fe2O3; Fe2SiO4;

Mg-Al-Si-Ti-O; CeO2

Nitruri AlN, ZrN, TiN MgSiN2; Mg3N2; Mg2,5AlSi2,5N6;

Carburi CaC2, TiC, SiC, ZrC MgC2, CaC2, SrC2

Cerinţele de bază pentru o germinare eterogenă pe suporturi (particule) existente în topitură

sunt sintetizate astfel:

- suporturile (particulele) trebuie să fie solide;

- abatere cât mai mică faţă de reţeaua cristalografică a grafitului în condiţiile unei bune

compatibilităţi cu acesta;

- dispersie fină a particulelor în topitură (1 – 3m) pentru a preveni fenomenele de flotaţie sau

sedimentare ale acestora.

Tipul combinaţiei şi gradul său de complexitate sunt date de natura inoculantului în

compoziţia chimică a fontei lichide. Ţinând cont de mărimea abaterii de la parametrii reţelei

79

cristaline a suportului, combinaţiile chimice cu cea mai mare probabilitate de a constitui germeni de

grafitizare sunt în ordinea scăderii acesteia: (Mn,Sr)S (1,3%), LaS (1,5%), BaO.SiO2 (1,5%), BN

(2%), CeS (2,9%), SrO.SiO2 (3,5%), CaO.Al2O3.2SiO2 (3,7%), TiN (3,9%), TiC (5.9%), SiC (6%),

SiO.Al2O3.2SiO2 (6.2%), BaO.Al2O3.2SiO2 (7,1%), CaO.SiO2 (7,5%), BaS (7,5%), CaS (8,3%),

CaC2 (9,9%), MnS (10.2%), ZrN (11,2%), MgS (12,5%), CaO (13,3%) etc.

Combinaţiile cu abaterea sub 6% au o capacitate ridicată de germinare a grafitului iar cele cu

abatere între 6 – 12%, o capacitate medie de germinare). Această ordonare are însă caracter

orientativ deoarece abilitatea unui compus de a juca rolul de suport de germinare este dată şi de alţi

factori cum sunt: tipul reţelei cristaline, valoarea energiei de interfaţă cu grafitul, formarea unor

straturi atomice intermediare, (ex. silicaţi) cu rol de catalizatori ai germinării grafitului etc.

În funcţie de compoziţia chimică şi destinaţie există numeroase categorii de modificatori

grafitizanţi care pot avea o destinaţie comună sau destinaţii specifice (tabelul 1.223).

Diversitatea combinaţiilor care alcătuiesc principalele sisteme de modificatori este justificată,

pe de o parte, prin acţiunea specifică a fiecărui element din compoziţia inoculantului asupra O, S, N

şi C din topitură, iar, pe de altă parte, prin crearea condiţiilor formării unor compuşi complecşi

(silicaţi) a căror reţea cristalină (hexagonală) are o compatibilitate mai mare cu reţeaua grafitului

faţă de combinaţiile simple (oxizi, sulfuri) care, în general, cristalizează în sistem cubic.

Calciul, prezent în mai toţi inoculanţii, este considerat cel mai important element modificator

în fontele cenuşii având o puternică acţiune desulfurantă şi dezoxidantă. Adaosul de Ca duce la

creşterea puternică a numărului de celule eutectice, scăderea tendinţei de albire şi subrăcirii la

solidificare şi creşterea rezistenţei la rupere a fontei.

Cercetătorii sugerează o comportare diferită a Ca la adaosul în oţel şi fontă din punct de

vedere al succesiunii reacţiilor acestuia cu S şi O din topitură. Astfel, în timp ce în oţel, Ca

interacţionează mai întâi cu O şi apoi cu S, în fontă succesiunea reacţiilor este inversă datorită

conţinutului mai ridicat de S al fontei (fig.1.505).

Acest lucru poate fi foarte important pentru Fgn unde Ca poate elibera o parte din Mg aflat în

combinaţie cu S şi poate reacţiona cu oxigenul pătruns în topitură mai târziu prin reoxidarea

acesteia.

Fig.1.505. Succesiunea reacţiilor de desulfurare şi dezoxidare în oţel şi fontă (a);

interacţiunea adaosurilor de Mg-Ca în fonta lichidă cu un conţinut iniţial de 0,04%S

şi 0,007%O (b)

Din acest punct de vedere, Mg, şi într-o măsură mai redusă PR, au o comportare diferită

acţionând în primă fază asupra oxigenului atât în oţel cât şi în fontă.

Limita superioară a conţinutului de Ca în inoculanţi este determinată de creşterea tendinţei de

zgurificare şi a gradului de impurificare al topiturii.

Bariul este justificat în compoziţia inoculanţilor atât prin efectul de favorizare a germinării

grafitului cât şi prin creşterea duratei efectului modificator. La proporţia de 20 – 25% în inoculant,

a) b)

80

durata efectului modificator poate depăşi 30 min. Pe de altă parte, Ba favorizează acţiunea Ca prin

micşorarea tensiunii de vapori a acestuia şi creşterea gradului de asimilare a lui în topitură.

Există câteva asocieri tipice de Ba cu Ca în inoculanţii pentru fonte, astfel:

- un nivel foarte scăzut de Ba (0,1 – 0,4% Ba) la un nivel scăzut de Ca (până la 1,0 – 1,2%

Ca), un raport Ba/Ca < 0,5, un domeniu larg al conţinutului de Al (0,6 – 3,5% Al) şi alte posibile

elemente asociate (Mn, Zr, Mg). Aceşti inoculanţi sunt utilizanţi de obicei în tehnicile de inoculare

cum este cazul inoculării în formă;

- raportul Ba/Ca = 1,0 pentru nivele echivalente ale Ca şi Ba ca de exemplu: 0,75 – 1,0%Ca

şi Ba;

- raportul Ba/Ca = 1,0 – 2,0, tipic pentru conţinuturi de 1,0 – 3,0% Ba şi respectiv, 0,8 –

2,0%Ca;

- raportul Ba/Ca = 2,0 – 3,0, tipic pentru conţinuturi de 4 – 6% Ba şi respectiv, 1,5 – 3,0% Ca

- raportul Ba/Ca = 6 – 10, tipic pentru conţinuturi de 9 – 25%Ba şi respectiv 1,5 – 3 %Ca

Inoculanţii care conţin combinaţii între Ca şi Ba au o eficienţă ridicată în special în fontele

cenuşii de cuptor electric, cu sulf scăzut (0.03 - 0,05 %S).

Stronţiul se deosebeşte de celelalte elemente inoculante în principal prin faptul că îşi

manifestă efectul puternic inoculant în condiţiile unei creşteri limitate a numărului de celule

eutectice ceea ce constituie un avantaj din punct de vedere al tendinţei de formare a retasurii, în

general şi a porozităţii de contracţie, în special, care cresc cu creşterea numărului de celule

eutectice. Este considerat cel mai puternic inoculant pentru Fc cu sulf mediu şi înalt.

O analiză comparativă a Ca, Ba şi Sr din punctul de vedere al efectului inoculant în fontele

cu grafit lamelar a dus la următoarele poziţii relative:

- scădrerea tendinţei de albire: S < S >

(CE = ct) Ba < Ca < Sr Ba Ca < Sr

- capacitatea de micşorare a subrăcirii eutectice (Tm): Sr > Ca Ba

- evitarea grafitului de subrăcire:

Grosime de perete S < / CE > S > / CE <

10 mm Ba Ca Ca > Ba

30 mm Ba < Ca Sr

- incidenţa carburilor libere: înregistrată la S < 0,03%, CE < 3,7%, în cazul inoculării cu Ba

- creşterea numărului de celule eutectice: Ba Ca > Sr

Acţiunea Sr este diminuată sau anulată de prezenţa Al, Ca şi Ce motiv pentru care aceste

elemente sunt limitate în modificatori cu Sr. Stronţiul, ca şi Ca se dizolvă în MnS producând

modificări în sens pozitiv asupra parametrilor reţelei cristaline făcând-o compatibilă cu reţeaua

grafitului (compusul (Mn,Sr)S are o abatere de +1,3% de la parametrii reţelei grafitului faţă de -

12,1%, în cazul MnS simplă).

Elementele din grupa PR (lantanidele) precum şi Ytriul au o acţiune complexă în fonte în

timpul solidificării care se manifestă prin:

- formarea de compuşi complecşi (oxizi, sulfuri, oxisulfuri) cu rol în germinarea grafitului;

- dizolvarea în MnS şi modificarea favorabilă a parametrilor reţelei cristaline a acesteia.

Astfel, dacă abaterea reţelei MnS simple de la reţeaua grafitului este de -12,1% la temperatura de

1149oC, compusul (Mn,Ce)S au o abatere de -2,9%, ceea ce-l face compatibil cu reţeaua grafitului;

- limitarea creşterii celulelor eutectice, în special în prezenţa simultană a Y-PR;

- creşterea tendinţei de albire a fontei şi apariţia grafitului tip D la conţinuturi excesive de Y-

PR;

- interacţiunea cu elementele nocive (Pb, Bi, Sb etc.) din fontă pe care le neutralizează

împiedicând formarea grafitului degenerat în Fgl şi Fgn.

81

Tabelul 1.223.

Modificatori grafitizanţi pentru fontele cu grafit în structură Grupa Sistemul Compoziţia chimică de bază, % gr Alte elemente,

%gr

Obs.

Denumirea

comercială

Si Al Ca Ba Sr Zr PR

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

I FeSi

1. FeSi75 72 – 78 0,1 – 2,5 0,5 – 3,0 – urme urme – – Fe – rest - uz general

- efect necontrolat

2. FG – FeSi 73 – 78 1,0 – 1,5 0,5 – 1,0 – – – – – Fe – rest - uz general (Fc, Fgn)

- compoziţie controlată

- efect controlat 3. CalSifer75 74 – 79 0,75 – 1,5 0,5 – 1,0 – – – – – Fe – rest

4. Grafimod 62 – 69 < 1,5 1,0 – 1,5 – – – – – Mg= 0 – 0,8;

Fe - rest

5. INOCAST-GN 70 – 75 0,8 – 1,2 0,8 – 1,2 – – – – – Fe – rest - uz general

II

FeSi înobilat

1. Foundrisil 73 – 78 0,75 – 1,25 0,75 – 1,25 0,75 – 1,25 – – – – Fe – rest Fc cu S < 0,05%

Fgn

2. Barinoc 72 – 78 max. 1,50 1,0 – 2,0 2,0 – 3,0 – – – – Fe – rest

- Fc, Fgn

- piese cu pereţi groşi

- oale mari

- durate mari de menţinere

3. SMZ 62 – 69 0,55 – 1,30 0,6 – 1,9 0,3 – 0,7 – 3,0 –

5,0 – –

Mn= 2,8 – 4,5

Fe – rest

- Ttop <

- controlează N

- inoculare în jet

- Fc, Fgn, Fgv

4. SB5 65 – 72 0,8 – 1,5 0,8 – 1,5 1,5 – 2,5 – – – – Fe – rest Fc, Fgnf şi Fgnfp

5. Superseed 75

6. Superseed 50

73 – 78

46 – 50

max. 0,5

max. 0,5

max. 0,1

max. 0,1

–

–

0,6 – 1,0

0,6 – 1,0

–

–

–

–

–

–

Fe – rest

Fe – rest

- Fc (S>)

- Fgn tendinţă redusă de

zgurificare

- nu creşte semnificativ nr.

de celule eutectice

7. Superseed Extra 73 – 78 max. 0,5 max. 0,1 – 0,6 – 1,0 1,0 –

1,5 – – Fe – rest

Fc ( S < şi S > )

- previne suflurile de N2

8. INOCAST –

SB2 70 – 75 1,0 – 1,5 1,0 – 1,5 2 – 3 – – – Fe – rest

- Fgn, nr. mare de nodule

- durabiliate mare a efectului

inoculant.

82

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

9. INOCAST - Bi 70 – 75 max. 1,0 – – – – – Bi = 2 – 3%;

Fe – rest

- Fgn – pereţi subţiri

- nr. mare de nodule

10. Ultraseed 70 – 76 0,75 – 1,25 0,75 – 1,25 – – 1,5 – 2,0 –

1% adaosuri cu

S şi O

Fe – rest

- Fgn – pereţi subţiri

- nr. mare de nodule

- micşorează retasura.

11. Zircinoc 73 – 78 1,0 - 1,5 2,0 – 2,5 – – 1,3 – 1,8 – – Fe – rest Fc, Fgn

- controlează efectul N.

12. Si – extra Z 72 – 78 0,3 – 1,0 0,1 – 0,2 – 0,8 – 1,2 1,0 – 1,5 – 0,1 – 0,5 Mg = 0,2 – 0,7;

Fe – rest

- Fc cu S mediu şi mare

- Fgn

III FeSi – Ca – A

1. ALINOC 73 ± 3 4 ± 0,5 1,0 ± 0,5 – – – – – Fe – rest Fgn (nr. mare de nodule,

% F >)

2. VP 216 70 – 77 3,5 – 5, 0 0,5 – 1,0 – – – – – Fe – rest Fgn feritică

3. INOCSIL 1 68 – 73 3,5 – 4,5 0,8 – 1,5 – – – – 0,2 – 0,5 Fe – rest Fgn feritică; inoc. în formă

Si – Ba

IV

1. SIBAR (4...22) 45 – 75 < 3 < 3 3,5 – 25,0 – – – – Fe – rest

- 4 clase în funcţie de %Ba

- eficienţa creşte cu

creşterea %Ba

- La % max. de Ba se ating

durate > 30 min. de

menţinere a efectului

modificator

- aplicaţii:Fc, Fgn.

2. SIBAR 4M 60 – 70 Nd 1,5 – 3,0 3,0 – 5,0 – – – – Mn = 10 – 12

Fe – rest

- temperatură mică de topire

- Fc (de cubilou)

- Fgn

- Structuri perlitice

3. Inoculoy 63 60 – 65 0,8 – 1,5 1,5 – 3,0 4,0 – 6,0 – – – – Mn = 7 – 12

Fe – rest

- temperatură mică de topire

- Fc (de cubilou)

- Fgn

- Structuri perlitice

4. 75 Inoculant

(SNAM –

XBACAL)

60 – 65 0,8 – 1,5 0,8 – 1,5 7,0 – 11,0 – – – – Fe – rest - inoculare Fgn

- durabilitate ridicată a

efectului inoculant

83

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

V FeSi – PR

1. Inocast - RE 70 – 78 1,0 – 1,5 1,5 – 2,0 – – – – 3,0 – 3,5 Fe – rest Fgn – piese cu pereţi subţiri

2. CSF.10 36 – 40 – – – – – 9 – 11 10,5 – 15 Fe – rest Fc, prop.mecanice ridicate.

3. R – Graph 40 – 45 Nd – – – – – 10 – 12 Fe – rest Fc, Fgn

4. 75 Inoculant

(SNAM –LACAL) 50 – 60 0,8 – 1,25 – – – – –

La

1,75 – 2,25 Fe – rest

Fgn, Fgv

- reduce porozitatea

- controlează efectul

elementelor nocive

5. Superseed

Quantum 73 – 78 max. 0,5 – 0,6 – 1,0 – – – 1,8 – 2,2 Fe – rest Fc ( S = 0,02 – 0,04%)

VI Inoculanţi diverşi

1. ELcast D insert 70 – 78 2,5 – 3,5 0,5 – 1,2 – – – – – Fe – rest - inoc. Fgn

- adaos în reţeaua/bazin

2. Elcast G insert 70 – 78 0,8 – 1,8 0,5 – 1,2 – – – – – Mn = 3,5 – 4,5

Fe – rest

Inoc. Fc

- optimizare grafit A

- adaos în reţea /bazin

3. Inoculin 10

(amestec mecanic) 35 – 40 0,2 – 1,0 2,0 – – 2,0 – –

C = 50%

Fe – rest - Fonte nesupraîncălzite

- Sc <

4. Inocarb

(amestec mecanic) 30 – 33 0,6 – 6,8 0,3 – 0,6 4 – 3 – – – –

C = 45 - 50

Fe – rest - Fonte nesupraîncălzite

- Sc <

5. Preseed

preconditioner 62 – 69 3,0 – 5,0 0,6 – 1,9 – –

3,0 –

5,0 – – Fe – rest

- precondiţionarea fontelor

înainte de inoculare

- încărcătură calitate slaba

- supraîncălzire exagerată

6. Tecprosid B 35 – 39 – – – – – 14 – 16 30 – 33 Ti = 0,2 – 0,8

Fe – rest

- brichete turnate

(G = 20g...18kg)

- adaos în formă

- recomandat pentru Fgn

datorită Ti <

7. Refloz 10

(preconditioner) 45 – 55 – – – – – – –

Mg+Ca+Ba+P

R>10

Fe – rest

- precondiţionarea fontei

înainte de nodulizare

- se poate adăuga şi în

amestec cu nodulizantul

- reduce % zgură

- intensifică efectele de

nodulizare şi inoculare.

84

Efectul inoculant al PR este strâns legat de conţinutul de sulf al fontei astfel:

Fonte de înaltă puritate Fonte ordinare

- grafit A+D PR/S = 0…1,25 PR/S = 0…2,5

- grafit A PR/S = 1,25…5,0 PR/S = 2,5….5,0

- structură

complet albă PR/S > 5,0 PR/S > 5,0

Adâncimea minimă de albire şi rezistenţa maximă la rupere la tracţiune s-a obţinut la un raport

PR/S = 2,5 – 3,0.

Elementele ajutătoare prezente în aliajele modificatoare sunt utilizate fie în scopul stimulării

germinării grafitului (Al, Ti, B, Zr, Bi, C) fie în scopul frânării grafitizării la transformarea

eutectoidă şi favorizării structurii perlitice (Cu, Cn, Sb, Mn, Cr). Manganul este utlizat şi pentru

scăderea punctului de topire al modificatorului şi favorizarea dizolvării lui în fontă.

Aluminiul este prezent ca şi calciul în mai toţi inoculanţii fie provenind din materiile prime

(FeSi) fie introdus intenţionat deşi s-a demonstrat că singur nu are efect inoculant în fonte. Totuşi,

în mod indirect, fie prin favorizarea germinării compusului (Mn,X)S care are drept nucleu oxidul de

aluminiu (Al2O3) fie prin formarea de silicoaluminaţi complecşi (CaO.Al2O3.2SiO2,

SrO.Al2O3.2SiO2 etc.) cu reţea hexagonală, aluminiul joacă un rol foarte important în procesul de

germinare al grafitului (fig.1.506; v. şi fig.1.503).

Prezenţa Al în microincluziunile identificate în Fgn ca potenţiali germeni de grafitizare este

asociată cu rolul acestuia în formarea silicoaluminaţilor de tipul XO-Al2O3-SiO2 (X = Ca, Ba, Sr) cu

reţea cristalografică hexagonală care se regăsesc în modelul de germinare al grafitului nodular (fig.

1.504). Aluminiul a fost deasemenea identificat în nitruri complexe de tipul (Mg,Si,Al)N sau

oxinitruri de tipul (Mg,Si,Al)ON, în special la valori foarte scăzute ale sulfului în fonta de bază

(Solberg). Uzual aceste particule sunt asociate cu alte particule majore de tipul MgS, (Ca,Mg)S,

MgO, (La,Ce,Nd)S cu rol important în germinarea grafitului nodular. Deşi este prezent în proporţii

limitate în inoculanţi, datorită riscului de formare a suflurilor de hidrogen şi a efectului său slab

nodulizant, Al joacă un rol important în germinarea grafitului nodular şi în limitarea efectelor

negative ale azotului.

În cazul inoculanţilor pentru Fgv/c, Al poate fi introdus pentru stabilizarea grafitului

vermicular şi limitarea proporţiei de grafit nodular.

Titaniul stimulează procesul de germinare în Fgl prin intermediul TiS şi TiN dar favorizează

în acelaşi timp grafitul de tip D. Acest lucru poate fi pus pe seama acţiunii degenerative asupra

incluziunilor de (Mn,X)S care sub efectul Ti capătă forma de scris chinezesc cu multiple faţete care

favorizează creşterea ramificată a grafitului. Adaosul controlat de Ti în modificatori limitează

efectul negativ al azotului pe care-l neutralizează. La fel ca şi Al, Ti poate fi prezent în inoculanţii

destinaţi Fgv/c fiind un element slab antinodulizant.

Spre deosebire de Ti, Zirconiul determină o puternică finisare a incluziunilor (Mn,X)S fiind

localizat de regulă în nucleele acestora. Forma compactă a acestor incluziuni favorizează în acest

caz, formarea grafitului de tip A, în special în fontele cu grad de eutecticitate ridicat. Zirconiul este

utilizat deasemenea în cazul pieselor cu număr mare de miezuri pentru a controla efectul negativ al

azotului. Este recunoscut deasemenea efectul benefic al combinaţiei Ca/Zr/Al la inocularea fontelor

de cubilou la care s-au utilizat proporţii mari de deşeuri de oţel care au un potenţial mare de azot.

Borul are efect de albire asupra fontei chiar în cantităţi reduse (0,05 - 0.15%) dar în topiturile

saturate în azot borul favorizează BN care provoacă precipitarea grafitului deoarece are o abatere de

numai 2% de la reţeaua cristalină a acestuia.

Grafitul adăugat sub formă de amestec mecanic în componenţa unor inoculanţi favorizează

procesul de precipitare a grafitului eutectic, micşorând tendinţa de albire şi mărind numărul de

celule eutectice. Efectul grafitului este mai important în fontele nesupraîncălzite şi cu grad de

saturaţie în carbon scăzut. Eficienţa grafitului creşte cu gradul său de puritate.

85

Fig. 1.506 Rolul Al în procesul de germinare al grafitului lamelar pe suport tip (Mn,X)S

O

S

N

Ca

Sr

O

S

N

MnS

(Mn,Fe)S

MnS;(Mn,Fe,X)S

(X<<)

Grafit

Al 2 O 3

CaO.Al 2 O 3

SrO.Al 2 O 3

CaO.Al 2 O 3 (Ti,Mn)O;TiO

SrO.Al 2 O 3 (ZrO 2 ;MnO.SiO 2 Mn,S,Fe,Si

(Mn,X)S

X = Fe,Al,Ca,Ti,Si...

{

Grafit

MnS

(Mn,Fe)S

Fonte neinoculate Fonte inoculate

(TiN,TiS)

TiO (Ti,Mn)O

MnO.SiO 2

ZrO 2

Mn,Si

Ti , Al

Mn,Si

Zr,Ti,Al

XO.SiO 2 .Al 2 O 3

X = Mn,Ti...

XO

XO.SiO 2

XO.SiO 2 .Al 2 O 3

X = Al,Ca,Sr,Ti,Zr...

Etapa I

Etapa II

Etapa III

Al 2 O 3 (Al 2 S 3 ) AlN

MnO.Al 2 O 3

MnO.SiO 2

MnO.SiO 2 .Al 2 O 3

(TiN,TiS)

TiO (Ti,Mn)O

MnO,SiO 2

86

Manganul, Cuprul, Staniul şi Stibiul pot să intre în compoziţia unor inoculanţi utilizaţi în

special la fontele cu grad de eutecticitate ridicat, cu scopul limitării grafitizării la transformarea

eutectoidă şi eliminării feritei care poate să apară mai ales în prezenţa grafitului de tip D. În plus,

aceste elemente întârzie transformarea austenitei în perlită ceea ce duce la o perlită fină cu duritate

şi rezistenţă mecanică mai ridicate.

Siliciul este elementul de bază din compoziţia inoculanţilor turnaţi, fiind agentul purtător al

elementelor modificatoare şi ajutătoare. S-a demonstrat că Si pur nu are efect modificator, dar ajută

procesul de grafitizare prin crearea în timpul dizolvării a unor zone suprasaturate în carbon unde

este favorizată precipitarea grafitului în prezenţa unor suporţi compatibili.

Pe de altă parte, în prezenţa calciului, SiO2 vitros (format prin reacţie chimică) se transformă

în cristobalit care are o abatere de 3,26% faţă de reţeaua grafitului favorizând precipitarea acestuia.

B.Criterii de alegere a modificatorilor grafitizanţi (inoculanţilor)

Obţinerea unor piese de calitate din fontă necesită satisfacerea unor cerinţe tehnologice

specifice astfel :

- alegerea inoculanţilor şi a tehnicii de inoculare potrivite;

- evitarea supraîncălzirii exagerate a fontei şi a duratelor mari de menţinere;

- selectarea şi controlul riguros al materiilelor prime pentru a evita concentraţii excesive ale

elementelor reziduale nocive;

- îndepărtarea corespunzătoare a zgurei înainte şi după modificare pentru a evita

impurificarea pieselor turnate şi accelerarea procesului de demodificare;

- evaluarea corectă a efectului formei de turnare asupra vitezei de răcire şi structurii de

solidificare;

B1.Selectarea inoculantilor pentru Fgl

În fig. 1.507 este prezentată o schemă orientativă care permite alegerea unui tip de inoculant

în funcţie de conţinutul de sulf al fontei, temperatura de procesare şi durata turnării care trebuie să

se suprapună peste durata minimă a efectului inoculant. Schema nu ţine cont de gradul de

eutecticitate al fontei dar acest factor poate fi regăsit în caracterizarea sistemelor de inoculanţi.

Fig. 1.507. Schema de alegere a inoculanţilor la fontele cu grafit lamelar (ELKEM)

87

Tratamentul de inoculare al Fgl trebuie să satisfacă câteva cerinţe importante astfel:

- să elimine carburile libere în secţiunile critice ale piesei turnate (reducerea tendinţei de

albire);

- să modifice morfologia grafitului prin eliminarea grafitului de subrăcire şi a formelor

degenerate de grafit şi asigurarea unei structuri cu grafit de tip A;

- să reducă sensibilitatea fontei la grosimea de perete (reducerea diferenţelor de structură

între secţiunile subţiri şi cele groase);

- să asigure o durabilitate a efectului modificator pe toată perioadă turnării fontei;

La selectarea modificatorilor pentru Fgl nu se pot satisface toate cerinţele impuse de

multitudinea factorilor de influenţă dar câţiva factori cu pondere mare asupra efectului inoculării

trebuie avuţi în vedere, astfel:

- conţinutul de sulf al fontei de bază;

- durata efectului inoculării, adică timpul scurs din momentul adăugării inoculantului până

la terminarea turnării;

- gradul de eutecticitate al fontei;

- temperatura de procesare a fontei (inoculare-turnare)

B2. Selectarea inoculanţilor pentru Fgn

În fig.1.508 este prezentat schematic modul de alegere a unui inoculant pentru tratarea Fgn,

ţinând cont de temperatura de procesare a fontei lichide, durata turnării şi conţinutul de PR şi de Ca

al modificatorilor compactizanţi.

Fig. 1.508. Schema de alegere a inoculanţilor la fontele cu grafit nodular (ELKEM)

Deşi, în general, inoculanţii utilizaţi la tratarea Fgl pot fi folosiţi şi la tratarea fontelor cu

forme compacte de grafit, inclusiv Fgn, la selectarea acestor inoculanţi pentru această categorie de

fonte trebuie să se ţină cont de anumite particularităţi specifice modificării compactizante

(nodulizante) astfel:

- după tratamentul de nodulizare cu Mg metalic fonta lichidă devine mult mai săracă în

germeni de grafitizare comparativ cu tratamentul cu prealiaje pe bază de Mg ceeace implică o

inoculare mai puternică (inoculanţi complecşi, consum mai mare de inoculant);

- efectul inoculant al Sr este anihilat sau redus de prezenţa elementelor din grupa PR motiv

pentru care, în cazul utilizării modificatorilor compactizanţi cu PR, se va evita utilizarea

inoculanţilor cu Sr. Pentru a beneficia totuşi, de efectul inoculant puternic al Sr (eliminarea

88

tendinţei de albire, număr mare de nodule de grafit etc.) acesta se poate folosi la inocularea fontelor

tratate cu Mg metalic sau prealiaje pe bază de Mg cu mai puţin de 1% PR;

- pierderea/diminuarea efectului modificator datorită duratei mari de menţinere, la fontele cu

forme compacte de grafit, trebuie analizată atât din punctul de vedere al morfologiei grafitului

(scăderea compactităţii) cât şi al capacităţii de germinare a acestuia (creşterea tendinţei de albire).

1.7.2.1.4 . Tehnici de modificare grafitizantă

A. Introducerea modificatorului în fontă

Tehnica de modificare comportă modul de introducere şi momentul introducerii inoculantului

în fonta lichidă precum şi parametrii procesului de modificare: temperatura fontei lichide, consumul

de inoculant, granulaţia inoculantului, durata menţinerii fontei de la inoculare până la terminarea

turnării.

În practica turnătoriilor există trei moduri de introducere a modificatorilor grafitizanţi

(inoculanţilor) în fonta lichidă:

- introducerea în jetul de fontă lichidă;

- introducerea în oală;

- introducerea în timpul umplerii formei.

Introducerea modificatorului în jet se practică la evacuarea din cuptorul de elaborare în oala

de transport/turnare sau la deversarea fontei din oala de transport în oala de turnare (fig.1.509).

Pentru creşterea gradului de asimilare al inoculantului şi a omogenităţii distribuţiei

inoculantului în fonta lichidă, se utilizează diverse dispozitive ajutătoare de dozare şi amestecare.

De mare importanţă în acest caz este ca dozarea modificatorului să asigure introducerea lui pe toată

perioada umplerii oalei.

Fig.1.509. Inocularea în jet (a) la evacuarea din cuptor sau deversarea din oala de transport

(b): 1 – bazin de turnare cu separator de zgură; 2 – tub de turbionare; 3,4,5 – sistemul de

transport – dozare; 6 – suport mobil; 7 – oală de turnare

Introducerea modificatorului în oală se poate realiza astfel:

- în timpul evacuării fontei din cuptor sau din oala de transport în oala de turnare (fig.1.510,

a). În acest caz este important ca adăugarea modificatorului să înceapă după ce în oala de

modificare/turnare s-a acumulat un volum rezonabil de fontă pentru a nu exista riscul aderării

modificatorului la pereţii oalei şi să se termine înainte de atingerea nivelului stabilit al fontei în

a) b)

89

oală pentru a se asigura înglobarea ultimei porţii de modificator în fontă şi a evita blocarea lui în

zgură.

- pe suprafaţa băii metalice, curăţată în prealabil de zgură şi supunerea băii metalice unei

agitări mecanice. Agitarea topiturii se poate realiza fie prin dispozitive oscilante fie prin

barbotarea cu azot (fig.1.510, b). Barbotarea cu azot se poate efectua prin intermediul unei lănci

de insuflare sau prin insuflarea azotului printr-un dop poros montat excentric în fundul oalei (fig.

1.510, c). În acest caz există şi varianta introducerii modificatorului în baia metalică prin injectare

cu azot (fig. 1.510, d).

Fig. 1.510. Variante de introducere a modificatorilor grafitizanţi în oală:

a – la evacuarea fontei din cuptor; b, c – adaos pe baia metalică şi barbotare cu azot

insuflat prin lance, respectiv, prin dop poros; d – introducerea modificatorului în baia

metalică cu ajutorul azotului sub presiune: 1 – butelie de N2, 2-7 – elemente ale sistemului

de insuflare azot/dozare inoculant (cazul d); 8 – lance; 9 – oală modificare; 10 – fontă

lichidă; 11 – strat inoculant

Introducerea modificatorului în timpul umplerii formei se realizează în diverse variante,

astfel:

- în jetul de fontă la scurgerea prin ciocul oalei (fig.1.511, a);

- în bazinul de turnare al formei; în acest caz modificatorul este introdus în jet sub formă

granulară sau este fixat în bazinul de turnare sub formă de brichete (fig. 1.511, b);

- în interiorul reţelei de turnare a piesei; în acest caz modificatorul granular este plasat într-o

cameră de reacţie (fig.1.511, c) sau se introduce sub formă de pastile în interiorul unui filtru

ceramic plasat în reţeaua de turnare (fig.1.511, d).

Tehnica modificării în timpul umplerii formei prezintă avantajul exploatării la maximum a

potenţialului de inoculare datorită eliminării perioadei de menţinere şi deci, a pierderii efectului

modificator. Din acest motiv consumul de modificator scade cu 20 – 50% faţă de celelalte variante.

90

Introducerea modificatorului în interiorul formei (în cameră de reacţie) prezintă o serie de

inconveniente legate de complicarea garniturii de model, scăderea indicelui de scoatere a metalului

şi riscul impurificării piesei cu incluziuni nemetalice formate în timpul asimilării inoculantului ceea

ce implică un sistem de filtrare mai performant.

Inocularea în timpul umplerii formei asigură o finisare avansată a structurii, caracteristici

mecanice superioare şi o dependenţă mai redusă a acestora de grosimea de perete a piesei turnate.

Fig. 1.511. Variante de introducere a modificatorilor grafitizanţi în timpul umplerii

formei: a – în jet, la turnarea fontei în formă; b – în bazinul de turnare;

c,d – în interiorul formei, în camera de reacţie dispusă în forma superioară (c) sau

inferioară (d): 1 – picior pâlnie turnare; 2 – colector zgură; 3 – canal alimentare; 4 – cameră

acumulare fontă modificată; 5 – cameră reacţie.

B. Consumul şi granulaţia inoculantului

Pentru stabilirea consumului de inoculant nu există o relaţie de calcul care să ţină cont de toţi

factorii de influenţă, motiv pentru care se procedează la date empirice sau la teste realizate în

condiţiile specifice turnătoriei de fontă. Trebuie avute totuşi în vedere, următoarele:

- consumul de inoculant depinde tipul acestuia, istoria şarjei, compoziţia chimică a fontei de

bază, tehnica de introducere, condiţiile de răcire în forma de turnare şi tipul fontei şi caracteristicile

structurale impuse piesei turnate;

- consumul de inoculant este mai redus în cazul inoculanţilor complecşi şi invers;

- o încărcătură necontrolată şi un regim tehnic excesiv (supraîncălziri mari sau/şi îndelungate

duc la creşterea consumului de inoculant;

- o fontă predispusă prin compoziţia chimică la o tendinţă de albire ridicată impune un

consum mai mare de inoculant;

- adaosul necesar de inoculant este mai mare la inocularea în oală şi scade până la jumătate în

cazul inoculării în bazinul de turnare sau în formă;

- formele de turnare cu capacitate mai mare de răcire impun un consum mai mare de

inoculant;

a)

b)

c)

d)

91

- fontele cu forme compacte de grafit şi în special Fgn necesită un consum mai mare de

inoculant în comparaţie cu Fgl datorită efectului antigrafitizant al elementelor compactizante (în

principal, Mg);

- consumul de inoculant este mai mare în cazul nodulizării cu Mg metalic comparativ cu

nodulizarea cu prealiaj de tipul FeSiMg deoarece fonta tratată cu Mg nu este mai săracă în germeni

de grafitizare;

- piesele turnate din Fgn cu structură preponderent feritică implică un consum mai mare de

inoculant comparativ cu cele la care se cer structuri mai dure (P sau P + carburi);

- aplicarea mai tratament de precondiţionare în procesul de elaborare al fontei reduce

consumul de inoculant.

Consumurile orientative comparative de inoculant se încadrează în următoarele limite:

Fgl Fgn Fgv/c

Modificare în oală (0,15 – 0,3)% 0,2 – 0,75% (0,15 – 0,5)%

Modificare în formă (0,02 – 0,05)% 0,05 – 0,20% (0,05 – 0,10)%

Granulaţia modificatorului depinde de tehnica de introducere acestuia în fontă, volumul de

fontă modificată, temperaturii fontei şi viteza de dizolvare a acestuia.

Clasele granulometrice sunt în general tipizate dar există şi granulaţii specifice unor tipuri de

modificatori care sunt stabilite de producători pentru a limita pierderile prin praf la concasare.

Cele mai frecvente clase granulometrice sunt:

0,2 – 0,7(0,8) mm pentru inocularea în formă

0,5(1,0) – 2(3) mm pentru inoculare în oală cu capacitatea < 300Kg

1,0(2,0) – 6(10) mm pentru inoculare în oală cu capacitatea > 300Kg

Se livrează însă şi granulaţii de: 0,2 – 0,5(1,0) mm, 3 – 6(10) mm şi 6 – 12mm, etc.

C. Temperatura la modificare are o importanţă deosebită atât din punct de vedere al

capacităţii de răspuns al fontei la tratament cât şi din punct de vedere al stabilităţii efectului

modificator. La stabilirea regimului termic al fontei trebuie să se facă distincţie între temperatura

de supraîncălzire şi temperatura de modificare a fontei. Supraîncălzirea fontei este necesară

pentru a distruge caracterul ereditar al topiturii şi a crea condiţiile unei germinări controlate a

grafitului sub efectul inoculării. Pe de altă parte, temperatura de modificare trebuie să asigure

eficacitatea maximă a germenilor de grafitizare nou creaţi. În cazul modificării la temperaturi înalte

germenii rezultaţi sunt dezactivaţi, în timp ce temperaturi prea joase de modificare nu asigură

asimilarea completă a modificatorului.

Temperatura de modificare este în strânsă legătură cu temperatura de echilibru a reacţiei de

reducere a bioxidului de siliciu cu carbonul din fontă, astfel:

[SiO2] + 2[C] = [Si] + 2{CO} (1.642)

Constanta de echilibru a reacţiei (Kp) este dată de relaţia:

22

2

2

CO

C

Si

SiOC

pSiKp

(1.643)

17,68Te

32.000

C

SilglgKp

2

(1.644)

Rezultă:

2C

Silg17,68

32000Te

, K (1.645)

92

Se consideră, pentru exemplificare, trei fonte cenuşii (F1...F3) cu grade de eutecticitate

diferite (fig.1.512) pentru care se calculează temperatura de echilibru (Te) cu ajutorul relaţiei 1.645.

Temperatura de modificare (Tm) trebuie să satisfacă relaţia Tm ≤ Te pentru a favoriza formarea

SiO2, cu rol în germinarea grafitului, iar temperatura de supraîncălzire (Ts), relaţia Ts = Te + 50oC

pentru a anihila efectul de ereditate al fontei. Rezultă următoarii parametrii ai regimului termic de

elaborare – modificare pentru cele trei fonte:

F1: Sc = 0,76; Te = 1478oC; Ts = 1528

oC; Tm ≤ 1478

oC;

F2: Sc = 0,87; Te = 1456oC; Ts = 1506

oC; Tm ≤ 1456

oC;

F3: Sc = 0,96; Te = 1447oC; Ts = 1497

oC; Tm ≤ 1447

oC;

În fig.1.512 este prezentată influenţa temperaturii de modificare asupra rezistenţei la tracţiune

a celor trei fonte. Se observă că există un optim al temperaturii de modificare pentru care s-a obţinut

rezistenţa maximă la rupere iar calculele confirmă acest lucru. Rezultă că pentru fontele

hipoeutectice este necesară înainte de inoculare, o supraîncălzire a fontelor în domeniul Ts =

1450...1550oC iar temperatura de modificare să se încadreze în domeniul Tm = 1420 – 1480

oC.

Fig.1.512 Influneţa temperaturii de modificare asupra rezistenţei la rupere la tracţiune a

fontelor cenuşii cu diferite grade de eutecticitate

1.7.2.1.5. Controlul efectului inoculării

Controlul efectului inoculării la fontele cu grafit lamelar se efectuează în două etape:

- controlul preliminar pe baza căruia se iau decizii în legătură cu turnarea fontei sau/şi

eventuale corecţii;

- controlul final pe baza căruia se emite certificatul de calitate care însoţeşte piesele livrate.

Controlul preliminar se efectuează prin evaluarea tendinţei de albire şi/sau determinarea

parametrilor curbelor de răcire (analiza termică).

Tendinţa de albire se apreciază cu ajutorul probelor pană fără răcitor (tip A) sau cu răcitor (tip

B) turnate în miezuri din nisip liat cu răşină sau ulei. Dimensiunile probelor pană sunt tipizate iar

tipul probei este ales în funcţie de grosimea de perete critică a piesei turnate şi carbonul echivalent

al fontei. Pentru fontele cu CE ≤ 4,3% se utilizează probele pană simple iar pentru cele cu CE ≥

4,3% - probele pe răcitor. În fig.1.513 şi fig.1.514 sunt prezentate schiţele probelor pană tip A şi

respectiv, tip B după ASTM A367 – 60 iar în tabelele 1.224 şi 1.225 dimensiunile acestor probe.

Fig. 1.513 – Probele pană tip A

(ASTM 367 – 60)

93

Tabelul 1.224

Dimeniunile probelor pană tip A

Nr.

probă

Dimensiunile penei, mm

B H A (grad) Lungimea

W1 5,1 25,4 11,5 101,6

W2 10,2 31,8 18 101,6

W3 19,1 38,1 28 101,6

W31/2 25,4 44,4 32 127,0

W4 31,8 50,8 34,5 152,4

Fig.1.514. Probele pană tip B (ASTM 367 – 60)

Tabelul 1.225

Dimensiunile probelor pană tip B (ASTM 367 – 60)

Nr.

probă

Dimensiunile recomandate, mm Adâncimea de

albire totală, at,

recomandată

...2T

2

T

T A B H L D d G

1C 4,8 6,4 3,2 31,8 63,5 19 12,7 0,8 2,4 – 9,5

2C 6,4 7,9 4,8 38,1 76,2 22,2 12,7 0,8 3,2 – 12,8

3C 9,5 12,1 7,9 44,4 88,9 22,2 12,7 1,6 4,8 – 19,0

4C 12,7 14,3 12,1 50,8 101,6 25,4 15,9 1,6 6,4 – 25,4

5C 19,0 20,6 17,5 63,5 127 25,4 15,9 2,4 9,5 – 38

Pentru a se obţine structură fără carburi în secţiunea critică a piesei turnate, în condiţiile

încadrării în marca fontei este necesar ca raportul între lăţimile maxime de albire ale probei pană

turnată înainte şi după inoculare să se încadreze în limitele date în tabelul 1.226.

Tabelul 1.226

Raportul dintre lăţimile maxime de albire înainte (at)i şi după modificare (at)m

Rezistenţa

minimă la

tracţiune, MPa

200 250 300 350

(at)i / (at)m 1,5 – 2 1,5 – 2 2 – 3 3 – 3,5

94

Mărimile (at)i şi (at)m pe probele pană se stabilesc în funcţie de grosimea de perete a piesei

turnate şi marca fontei, în condiţiile specifice turnătoriei.

Valoarea albirii măsurată pe proba pană este rezultanta acţiunii a două categorii de factori

tehnologici:

- factori care generează tendinţa de albire intrisecă a fontei lichide (compoziţia chimică,

istoria elaborării şi inoculării fontei, temperatura şi timpul de menţinere după inoculare);

- factori care influenţează albirea prin intermediul vitezei de răcire (temperatura de turnare,

tipul formei de turnare şi temperatura lichidus a austenitei).

Pe baza schemei prezentate în fig.1.515, a fost creat un model teoretic de calcul al albirii totale

pe probele pană standard şi al grosimii de perete critice, pentru Fgl, ae cărei rezultate sunt în bună

concordanţă cu datele experimentale (Fras, E.).

Fig. 1.515 Reprezentarea schematică a influenţei diverşilor factori tehnologici asupra

tendinţei de albire şi albirii fontelor cu grafit lamelar (Fras, E.)

Mărimea albirii pe probele pană se exprimă în valori absolute (mm) sau relative (%) astfel:

- albirea clară absolută – Aca, măsurată pe probă (Aca = ac, mm, fig. 1.513 şi 1.514);

- albirea clară relativă – 100B

AcAc a

r , %;

- albirea totală absolută – Ata, măsurată pe probă (Ata = at, mm, fig. 1.513 şi 1.514);

- albirea totală relativă - 010B

AtAt a

r , %.

În fig.1.516 este prezentat aspectul probelor pană (W1, W2 şi W3 – ASTM A367 – 60) înainte

(a) şi după inocularea în oală cu 0,25% gr. inoculant(b).

b a Fig.1.516. Influenţa inoculării

asupra mărimii albirii pe probele

pană: a – fontă neinoculată;

b – fontă inoculată cu 0,25% gr.

inoculant; 1, 2, 3 – probele W1, W2

şi respectiv W3 (ASTM A367 – 60).

95

Pentru probele pană din fig. 1.516 s-au obţinut următoarele valori ale albirii totale relative

(Atr), %:

Fontă neinoculată (0) Fontă inoculată (i) (Atr)0 / (Atr)i

W1 (M = 0,11cm) 100 44 2,27

W2 (M = 0,21cm) 100 29 3,44

W3 (M = 0,35cm) 63 14 4,5

Rezultatele măsurătorilor şi aspectul probelor pană în ruptură indică micşorarea tendinţei de

albire a fontei sub efectul creşterii modulului de răcire al probelor şi mai ales al inoculării.

Analiza termică a devenit un mijloc curent şi eficient de control al calităţii topiturilor de

fontă şi de predicţie a caracteristicilor fizico-mecanice, structurale şi chiar tehnologice ale fontei în

piesa turnată. Pe baza analizei curbelor de răcire în probe standard se obţin informaţii despre:

- compoziţia chimică de bază: carbon, siliciu, carbon echivalent, saturaţie în carbon;

- potenţialul de grafitizare (tendinţe de albire): gradul de subrăcire la transformarea primară şi

cea secundară, factorii de grafitizare în diverse momente ale solidificării, recalescenţa etc.;

- caracteristicile structurale ale fontei la solidificare (tipul, morfologia şi cantitatea de grafit,

proporţiile de austenită primară şi eutectic, numărul de celule eutectice, tendinţa de segregaţie etc)

şi după răcirea completă (proporţiile de ferită şi perlită);

- caracteristicile mecanice de bază: rezistenţa la tracţiune, duritatea, factorul de calitate etc;

- posibile defecte de turnare: tendinţa de formare a retasurii (macro- şi microretasură), albirea

inversă, demodificarea superficială (în cazul fontelor cu grafit nodular sau vermicular) etc.;

- prelucrabilitatea piesei turnate: structură dură (cu carburi) a piesei turnate, crustă dură.

Pentru obţinerea şi evaluarea acestor informaţii au fost create programe şi sisteme hardware

specializate care funcţionează pe platformele de elaborare şi în centrele de cercetare. În cazul

fontelor cu grafit lamelar cele mai uzuale programe de analiză tremică se folosesc pentru evaluarea

compoziţiei chimice de bază (C, Si, CE), a potenţialului de grafitizare al fontei înainte de inoculare

(pe baza căruia se evaluează consumul de inoculant) şi după inoculare (pe baza căruia se efectuează

eventuale corecţii înainte de turnare) şi a susceptibilităţii fontei la diverse defecte de turnare

(retasură, porozităţi de contracţie etc.)

Date despre aspectul curbei de răcire şi a primei derivate precum şi semnificaţiile parametrilor

principali ai curbelor de răcire ale fontelor cu grafit lamelar sunt prezentate în Tratatul de Ştiinţa şi

Ingineria Materialelor, vol.III, pg.472.

În fig.1.517 este prezentat comparativ aspectul unor curbe de răcire tipice ale unor fonte cu

grafit lamelar hipoeutectice (a) şi respectiv, eutectice (b) şi derivatelelor de ordinul I şi II (soft

specializat realizat la Cat.P.M.E – U.P.B).

t, s

T=f(t)

dT/dt = f(t)

d2T/dt

2=f(t

)

TER TEU

TES

t, s

T=f(t)

dT/dt = f(t)

d2T/dt

2=f(t)

TAL

TEU TER

TES

96

Fig.1.517. Aspectul curbelor de răcire [T = f(t)] ale unor fonte cu grafit lamelar

hipoeutectică (a) şi respectiv eutectică (b) şi al derivatelor lor de ordinul I

[dT / dτ = f(τ)] şi II [d2T / dτ

2 = f(τ)]

În figura 1.518 este prezentată modificarea aspectului curbelor de răcire ale Fgl în zona

transformării eutectice sub efectul inmoculării.

Fig.1.518. Influnţa inoculării asupra efectului curbelor de răcire ale Fgl.

Efectul inoculării asupra modelului de solidificare al fontelor este cuantificat prin variaţiile

parametrilor curbelor de răcire în domeniul transformării primare dintre care, cei mai utilizaţi sunt

următorii:

a) Subrăcirile înregistrate (calculate) în diverse etape ale solidificării şi prin diferite moduri

de raportare:

Tm = Tst – TEU, oC – la începutul transformării eutectice (rapotată la temperatura

eutectică teoretică sau reală a solidificării în sistemul stabil Tst); Creşterea subrăcirii

determină tranziţia structurală: Grafit A → Grafit B → Grafit D → Fontă albă. Rezultă

relaţia: TmA < TmB < TmD < TmFa. Dacă ΔTm > ΔTs – apar carburi.

T1 = TEU – Tmst, oC – la începutul transformării eutectice (raportată la

temperatura eutectică teoretică sau reală a solidificării în sistemul metastabil – Tmst); are

variaţie inversă faţă de Tm. Creşterea lui T1 determină tranziţia: Fa → GrD → GrB →

GrA. Dacă T1 < 0, apar carburi.

T2 = TER – Tmst, oC – la sfârşitul transformării eutectice (raportată la Tmst); are

aceiaşi ramificaţie ca şi T1 dar inglobează şi recalescenţa. Pentru Fc: T1 > 0 şi T2 > 0;

Pentru Fp: T1 < 0 şi T2 > 0; Pentru Fa: T1 < 0 şi T2 < 0.

T3 = TES – Tmst, oC – Subrăcirea la sfârşitul solidificării (raportată la Tmst; dacă

T3 < - 20oC → risc de carburi (inclusiv albire inversă) şi microretasură.

Tr = TER – TEU, oC – recalescenţa eutectică; este asociată cu dilatarea fontei în

timpul expansiunii grafitice, (Tr <<);

TS = Tst – Tmst, oC – intervalul eutectic; este de dorit să fie cât mai mare posibil.

Tst(teoretic) = 1153 + 6,7 · %Si, oC

Tmst(teoretic) = 1147 – 12 · %Si, oC

Tst(real) – se determină ca fiind valoarea lui TER pentru fonta bine inoculată (capacitate

maximă de grafitizare);

Tmst(real) – se determină prin adaos de telur în cupa de analiză pentru albirea fontei

97

b) Poziţiile temperaturii minime (TEU) şi maxime (TER) ale transformării eutectice şi

temperaturii la sfârşitul solidificării [TES, (TS)] faţă de Tmst. Este de dorit să aibă valori

cât mai mari (peste Tmst).

c) Factorii de grafitizare (Programul ATAS – elaborat de NOVACAST-Suedia)

GRF1 – caracterizează grafitizarea fontei în a doua etapă a transformării eutectice; este

definit ca timpul în care temperatura în probă scade cu 15oC din punctul maxim, TER. O

valoare ridicată a acestui factor indică precipitarea unei cantităţi mari de grafit.

GRF2 – reprezintă viteza cu care fonta traversează zona de solidificare completă şi

măsoară indirect conductivitatea termică a fontei care depinde de forma şi proporţia de

grafit. Valoare mare a conductivităţii termice în stare solidă (% mare de grafit) este tradusă

prin valoare scăzută a GRF2. Se calculează pe baza unghiului pe care-l formează pick-ul

negativ al primei derivate la sfârşitul solidificării.

GRF3 – reprezintă unghiul primei derivate în momentul premergător atingerii pick-ului

TES/(TS); acţionează în acelaşi mod ca şi GRF2.

d) Valoarea primei derivate la sfârşitul solidificării (în punctul TES) – FDES; caracterizează

tendinţa de a forma retasură. Este asociată cu cantitate mare de grafit eutectic la sfârşitul

solidificării şi cu număr mare de nodule de grafit la Fgn.

e) Indicele de inoculare (după Sillen)

Se utilizează doi indici de inoculare:

II = Tm = Tst – TEU, oC – permite evaluarea potenţialului de germinare al topiturii

şi a necesarului de inoculant; Se apreciază că pentru I1<< 20 nu este necesară inocularea

(pentru o fontă neinoculată valoarea normală a lui este, II = 20 – 35oC).

inoc.

neinoc.

IIΔTm

ΔTmI ; indicele de inoculare III arată eficienţa inoculării; III = 1 – efect de

inoculare nul; III – 1,5 – 2,5 – valori normale; III > 2,5 – suprainoculare.

Influenţa inoculării asupra principalilor parametrii ai curbelor de răcire ale Fgl şi limitele

recomandate de programul profesional ATAS sunt prezentate în tabelul 1.227.

Tabelul 1.227

Influenţa inoculării asupra parametrilor curbelor de răcire ale Fgl hipoeutectice,

în domeniul solidificării Nr.

crt

Parametrul Efectul inoculării Limite recomandate (ATAS)

1 TAL poate fi redus - 2 TEU creşte TEU > (Tmst + 25

oC)

3 TER creşte TER → apropiat de Tst 4 TES (Ts) creşte TES ≥ Tmst + 20

oC, - pentru a preveni

albirea inversă 5 Tm scade Tm << (Ts – 25)

oC – rezultă din cerinţa

2 6 T1 creşte - 7 T2 creşte - 8 T3 creşte - 9 Tr scade Tr = 2 – 5,

oC

10 TS creşte

(datorită creşterii Si)

-

11 GRF1 creşte > 50 12 GRF2 scade < 30 13 FDES scade

(devine mai negativ)

< - 3,5 oC/s

14 II ≡ Tm ≡ Tm

98

15 III creşte III = 1,5 – 2,5

Limitele de variaţie ale parametrilor curbelor de răcire au un anumit grad de relativitate

deoarece potenţialul de grafitizare al unei fonte, la aceiaşi compoziţie chimică, variază şi el de la o

turnătorie la alta fiind dependent de o multitudine de factori cum sunt: natura şi componenţa

încărcăturii metalice, tipul cuptorului de elaborare, regimului termic al şarjei (în special gradul şi

durata supraîncălzirii), acurateţea programului de elaborare, starea inoculantului şi tehnica de

inoculare, natura formei de turnare etc. De aceea, la implementarea unui soft de analiză termică într-

o turnătorie este necesară mai întâi crearea unei baze de date semnificative obţinute în condiţiile

specifice turnătoriei, la care programul de analiză termică să facă referire.

Controlul final se efectuează pe probe turnate separat, ataşate la piese (apendice) sau

prelevate din piese, prin specificarea unei piese dintr-un lot stabilit statistic. Analizele efectuate la

controlul final depind de cerinţele generale ale unei piese turnate sau/şi de cerinţele speciale impuse

de beneficiar. În general, analizele finale constau în:

- determinarea compoziţiei chimice (analize spectrale sau analize speciale);

- încercări mecanice (standard sau/şi specifice)

- analize metalografice (metode clasice sau bazate pe analiza automată de imagine)

- analize speciale (proprietăţi fizice, proprietăţi tehnologice, proprietăţi de exploatare), dar, în

cazuri deosebite (teste la oboseală, încercări mecanice la temperaturi scăzute, teste la uzură, teste de

rezistenţă mecanică în condiţii de coroziune chimică etc.).

În fig.1.519 sunt prezentate probele tipice pentru încercările mecanice ale fontelor cu grafit

lamelar (SR ISO 185) iar în tabelul 1.228, dimensiunile epruvetelor prelucrate.

Fig.1.519 Probele tipice pentru încercările mecanice ale Fgl:

a) Model de turnare; b) – probe prelucrate.

Tabel 1.228

Dimensiunile epruvetelor prelucrate pentru încercări mecanice

(STAS 568-67 SR ISO 185) Proba Diametrul Secţiunea

So

mm2

Capul de prindere Lungimea

calibrată Lc

mm

Lungimea

totală

minimă Lt

mm

Diametrul

mm

Lungimea

mm

d0,

mm

Abateri

limită

±

D h

mm filetat neted

mm

9 110 6 0,1 28,3 M 10 10 13 20 46

13 130 8 0,1 50,3 M 12 12 16 21 53

99

20 170 12,5 0,2 122,7 M 20 20 24 25 73

30 230 20 0,5 314 M 30 30 36 30 102

45 320 32 0,5 804 M 45 45 55 33 143

1.7.2.2. MODIFICAREA COMPACTIZANTĂ

1.7.2.2.1.Condiţiile formării grafitului în fontele supuse modificării compactizante

Problema formării şi compactizării grafitului în fonte a suscitat şi continuă să suscite

numeroase controverse în rândul cercetătorilor în domeniu, în acest sens fiind emise numeroase

teorii dintre care vor fi prezentate cele mai importante zece variante:

a. Grafitul nodular

1.Teoria creşterii grafitului în stare solidă. Susţine formarea grafitului nodular într-un

înveliş solid de austenită în care creşte fie prin descompunerea cementitei (grafitizare indirectă) fie

prin precipitarea C din austenita suprasaturată.

2.Teoria creşterii grafitului pe suporţi (germeni) specifici. Susţine germinarea şi creşterea

grafitului nodular pe incluziuni cu reţea cubică, de tipul MgS, Mg3N2, Mg2Si şi MgO. Teoria a fost

susţinută şi dezvoltată în ultimii ani de lucrările lui Skaland care a creat un model de germinare al

grafitului nodular în care un rol important este atribuit silicaţilor complecşi de Mg şi celor formaţi

în urma inoculării (v. fig.1.504)

3. Teoria germinării pe suporţi de grafit existenţi/formaţi în topitură. Susţine germinarea

grafitului pe suporţi de grafit existenţi sau formaţi în topitură în zonele adiacente particulelor de

inoculant datorită îmbogăţirii topiturii în siliciu şi scăderii solubilităţii carbonului. Particulele de

grafit formate devin stabile sub influenţa elementelor inoculante.

4. Teoria formării grafitului în bule de gaz existente în topitură (H2, CO, N2). Susţine

germinarea grafiului pe imperfecţiunile de pe suprafaţa interioară a bulelor de gaz şi creşterea lui în

interiorul bulelor sub formă de policristale.

5. Teoria creşterii grafitului într-un înveliş de austenită. Susţine germinarea grafitului în

lichidul saturat în carbon şi formarea unui înveliş de austenită în jurul germenelui de grafit, datorită

sărăcirii în carbon a lichidului. În continuare grafitul creşte prin difuzia atomilor de carbon din

topitură prin invelişul de austenită.

6. Teoria energiei superficiale. Susţine modificarea direcţiei de creştere a cristalului de grafit

prin curbarea planului bazal sub influenţa energiei de interfaţă grafit-lichid mai mare la fonta tratată

cu Mg. Prin tratarea cu Mg tensiunea superficială a fontei lichide creşte de la 800-1100 dyn/cm (la

fonta nemodificată) la 1400 dyn/cm. Cu toate acestea valoarea maximă a tensiunii superficiale a

fontei lichide se înregistrează la un conţinut de Mgrem = 0,01 – 0,02% şi nu la 0,025-0,035%Mg,

nivel care corespunde domeniului de formare al Gn.

7. Teoria adsorbţiei superficiale. Susţine compactizarea grafitului prin mărirea raportului

dintre viteza de creştere a cristalului în direcţia “c” şi viteza de creştere în direcţia “a”. Modificarea

raportului vitezelor de creştere este posibilă datorită adsorbţiei elementelor active, Mg, Ce, La pe

planele prismei cristalului de grafit [planul 0110 ] şi neutralizarea elementelor superficial active

(S, O) existente în acest plan. În acest fel este micşorată densitatea atomică şi, corespunzător mărită

energia superficială pe aceste plane fiind satisfacută condiţia creşterii cristalului pe direcţia “c”

(direcţia normală la planul cu densitate mare de atomi şi energie minimă). Rezultă cristale

columnare conice cu vârful în centrul de iniţiere care formează nodula de grafit (fig.1.520)

8. Teoria germinării independente şi înglobării ulterioare a nodulelor de grafit în

dendritele de austenită (eutectică).

Teoria susţine existenţa a două tipuri de dentrite (primare şi eutectice) şi înglobarea nodulelor

de grafit crescute independent, de către dendritele de austenită eutectice care, crescând într-un

cristal eutectic (austenită-Gn) au o formă degenerată faţă de cele primare. O dendrită de austenită

eutectică care germinează independent în lichidul eutectic (fontele solidifică după o diagramă de

100

fază asimetrică) poate îngloba mai multe nodule de grafit căpătând o morfologie multinodulară.

Această morfologie a putut fi evidenţiată prin tehnica atacului metalografic (Riviera, ş.a), dar poate

fi surprinsă uneori şi la un atac obişnuit (fig. 1.521).

Fig.1.520. Modificarea formei grafitului conform teoriei adsorbţiei superficiale:

a – reţeaua cristalografică a grafitului; b,c,d – modificarea formei cristalului de grafit

prin schimbarea raportului vitezelor de creştere în direcţiile “a” şi “c” datorită adaosului de

Mg, Ce, La (b), rafinării topiturii (c) şi respectiv, impurificării topiturii cu O şi S (d)

Fig. 1.521. Morfologia unei dendrite de austenită eutectică multinodulara

(Fgn neinoculată)

9.Teoria creşterii dendritice. Această teorie emisă de Cees von de Velde, se deosebeşte de

teoriile anterioare care atribuie un rol important dendritelor de austenită eutectică prin faptul că

dendrita de austenită nu mai este considerată monocristal ci policristal iar grafitul care se formează

în spaţiile create de ramurile dendritelor nu germinează independent în topitură pe suporţii de

germinare ci precipită la limita frontului de creştere al austenitei sub formă de plachete care se

acumulează în spaţiile interdendritice fiind apoi comprimate de creşterea braţelor dendritice şi

obligate să ia o formă compactă, în funcţie de condiţiile de creştere ale dendritelor de austenită. În

opinia autorului această ipoteză poate explica mai uşor majoritatea fenomenelor care apar în timpul

solidificării Fgn, inclusiv formarea nodulelor de grafit gemene şi a formelor intermediare de grafit.

10.Teoria creşterii grafitului pe defecte de împachetare. Morfologia grafitului nu depinde

de tipul nucleului ci de modul de creştere . În cristalul de grafit există numeroase defecte care

perturbă sistemul de ordonare al reţelei cristaline provocând multe ramificaţii şi direcţii de creştere

ale cristalului. Există trei mecanisme de creştere a grafitului care par să reţină atenţia cercetătorilor:

101

- creşterea bidimensională conform căreia grafitul formează nuclee şi creşte independent de-

a lungul feţei (1010) prin depunere de atomi de C. Se pare că acest mecanism este puţin probabil să

acţioneze datorită forţei slabe de legătură a unui atom de carbon cu suprafaţa (1010);

- creşterea în trepte rotitoare. Grafitul se depune pe trepte (straturi) duble rotitoare iar planul

(1010) creşte prin extindere laterală treptată având o stabilitate mai mare;

- creştere pe dislocaţii elicoidale. Atomii de carbon se depun pe muchiile treptelor create de

dislocaţiile elicoidale iar treptele se dezvoltă continuu scanând planul cristalului. Acest mecanism

acţionează pe planul bazal (0001).

Vitezele de creştere ale cristalului de grafit în cazul creşterii bidimensionale şi în trepte

rotitoare urmează o lege exponenţială de tipul:

ΔTb

aa eμv (1.646)

în care: va este viteza de creştere în direcţia “a”

a şi b – coeficienţi; T – subrăcirea

Vitezele de creştere, în cazul creşterii pe dislocaţii elicoidale urmează o lege parabolică faţă de

subrăcire, de tipul :

vc = c · T2 (1.647)

în care: vc este viteza de creştere a cristalului în direcţia “c”;

c – coeficient.

Intersecţia curbelor celor două viteze de creştere este numită subrăcire critică (Tc) iar poziţia

subrăcirii (T) faţă de acesta determină morfologia grafitului, astfel:

- dacă T > Tc atunci vc > va şi rezultă grafit compact (nodular)

- dacă T < Tc atunci vc < va şi rezultă grafit lamelar

b. Grafitul vermicular

Ipotezele privind formarea grafitului vermicular pleacă de la poziţia sa, din punct de vedere

morfologic, faţă de grafitul nodular şi cel lamelar. Se consideră că morfologia grafitului nu depinde

de natura şi forma nucleului de la care porneşte ci de condiţiile termodinamice şi stabilitatea

acestora pe parcursul creşterii. În general se sugerează că forma vermiculară rezultă ca urmare a

instabilităţii la limita frontului de creştere al cristalului de grafit datorată echilibrului precar între

elementele compactizante (Mg, Ce, La, etc.), pe de o parte şi cele anticompactizante existente în

topitură (O, S) sau introduse intenţionat (Al, Ti, Sb etc.), pe de altă parte. Plecând de la această

ipoteză, se consideră că grafitul vemicular poate creşte fie în condiţiile tranziţiei de la grafitul

lamelar sub efectul elementelor compactizante (fig.1.522, a), fie în condiţiile tranziţiei de la grafitul

nodular, sub efectul elementelor anticompactizante (fig.1.522, b). Pe tot timpul creşterii cristalului

de grafit are loc un balans între cele două direcţii de creştere, respectiv 0110 şi [0001] în funcţie

de modul de acumulare şi echilibrul între cele două categorii de elemente. După B.Lux, în timpul

creşterii, grafitul vermicular menţine contactul cu topitura prin canale înguste dar se înconjoară de

un înveliş de austenită ca şi grafitul nodular.

Fig.1.522 Mecanismul creşterii

oscilante a grafitului vermicular

prin tranziţia de la grafitul

lamelar (a) sau de la grafitul

nodular (b) – X.Den.

102

Cercetările efectuate la Catedra PME (UPB) în anii ’80 au arătat posibilitatea schimbării

mecanismului de creştere al grafitului vermicular prin injectarea unei probe din Fgn în curs de

solidificare cu un element antinodulizant, în speţă, sulful.

Analiza metalografică a evidenţiat apariţia unei zone de tranziţie de Gv între crusta solidificată

cu structura de Fgn şi zona din spatele sursei de sulf cu structură demodificată de Fgl (fig.1.523, a).

În acelaşi timp, la limitele dintre zonele Gn-Gv şi Gv-Gl au fost identificate separări de grafit

numite “hibride” care au morfologii mixte determinate de intervenţia sulfului în timpul creşterii

(Fig.1.523, b şi 1.523, c). Pe acestă bază a fost creată o tehnologie originală de producere a fontei cu

grafit vermicular.

Fig.1.523 Modificarea formei grafitului sub efectul adaosului de sulf în timpul

solidificării: a) zona de tranziţie cu Gv; b,c - forme hibride de grafit la limitele dintre zonele

Gn-Gv, respectiv Gv-Gl

c. Grafitul coral

Situat între grafitul lamelar de tip D şi grafitul vermicular, din punct de vedere al compactităţii

(K = 0,1…0,35), cu un grad ridicat de interconectare cu masa metalică şi aspectul rotunjit al

extremităţilor, grafitul coral este o formă de grafit eutectic a cărei creştere în direcţia axei “a”, deşi

dominantă, este limitată de prezenţa elementelor modificatoare (Mg, Ca, Zr) motiv pentru care

separările cresc în grosime şi dezvoltă un sistem complex de ramificaţii pentru a menţine legătura

cu topitura.

1.7.2.2.2. Condiţiile obţinerii fontelor cu forme compacte de grafit

Indiferent de tipul şi gradul de compatitate al grafitului, pentru obţinerea fontelor cu forme

compacte de grafit la scară industrială este necesară tratarea fontei lichide înainte sau în timpul

turnării cu elemente compactizante (Mg, Ca, Ce, Y etc) dintre care Mg are efectul cel mai puternic

şi poate fi utilizat pentru obţinerea oricăreia dintre aceste fonte.

În cazul Fgv se poate face tratament simultan sau succesiv cu elementele compactizante şi

anticompactizante pentru a limita compactizarea grafitului.

Condiţiile care asigură obţinerea fontelor cu forme compacte de grafit depind de o multitudine

de factori cum sunt: compoziţia chimică a topiturii, tipul agregatului de elaborare, regimul termic al

elaborării, tipul inoculantului şi gradul de asimilare în topitură, condiţiile de răcire la solidificare

etc. dar acestea ar putea fi sintetizate astfel:

- compoziţia chimică în domeniul eutectic pentru a reduce tendinţa de albire (fonte

hipoeutectice) sau de flotare a grafitului (fonte hipereutectice);

- conţinutul redus de S (de regulă S < 0,02%). La Fgv se admit valori mai ridicate dar, pentru

a limita consumul de modificator S < 0,03%;

- regim termic optim care să asigure asimilarea modificatorului şi parametrii de turnare;

- conţinut optim de elemente compactizante. În funcţie de tipul grafitului, Mgrem = 0,005 –

0,015% pentru Fgc, Mgrem = 0,010 – 0,025% pentru Fgv şi Mgrem = 0,03 – 0,06% pentru Fgn;

a b c

103

conţinutul de Mgrem depinde de compoziţia chimică a fontei (C, Si) de condiţiile de răcire ale piesei

dar Mg necesar acoperă pierderile pentru desulfurare, dezoxidare, degazare (H, N) pierderile prin

evaporare şi prin reacţiile cu pereţii oalei şi forma de turnare.

- în cazul modificării cu elemente din grupa pământurilor rare, concentraţiile critice pentru

obţinerea Gv se situează în următoarele limite: Ce = 0,05 – 0,110%; La = 0,026 – 0,12%; Nd =

0,047 – 0,124%; Pr = 0,036 – 0,091%. După capacitatea de compactizare a grafitului, aceste

elemente se ordonează astfel: La < Pr < Nd < Ce;

- menţinerea echilibrului între elementele compactizante şi cele anticompactizante din fontă,

corespunzător morfologiei grafitului dorite. Acest lucru este mai dificil la Fgv şi Fgc deoarece, faţă

de Fgn, la aceste fonte nu se poate merge pe un adaos acoperitor de elemente modificatoare fără

riscul de a se obţine forme cu grad de compactitate superior. În acest sens, se apelează la elemente

din grupa PR atât pentru Fgn cât şi Fgv. În cazul Fgn, PR anihilează efectul elementelor nocive iar

la Fgv lărgesc domeniul de stabilitate al Gv;

- efectuarea unei inoculări eficiente, în funcţie de tipul fontei, tipul modificării compactizante

şi condiţiile de răcire în formă. Inocularea întăreşte efectul modificator, cu efecte favorabile la Fgn

dar imprevizibile la Fgv unde poate duce la creşterea proporţiei de Gn;

- încadrarea în timpul optim de turnare pentru a evita pierderea efectului modificator (de

regulă sub 10’).

1.7.2.2.3. Sisteme de modificatori compactizanţi

A. Particularităţi compoziţionale – combinaţii uzuale

Pentru compactizarea grafitului se poate trata fonta în stare lichidă cu elemente modificatoare

din categoria Mg, Ce(PR), Y, Ca, Li, Na, în stare pură şi sub formă de prealiaje sau săruri de tipul

CaF2, BaCl2, MgCl2 etc. În practică, la o scară foarte largă se utilizează Mg ca element

compactizant, în special pentru Fgn dar şi pentru fontele cu forme intermediare de grafit unde

elementele din categoria PR joacă un rol important. În cazul utilizării PR sau Y pentru obţinerea

fontelor cu forme intermediare de grafit, Mg este cerut mai mult din motive de omogenizare a

distribuţiei elementelor modificatoare în topitură, favorizată de procesul de barbotare al topiturii

determinat de vaporizarea Mg.

Modificatorii utilizaţi pentru obţinerea fontelor cu forme intermediare de grafit pot să conţină,

pe lângă elemente compactizante şi elemente anticompactizante (Ti, Al, Sb etc.) care împiedică sau

limitează nodulizarea grafitului.

Datorită proprietăţilor fizice specifice [densitate mică (1,74 g/cm3, temperatură scăzută de

topire (650oC) şi vaporizare (1102

oC) solubilitate scăzută în fonta lichidă, (< 0,08%, în condiţii

normale)] care creează dificultăţi serioase la introducerea Mg în fontă, în decursul a cca 60 de ani

de la producerea Fgn s-au încercat numeroase soluţii tehnice pentru a se obţine o eficienţă cât mai

ridicată a tratamentului de modificare cu Mg în condiţii optime de securitate. În prezent există două

direcţii principale în care se dezvoltă metodele de tratament cu Mg:

- controlul procesului de vaporizare al Mg prin introducerea sa sub formă de prealiaje sau în

amestec cu un material inert pe post de moderator care asigură o activitate mai scăzută a Mg

(reducerea violenţei reacţiei de fierbere); în acest sens se utilizează diverse materiale suport care

dizolvă Mg (Si, Ni, Cu, într-o măsură redusă Al) rezultând aliaje care pot conţine între 3...30%Mg

sau materiale inerte în care Mg este înglobat mecanic (cocs sau materiale ceramice poroase

impregnate cu Mg, brichete din şpan de fontă/oţel în amestec mecanic cu Mg etc.), în proporţie de

până la 50%. Dintre aceste posibilităţi, tratamentul cu prealiaje este determinant.

- controlul procesului de vaporizare al Mg pur prin utilizarea unor tehnici de introducere care

micşorează violenţa reacţiei de fierbere prin: creşterea presiunii în spaţiul oalei de modificare

(autoclave), reducerea suprafaţei de contact (înglobarea lingourilor de Mg în cruste ceramice),

controlul asupra presiunii de vapori, temperaturii şi suprafaţei de contact între topitură şi bucăţile de

Mg în camere de reacţie speciale (convertizor), protejarea Mg sub formă de sârmă în tuburi din

tablă de oţel (procedeul Cord wire) etc.

104

În producţia de Fgn, tratamentul cu Mg pur acoperă cca 40% din necesar, restul fiind acoperit

de tehnica tratării cu prealiaje pe bază de Mg. Disputa între cele două modalităţi de tratare a fontelor

cu Mg se desfăşoară pe seama implicaţiilor tehnologice şi celor care se referă la calitatea fontei

tratate .

După cum se constată din tabelul 1.229 fiecare variantă are argumente suficiente pentru a fi

aplicată, alegerea fiind la latitudinea turnătoriei în funcţie de specificul şi opţiunile acesteia, în afară

de criteriile analizate existând multe altele care în anumite circumstanţe pot deveni foarte

importante.

Tabelul 1.229

Argumente pro- şi contra în alegerea modului de utilizare a Mg la

tratarea fontelor

Nr.

crt.

Criteriul * Tratamentul cu Mg

pur

Tratamentul cu Mg în

prealiaj

1 Flexibilitatea procedeului - + 2 Restricţii asupra încărcăturii

metalice + -

3 Utilizarea deşeurilor proprii în

încărcătură + -

3 Violenţa reacţiei - + 4 Conţinutul de sulf al fontei

iniţiale + -

5 Gradul de asimilare al Mg - + 6 Gradul de puritate al fontei după

tratament + -

7 Costuri legate de postmodificare - + 8 Riscul de impurificare a topiturii + - 9 Riscul depăşirii Si din fontă + - 8 Posibilitatea supramodificării

(exces de Mg) + -

10 Efectul de poluare - + 11 Costul tratamentului + - 12 Durabilitatea efectului

modificator + -

13 Cheltuieli cu instalaţia de

modificare - +

14 Restricţii privind cantitatea de

fontă modificată - +

* Semnul + indică o poziţie avantajoasă şi invers.

În cazul modificării cu Mg pur acesta poate fi sub formă de lingouri (blocuri) prefabricate,

sârmă, aşchii, pulbere sau impregnat în materiale poroase.

Prealiajele pe bază de Mg conţin, în afară de Mg, elementele purtătoare (Si, Ni, Cu) şi

elemente ajutătoare de tipul: Ca, Ce, La, PR, Al, Ti, Sb, Sn, Mn, Cr, Ba, Fe etc.

Prealiajele pe bază de Ni şi Cu cu elemente purtătoare au o utilizare restrânsă fiind destinate

Fgn aliate cu Ni sau/şi Cu cu structură perlitică şi a Fgn pestriţe. Au un conţinut de Mg între 5 –

50%, densitate peste 5 kg/dm3, temperaturi de topire reduse, compactitate mare şi tendinţă scăzută

105

de zgurificare (tabelul 1.230). În compoziţia aliajelor Ni – Mg mai putem găsi 0,8 – 1,2 %PR pentru

anihilarea elementelor nocive şi până la 2,5 %Ca.

Tabelul 1.230

Prealiaje pe bază de nichel şi cupru pentru obţinerea Fgn

Sistemul Compoziţia chimică, % gr Densitatea

g/cm3

Temperatura

de topire, oC Mg Ni Cu Alte elemente

Ni-Mg 5 – 20 95 – 80 – eventual 1% Ce 7,5 (10% Mg)

6,5 (15% Mg) 1050 – 1130

Ni-Si-Mg 15 – 18 50 – 55 – 25 – 30% Si 5 – 6 1050 – 1100

Ni-Si-Ca-Mg 25 – 32 40 – ≤ 30% Si

≤ 5% Ca – –

Ni-Fe-Mg 5 – 17 10 – 45 – 50 Fe 6,4 – 7,5 1040 – 1100

Ni-Cr-Mg 5 – 15 65 – 75 – 20 Cr

5 Fe 7,3 – 7,5 1080 – 1120

Cu-Mg 15 – 50 – > 50 – 6,0 – 6,5 720 – 740

Cu-Ni-Fe-Mg 5 – 20 10 – 45 30 – – 980 – 1060

Prealiajele pe bază de siliciu ca element purtător sunt de uz general putând fi utilizate pentru

Fgn şi Fgv atât nealiate cât şi aliate. Pe lângă Mg ( 3 – 15%) şi Si (40 – 60%) în compoziţia acestor

aliaje intră de regulă şi Ca (0,5 – 4%), dar şi alte elemente ajutătoare cum sunt: Ce, La, Pr, Al, etc.

(tabelul 1.231 pentru Fgn şi tabelul 1.232 pentru Fgv). Conţinutul de Mg al prealiajului este stabilit

în funcţie de destinaţie. Conţinuturi sub 7% sunt destinate fontelor cu sulf iniţial scăzut (S ≤ 0,02%)

pentru obţinerea fontelor cu forme intermediare de grafit şi pentru modificarea în formă. Prealiajele

cu Mg > 7% se utilizează la fontele cu S ridicat dar nu mai mare de 0,04%. Creşterea %Mg duce la

scăderea randamentului de asimilare. Utilitatea Ca rezidă din efectul său puternic desulfurant şi

dezoxidant (mai puternic decât Mg), efectul modificator (mai slab decât Mg) precum şi efectul de

favorizare a asimilării Mg în fontă. Cantităţi mai mari de Ca în prealiaj au efect negativ datorită

slabirii legăturilor între Mg – Si care duce la scăderea randamentului de asimilare al Mg, creşterii

tendinţei de zgurificare a fontei şi creşterii consumului de căldură la asimilarea modificatorului. În

structura acestor aliaje au fost identificate combinaţii de tipul: FeSi, FeSi2, Mg2Si, Mg2Ca, Ca–Si–

Mg, CaSi etc, dintre care legătura Ca – Si este cea mai puternică. În modificatorii destinaţi obţinerii

Fgn pentru piese masive conţinutul de Ca este limitat datorită efectului acestuia de promovare a

grafitlui degenerat Chunky-graphite şi de segregare în zonele cu solidifcare întârziată.

Conţinutul de elemente din categoria pământurilor rare, individual (Ce, La) sau în amestec

(mischmetall) este justificat pentru anihilarea elementelor anticompactizante, în cazul Fgn şi pentru

obţinerea grafitului vermicular în cazul Fgv. Prealiajele destinate obţinerii Fgn conţin în general sub

3,0% PR dar pot ajunge până la 5 – 6% PR în cazul modificării fontelor de cubilou. Conţinutul de

PR poate ajunge la 10 – 13%, la un conţinut de Mg de 3,0 – 3,5%, în cazul prealiajelor destinate

Fgv. În acest caz Mg are în principal, rolul de a asigura barbotarea topituri în vederea distribuirii

uniforme a PR. Conţinutul de PR (îndeosebi Ce) este limitat în prealiajele destinate obţinerii Fgn

pentru piese masive datorită promovării Chunky-graphite şi efectului de segregare intercelulară.

Conţinutul de Al în prealiajele destinate Fgn este limitat la max. 1% pentru a preveni formarea

suflurilor de hidrogen dar, în cele destinate obţinerii Fgv, Al poate ajunge la 4 – 5%. Există în acest

scop şi prealiaje care conţin titan (8 – 10%) dar faţă de aceste prealiaje există reticenţă deoarece, pe

de o parte, pot afecta prin recirculare producţia de Fgn sau pot crea neplăceri la prelucrările

mecanice din cauza carburilor (cazul Ti).

Elemente de tipul Sn, Sb şi după unii autori chiar Pb şi Bi, deşi au efect negativ asupra

grafitului s-au dovedit utile în cazul pieselor masive pentru anihilarea efectului Ce în exces (formare

de Chunky-graphite) şi promovarea perlitei. Acestea pot fi introduse în mod controlat în

modificatorii compactizanţi sau în inoculanţi.

106

Pentru obţinerea fontelor cu forme intermediare de grafit s-au dezvoltat diferite variante

tehnologice bazate pe următoarele direcţii principale:

- desulfurarea avansată a fontelor (S < 0,002%) combinată cu solidifcarea rapidă a pieselor

(turnare în forme metalice);

- modificarea cu cantităţi reduse de Mg (Mgrem = 0,01 – 0,25%);

- modificarea cu Mg plus elemente antinodulizante (Ti, Al, Sb);

- modificarea cu PR cu sau fără Mg şi/sau elemente antinodulizante;

- modificarea cu Y cu sau fără PR;

- modificare cu Mg + PR în condiţiile controlului riguros al activităţii oxigenului şi sulfului

din fontă;

- modificarea cu Mg + PR la limita critică a potenţialului de modificare (graniţa Fgn – Fgv)

şi demodificarea ulterioară a fontei prin adaos controlat de sulf (fig. 1.525). Tehnologia a fost pusă

la punct în laboratorul catedrei PME (UPB) şi verificată la o turnătorie de Fgv din USA.

Fig. 1.524 Variante de obţinere a fontelor cu forme intermediare de grafit

(EA – elemente antinodulizante)

Tehnologia prezintă avantajul că poate fi aplicată şi în turnătoriile mixte Fgn – Fgv fără riscul

de contaminare a deşeurilor proprii cu elemente nocive (Ti, Al, Sb).

Fig. 1.525 Schema procesului tehnologic de obţinere a Fgv prin inoculare cu S

după tratamentul cu Mg

107

Tabel 1.231

Modificatori nodulizanţi pe bază de Mg - FeSi pentru obţinerea fontelor cu grafit nodular Nr.

crt.

Sistemul

Denumire comercială

Compoziţie chimică de bază, %gr. Obs.

Si Mg Ca PR Al Alte elemente

1

A. FeSiCaMg

Bjomet 5 44 – 48 5,5 – 6,5 0,3 – 0,5 max. 0,1 max. 0,8 Fe - rest Fonte curate (fără elemente

reziduale nocive); elaborare

îngrijită; modificare în oală/formă

2 Noduloy 3 – 5 43 – 48 3,5 – 6,5 0,8 – 1,3 - max. 1,2 Fe - rest

3 Mag Kast 510 43 – 48 5 – 6 1,0 – 1,5 - max. 1,2 Fe - rest

4 Spheromag 7103 50 – 55 6,5 – 7,5 0,4 – 1,0 - max. 1,2 Ba = 2,8 – 3,8;

Fe - rest Piese cu pereţi subţiri

5 Spheromag 9104 50 – 55 8,5 – 9,5 0,8 – 1,2 - max. 1,5 Ba = 3,7 – 4,3;

Fe - rest

6

B. FeSiCaMgPR

(Mg < 7%)

Bjomet 1 – 4; 6 – 9

44 – 48

4,3 – 6,7

0,5 – 3,5

0,35 – 2,3

max. 1.0

(Bj6-Al-max

0,3%)

Fe - rest

Aplicaţii în cazurile când nu se

stăpâneşte conţinutul de elemente

reziduale nocive sau este necesar un

potenţial de grafitizare mai ridicat;

conţinut scăzut de sulf (< 0,02% S);

modificare în oală/formă

7 Nodin 61 – 4 42 – 48 5 – 6 0,5 – 2,0 0,4 – 1,1 max. 1,5 Fe - rest

8 Noduloy5 (C,LC,C1) 43 – 48 5,5 – 6,5 0,8 – 1,3 Ce = 0,3 – 1,2 max. 1,2 Fe - rest

9 Noduloy3R – 5R 43 – 48 3,5 – 7,0 0,8 – 2,3 0,5 – 2,0

(Ce = 0,3–1,0 ) max. 1,2 Fe - rest

10 Mag Kast 511 – 622 43 – 48 5 – 7 0,5 – 2,0 0,5 – 2,0 max. 1,2 Fe - rest

11 Spheromag 521 – 621 45 – 55 4,7 – 6,3 1,5 – 2,0 0,5 – 1,2 max. 1,2 Fe - rest

12 Spheromag 5212 45 – 50 4,7 – 5,3 1,5 – 2,0 0,5 – 0,8 max. 1,2 Ba = 1,8 – 2,2;

Fe - rest

13

C. FeSiCaMgPR

(Mg > 7%)

Bjomet 10 – 11 44 – 48 8,5 – 10 0,8 – 3,5 0,8 – 1,2 max. 1,0 Fe - rest

Fonte cu sulf ridicat dar nu peste

0,03%; conţinut incert de elemente

reziduale sau care depăşeşte limitele

normale; modificare în oală

14 Nodin 81-4 42 – 48 7 – 8 0,5 – 2,0 0,4 – 1,1 max. 1,5 Fe - rest

15 Nodin 101 – 4 42 – 48 9 – 10 0,5 – 2,0 0,4 – 1,1 max. 1,5 Fe - rest

16 Noduloy 9R 43 – 48 8,5 – 10,0 0,8 – 1,3 0,6 – 1,0

(Ce = 0,35-0,5)

max. 1,2 Fe - rest

17 Noduloy C8 43 – 48 8,0 – 10,0 2,0 – 3,0 1,8 – 2,5

(Ce = 0,9–1,4)

max. 1,2 Fe - rest

18 Spheromag 731-923 50 – 55 6,5 – 9,5 1,5 – 3,2 0,6 – 3,2 max. 1,2 Fe - rest

108

Tabel 1.232

Modificatori compactizanţi pentru obţinerea fontelor cu grafit vermicular

Nr.

crt.

Sistemul

Denumire comercilă

Compoziţia chimică de bază, % gr.

Observaţii Si Mg Ca PR Al

Alte

elemente

A. FeSiCaMgPR

1 Compactmag 44 – 48 5,0 – 6,0 0,2 – 0,5 5,0 – 7,0 max. 1,0 Fe-rest

Se pot utiliza în turnătoriile mixte de Fgn-Fgv 2 VER 1-2 55 – 60 1,0 – 3,5 2,0 – 2,5 3,0 – 3,5 max. 1,5 Fe-rest

3 Denodul 5 44 – 48 5,4 – 6,2 1,9 – 5,5 1,8 – 2,4 max. 1,2 Fe-rest

4 Vermiloy 45 – 55 3,5 – 5,5 0,5 – 5,5 0,4 – 0,7 1,0 – 5,0 Fe-rest Aplicaţi în turnătoriile de Fgv; recirculatele pot

afecta producţia de Fgn

Fonte de cubilou (S = 0,05 – 0,08%)

Consum: 1,3 – 1,4%

Mgrem < 0,028%

PRrem = 0,045 – 0,082%

%Gv > 50%

5 CG 515 44 – 48 4,5 – 5,5 max. 1,0 Ce

0,2 – 0,35

max. 1,5

Ti=4,5 – 6,0 Fe-rest

6 CG 319,515 44 – 48 2,8 – 5,5 max. 1,0 Ce

0,2 – 0,35

max. 1,5

Ti=8,0 – 10,0 Fe-rest

7 CG 559 48 – 52 4,0 – 5,0 4,0 – 5,5 Ce

0,2 – 0,35

max. 1,5

Ti=8,0 – 10,0 Fe-rest

8 - 38 – 45 3,0 – 3,5 2,0 – 3,0 12,0 – 13,0 Nd Fe-rest

9

B. Si-PR

45 – 55 - (Ca+Ba) < 5 29 – 33 Nd Fe-rest

Fonte de cubilou (S < 0,08%)

Consum: 1,2 – 1,4%

PRrem = 0,05 – 0,12%

%Gv > 50%

Adaos în jet + agitare mecanică

10 C. Si – Y.PR 40 – 45 - - 10 – 13 - Y = 5 – 12%

Fe-rest În funcţie de adaos se poate obţine Fgv sau Fgn

109

B. Criterii de alegere a modificatorilor

B1. Modificatorii compactizanţi

Alegerea modificatorului compactizant este una din problemele cele mai delicate pe care

trebuie să o rezolve tehnologul de la elaborare. În acest sens trebuie avute în vedere o multitudine

de variabile de care depind eficienţa procesului de modificare, calitatea pieselor turnate şi costurile

de fabricaţie ale fontei modificate (tabelul 1.233).

În condiţiile unei asimilări bune a modificatorului în fontă (obţinerea nivelului optim de Mg,

PR), succesul operaţiei de modificare va fi cuantificat în final prin calitatea structurii obţinute

(gradul de nodularizare al grafitului, numărul, dimensiunea şi distribuţia separărilor de grafit,

prezenţa formelor degenerate de grafit, prezenţa carburilor libere, a carburilor intercelulare sau

albirii inverse, segreaţiile şi porozităţile intercelulare, proporţiile de ferită şi/sau perlită etc.) şi prin

testele de încercări mecanice. Nerealizarea parţială sau integrală a acestor cerinţe poate fi pusă pe

seama unei inoculări neeficiente sau/şi a condiţiilor impuse conţinuturilor de elemente reziduale. În

acest sens sunt de reţinut doi factori importanţi de control şi anume:

- factorul antinodulizant (K1):

K1 ≤ 1,0

care implică, în cazul Fgn realizarea condiţiilor:

Ti, Al ≤ 0,08%

As, Sn, Sb ≤ 0,05%

Pb, Bi ≤ 0,005%

- factorul de perlitizare (Px) cu ajutorul căruia se evaluează tendinţa de perlitizare a Fgn,

conform relaţiei:

xPe961F

în care F este proporţia de ferită.

O structură dominant feritică se obţine din condiţiile:

95%F2,0P

80%F2,5P

x

x

Pentru factorii K1 şi Px se vor utiliza relaţiile 4.66 şi 4.65 din Tratatul de Ştiinţa şi Ingineria

Materialelor, Vol.III. Cap. IV, p.508.

În cazul fontelor cu grafit vermicular, corelaţia între acţiunea elementelor nodulizante şi

antinodulizante poate fi controlată prin factorul complex K2 dat de relaţia: 15...30Mg

KK

rem

12

B2. Modificatorii grafitizanţi

Pentru alegerea modificatorilor grafitizanţi la fontele cu forme compacte de grafit vezi

cap. 1.7.2.1.3 – pct.B2.

C. Stabilirea consumului de modificator compactizant

Consumul de modificator compactizant depinde de o serie de factori care pot fi grupaţi astfel:

a. Factori de material care caracterizează natura şi starea modificatorului:

- tipul modificatorului (Mg pur, dizolvat în prealiaj sau sub formă de compuşi)

- concentraţia în Mg;

- compoziţia chimică (elemente auxiliare)

- caracteristici fizice (densitate, temperatură de topire, capacitate de zgurificare)

- granulaţia

- gradul de depreciere

b. Factori care ţin de fonta lichidă supusă tratamentului:

- compoziţia chimică de bază (C, Si, CE)

- conţinutul iniţial de sulf

- temperatura de modificare

- cantitate

110

Tabelul 1.233

Criterii de alegere a modificatorilor compactizanţi

Nr.

crt

Criteriul Caracteristica Efecte şi Soluţii

0 1 2 3 1 Compoziţia

chimică a

fontei iniţiale

a) Conţinutul de siliciu:

a1) Si < 1,5%

prealiaj cu Mg <

a2) Si = 1,5 – 1,8% prealiaj cu Mg < sau Mg > în funcţie de

tehnica de modificare

a3) Si > 1,8% Mg pur; consum de inoculant >;

Prealiaj cu Mg dacă S < 0,02%

b) Conţinutul de sulf:

b1) S < 0,025% Toate tipurile de prealiaje

b2) S = 0,025 – 0,04 % Prealiaje cu conţinut ridicat de Mg, Ca şi

Pr; se recomandă desulfurare prealabilă

datorită riscului de impurificare cu zgură;

structură cu „pete negre”.

Mg pur; consum de inoculant >

b2) S > 0,04% Mg pur

Desulfurare prealabilă + modificare cu

prealiaj în funcţie de S rămas.

c) Conţinutul de elemente reziduale

nocive:

c1) fontă cu grad de puritate ridicat

Prealiaje cu Mg, fără PR.

Mg pur

c2) fontă cu conţinut ridicat de

elemente nocive (Pb, Bi, Te, Sb, Ti, O,

S, Se, Al, Cd etc.)

Prealiaje cu Mg > şi conţinut ridicat de PR

şi Ca

Mg pur + PR.

2 Compoziţia

chimică a

fontei finale

a) nealiată Prealiaje pe bază de Si

Mg pur

Vezi criteriul 1

b) aliată cu Ni/Cu Prealiaje pe bază de Ni sau Cu (Mg >; S >)

Consum mai redus datorită Mg >

3 Încărcătura

metalică

a) curată; proporţie ridicată de fontă de

înaltă puritate. Prealiaje cu Mg <, fără PR

b) conţinut ridicat de deşeuri de fontă şi

oţel Prealiaje cu Mg > şi PR

Dacă S > 0,025%, Ca este util în prealiaje

c) încărcătură oxidată, de provenienţă

diversă Precondiţionare

Prealiaje cu Mg > şi PR>

Mg pur; inoculare >

4 Structura în

piesă

a) feritică Modificatori pe bază de Si

Inoculare > (Ba este util)

Modificare în formă

b) perlitică Modificatori pe bază de Ni/Cu

Modificatori clasici (pe bază de Si) cu

asigurarea compoziţiei chimice a fontei.

5 Condiţiile de

solidificare

a) piese cu pereţi subţiri (răcire rapidă) Modificatori cu Ca şi PR cu conţinut

scăzut de Ce şi ridicat de La.

b) piese cu pereţi groşi (răcire lentă) Modificatori cu Ba şi conţinut redus de PR

şi Ca.

Adaos de Sb pentru a contracara Chunky-

graphite prin asimilarea excesului de PR.

Elementele ajutătoare (PR, Ba, Sb, Sn,

etc.) pot fi introduse în inoculanţi.

Realizarea unui conţinut scăzut de Si în

fontă (<2,1%) impune utilizarea

modificatorilor cu Mg > sau a Mg pur.

111

0 1 2 3 6 Variabilele

procesului de

modificare

a) temperatura de supraîncălzire a fontei

(Ts) şi menţinerea îndelungată (Tf) la

Ts >

Impune precondiţionare înainte de

modificare (SiC, CaSi, grafit, etc.)

b)Temperatura de modificare a fontei

(Tm)

b1) Tm > 1480oC

Reacţie violentă

Asimilare Mg <

Modificatori cu Ca >

b2) Tm < 1480oC Violenţa reacţiei <

Asimilare Mg >

Modificatori cu Ca <

c) Caracteristici oală de modificare:

c1) H/D ≤ 2

Violenţa reacţiei >

Asimilare Mg <

Modificatori cu Mg < şi Ca >

c2) H/D ≥ 3 Reacţie liniştită

Asimilare Mg >

Toate tipurile de modificatori, inclusiv

cu Ca <

d) cantitatea de fontă modificată (G)

d1) G < 500 kg

Prealiaje cu Mg

d2) G > 500 kg Prealiaje cu Mg

Mg pur

c. Factori care ţin de tehnica de modificare:

c1. Modificare în oală

- raportul înălţime/diametru

- modul de închidere (cu capac sau deschisă)

- modul de protecţie a modificatorului

c2. Modificare în sisteme presurizate

- tipul sistemului

- modul de presurizare (cu gaz neutru sau autopresurizare)

- presiunea în timpul tratamentului

c3. Modificare cu instalaţii particularizate:

- convertizorul Fischer

- sistemul Cord-Wire

- procedeul Flexipor etc.

c4. Modificare în formă:

- geometria reţelei de turnare

- configuraţia camerei de reacţie

- parametrii de turnare

- parametrii de umplere ai formei etc.

d. Factori care ţin de modul de organizare:

- manipularea oalei de transport

- cântărirea, introducerea şi protejarea modificatorului în oală

- reducerea timpilor de aşteptare care duc la arderea modificatrului în oală.

- durata tragerii zgurei după modificare şi rigurozitatea operaţiei etc.

Randamentul de asimilare creşte iar consumul de modificator scade în următoarele condiţii:

1). Scăderea violenţei reacţiei care poate fi obţinută prin:

- scăderea %Mg în prealiaj

- modificarea în incinte presurizate (autoclave, oale de modificare cu capac, camere de reacţie

sub presiune – gen convertizor, modificare în formă).

112

- protejarea modificatorului de contactul imiment cu fonta lichidă înaintea umplerii

oalei(cruste ceramice poroase, birchete cu Mg încorporat, straturi de acoperire neutre sau

active etc.)

- utilizarea oalelor de modificare cu raportul H/D > 2, pentru creşterea presiunii metalostatice

la baza oalei.

- scăderea în limite rezonabile a temperaturii de modificare.

- creşterea rezonabilă a conţinutului de Ca în prealiaj (până la 2,5 – 3%) protejează Mg prin

efectul dezoxidant şi desulfurant mai puternic. Valori mai mari ale Ca duc la creşterea

violenţei reacţiei şi scăderea asimilării Mg.

- împiedicarea flotării bucăţilor de modificator la suprafaţa băii metalice (stabilirea granulaţiei

corespunzătoare)

2). Pregătirea riguroasă a fontei în vederea modificării prin:

- desulfurarea şi dezoxidarea prealabilă, în special în cazul unei încărcături de slabă calitate.

Ceşterea conţinutului de S şi O în fontă trece o parte din Mg în zgură.

- tratamentul de precondiţionare aplicat înaintea modificării compactizante (SiC, CaC2, Ba

etc.)

- îndepărtarea riguroasă a zgurei de pe baia metalică

- evaluarea exactă a cantităţii de fontă modificată.

3). Prevenirea deteriorării modificatorului în timp prin depozitare necorespunzătoare.

- consumul de modificator poate să crească până la dublare dacă este puternic oxidat, în

condiţiile impurificării puternice a fontei.

4).Evitarea arderii modificatorului în buzunarul oalei datorită organizării necorespunzătoare a

operaţiei de modificare.

În fig1.526 este prezentat modul de variaţie al compusului de modificator cu Mg sub acţiunea

principalilor factori de influneţă.

Consumul de modificator compactizant se calculează în funcţie de necesarul de Mg şi

randamentul de asimilare al Mg, astfel:

a) În cazul modificării cu Mg pur:

Mg

mMgremf0f0

Mg

necad

η

tδMgOO1,52SS0,76

η

MgMg

, % (1.648)

în care: Mgad este cantitatea de Mg adăugată în fontă, în %;

Mgnec – cantitatea de Mg necesară, %;

0,76(So – Sf) – cantitatea de Mg consumată pentru desulfurare, %;

S0, Sf – cantităţile de sulf din fonta iniţială, respectiv fonta finală (după modificare)

1,52(O0 – Of) – cantitatea de Mg consumată pentru dezoxidare, %;

O0, Of – conţinutul de oxigen din fonta iniţială, respectiv finală, %;

Mgrem – cantitatea de Mg rămasă în fontă care asigură compactizarea grafitului, %;

Pentru Fgn, Mgrem = 0,008(C + Si) + 0,00015·g, %;

unde: C, Si sunt cantităţile de C şi Si în fonta finală, %;

g – grosimea de perete critică a piesei turnate, mm.

În condiţiile unor piese uzuale, Mgrem = 0,03 – 0,06% la Fgn şi Mgrem = 0,010 –

0,025% la Fgv;

δMg – viteza de pierdere a Mg în timpul menţinerii după modificare. Din date practice

δMg = 0,0003 – 0,003 %/min; viteza de pierdere a Mg din fontă după modificare depinde de

modul de protejare a fontei în timpul menţinerii şi turnării (fără protecţie, protecţie cu strat

neutru sau menţinere în cuptor de menţinere bazic sau cu uşoară suprapresiune de gaz inert);

tm – durata menţinerii fontei în oală după modificare, min;

ηMg – randamentul de asimilare al Mg, în %. Se stabileşte practic în condiţiile de lucru

ale turnătoriei (variază între 20...70%).

113

Fig. 1.526. Consumul de modificator sub acţiunea principalilor factori de influenţă

În condiţiile unei elaborări îngrijite (materiale de calitate, topire rapidă) şi unei protecţii în

cuptoare de menţinere cu atmosferă controlată, relaţia de calcul a necesarului de Mg se simplifică

prin neglijarea termenilor care se referă la consumul de Mg pentru dezoxidare şi cel care acoperă

pierderile în timpul menţinerii.

b) În cazul modificării cu prealiaj pe bază de Mg, consumul de prealiaj (Q) se

calculează cu relaţia empirică următoare:

G1450

T

100

Mgη

10tMg0,01S0,76Q

2

M

pr

Mg

3

mrem0

, kg (1.649)

în care: Q este consumul de prealiaj, în kg;

S0 – sulful din fonta iniţială, %;

Mgrem – conţinutul de Mg remanent necesar pentru nodulizare, %;

tm – durata menţinerii fontei după modificare, min;

(se consideră o viteză de pierdere a Mg de 0,001% Mg/min);

TM – temperatura de modificare, oC;

ηMg – randamentul de asimilare a Mg (la modificarea cu prealiaj, ηMg = 30 – 75% );

Mgpr – conţinutul de Mg în prealiaj, %;

G – cantitatea de fontă modificată, kg.

În cazul unei încărcături de slabă calitate şi elaborare neîngrijită trebuie să se ia în calcul şi

consumul de Mg pentru dezoxidare.

În mod obişnuit, consumul de modificator cu Mg (qM) variază în limitele: qM = 1,2...2,5%.

1.7.2.2.4. Fenomene fizico-chimice care au loc la tratarea fontelor cu modificatori

compactizanţi

În timpul tratamentului de modificare compactizantă şi menţinerii fontei modificate în oală

(sistemul de menţinere) până la turnare, în fonta lichidă au loc o serie de fenomene fizico-chimice

determinate de procesul de asimilare al modificatorului şi de refacere a echilibrului termodinamic în

timpul menţinerii, dintre care, cele mai importante sunt următoarele:

- topirea şi vaporizarea elementelor modificatoare.

114

- reacţii chimice între elementele modificatoare şi elementele active din fontă, în principal S

şi O dar şi alte elemente reziduale

- modificarea tensiunii superficiale a fontei lichidâ

- scăderea potenţialului de modificare al fontei (demodificarea)

a) Topirea şi vaporizarea elementelor modificatoare

La introducerea elementelor modificatoare în fonta lichidă au loc procese de topire, dizolvare

şi vaporizare ale acestora în funcţie de temperatura şi compoziţia fontei şi caracteristicile fizice ale

acestor elemente. În tabelul 1.234 sunt prezentate caracteristicile fizice de interes ale principalelor

elemente modificatoare şi/sau cu efect de germinare asupra grafitului.

Tabelul 1.234

Caracteristicile fizice ale principalelor elemente modificatoare, la presiunea atmosferică

Elementul Densitatea

g/cm3

Temperatura

de topire, oC

Temperatura

de vaporizare, oC

Caldura

de topire,

KJ/at·g

Căldura de

vaporizare

KJ/ at·g

Mg 1,74 650 1107 8,95 135,9

Ca 1,55 838 1440 8,78 153,6

Sr 2,66 768 1380 8,78 141,3

Ba 3,5 714 1640 7,65 149,2

Y 4,47 1509 2927 11,29 388,7

La 6,17 920 3470 6,27 401,3

Ce 6,67 795 3468 5,02 397,1

Pr 6,77 935 3127 6,69 330,2

Nd 7,00 1024 3027 7,11 288,4

Li 0,53 180,5 1330 3,01 135,8

Na 0,97 97,8 892 2,59 100,8

Zr 6,49 1852 3580 16,72 501,6

Ti 4,51 1668 3260 15,47 445,2

Al 2,70 660 2450 10,70 283,8

Se observă că majoritatea elementelor modificatoare au punctul de topire sub temperatura de

tratament a fontei lichide (de regulă, peste 1450oC) iar, dintre acestea doar câteva (Mg, Li, Na şi la

limită Ca, Sr) au temperatura de vaporizare în domeniul temperaturii de prelucrare a fontei lichide.

Procesul de vaporizare are efecte negative datorită scăderii temperaturii fontei (căldura de

vaporizare + efectul de barbotare) dar, este foarte util din punct de vedere al reacţiilor cu elementele

din fontă, al omogenizării fontei şi rafinării topiturii (eliminare incluziuni şi gaze). Acesta este şi

motivul pentru care în compoziţia unor modificatori pe bază de PR pentru obţinerea Fgv, se

introduc şi cantităţi mici de cca 2 – 3% Mg pentru a asigura efectul de barbotare.

Magneziul, principalul element compactizant, are punctul de vaporizare mult sub temperatura

obişbuită de prelucrare a fontei astfel încât reacţia de asimilare este foarte violentă, motiv pentru

care sunt necesare măsuri speciale de introducere. Temperatura de vaporizare a Mg creşte cu

presiunea, deci, cu înălţimea coloanei de lichid din oala de modificare la care are loc reacţia. Între

presiunea de vapori şi temperatură există relaţia:

T,T

,PMg lg2217840

529lg (1.650)

în care: PMg este presiunea de vapori a Mg, în bari.

T – temperatura, În K.

Astfel, dacă la p = 1bar, Tv = 1107oC, la p = 3bari, Tv = 1250

oC, iar la p = 8bari, Tv = 1400

oC.

115

Gradul de asimilare al Mg este puternic influenţat de diferenţa dintre temperatura fontei

lichide şi temperatura de vaporizare (fig. 1.527).

Gradul de asimilare maxim se obţine la ΔT = 0. La ΔT >> 0 presiunea de vapori şi violenţa

reacţiei de vaporizare cresc iar asimilarea Mg scade datorită formării de canale preferenţiale prin

care se scurg vaporii de Mg fără să interacţioneze cu topitura. La ΔT < 0, Mg nu se evaporă iar în

stare lichidă are o suprafaţă de contact foarte mică cu fonta. La temperatura de 1400oC şi p = 1bar,

volumul specific al Mg este de 5500cm3/g fiind mai mare de cca. 40 000 ori faţă de volumul

specific al fontei lichide (~ 0,14cm3/g).

Rezultă că pentru creşterea randamentului de asimilare al Mg trebuie mărită presiunea în zona

de contact dintre fonta lichidă şi Mg. Acest lucru se realizează prin utilizarea oalelor sub presiune,

în cazul modificării cu Mg pur sau a oalelor înalte (H/D > 2) în cazul modificării cu prealiaje.

b) Interacţiuni chimice în timpul modificării

Principalele interacţiuni chimice care au loc în timpul tratamentului de modificare sunt cele de

dezoxidare şi desulfurare dar şi reacţii ale elementelor modificatoare cu azotul, carbonul şi

elementele reziduale antinodulizante (Pb, Bi, Te, etc).

Magneziul produce următoarele reacţii principale:

b1) Modificarea cu Mg metalic

[Mg] + [FeO] → [MgO] + [Fe] (1.651)

[Mg] + [FeS] → [MgS] + [Fe] (1.652)

{Mg}fontă lichidă → {Mg}zg + ½O2atm → {MgO}praf (1.653)

b2) Modificarea cu prealiaj FeSiMg

[Mg] + [FeO] → [MgO] + [Fe] (1.654)

[Mg] + [FeS] → [MgS] + [Fe] (1.655)

[Mg] + [Si] + 3[FeO] → (MgSiO3) + 3[Fe] (1.656)

2[Mg] + [Si] + 4FeO] → (Mg2SiO4) + 4[Fe] (1.657)

{Mg}fontă lichidă → {Mg}zg + ½O2atm → {MgO}praf (1.658)

Cercetările asupra interacţiunilor în sistemul Mg – S – O au evidenţiat faptul că Mg

interacţionează mai întâi cu oxigenul şi apoi cu sulful (v.fig. 1.7.2.6).

b3) Interacţiuni cu azotul

În urma tratamentului cu Mg conţinutul de azot dizolvat este redus atât prin eliminarea sub

formă de N2 care se formează prin difuzia N atomic în bulele de Mg cât şi prin interacţia chimică de

tipul:

3[Mg] + 2[N] = [Mg3N2] (1.659)

Adaosul de Ca sau/şi PR în compoziţia prealiajelor cu Mg are efect de protecţie a acestuia

având o afinitate mai mare faţă de oxigen şi sulf. Reacţiile sunt de tipul:

[Me] + [FeO] = [MeO] + [Fe] (1.660)

Fig. 1.527. Variaţia gradului de

asmilare al Mg cu diferenţa (ΔT) dintre

temperatura fontei şi temperatura de

vaporizare a Mg.

116

[MeO] → (MeO) (1.661)

[Me] + [FeS] = [MeS] + [Fe] (1.662)

[MeS] → (MeS) (1.663)

în care Me = Ca, Ba, Sr, PR.

sau:

2[PR] + 3[FeO] = [(PR)2O3] + 3[Fe] (1.664)

2[PR] + 3[FeS] = [(PR)2S3] + 3[FeS] (1.665)

în care PR = Ce, La, Pr, Nd etc.

Compuşii PR se separă mai greu în zgură deoarece au densităţi mai mari faţă de compuşii

metalelor alcaline.

Cercetările au evidenţiat o tendinţă mai mare a Ca şi într-o măsură mai redusă a PR de a

reacţiona mai întâi cu sulful şi apoi cu oxigenul.

După tratamentul cu Mg sau prealiaje cu Mg conţinutul de S scade cu 50 – 95%, conţinutul de

oxigen cu 30 – 80%, azotul cu 15 – 55% iar hidrogenul cu 25 – 50%. Aprecierea gradului de

rafinare este însă relativă deoarece o parte din elementele din fontă care au reacţionat cu elementele

modificatoare rămân în suspensie datorită vitezei reduse de decantare.

Gradul foarte înaintat de eliminare a O şi S din fontă după tratamentul de nodulizare în special

cu Mg pur face de multe ori dificilă acţiunea inoculării datorită activităţilor foarte scăzute ale celor

două elemente. De aceea, consumul de inoculanţi este mai mare la Fgn faţă de Fgl, iar cu unele

cazuri se intervine prin adaosuri controlate de S şi O care să nu afecteze compactitatea grafitului dar

să asigure conţinutul necesar de incluziuni cu rol de germeni de grafitizare. Aceste adaosuri se

introduc în amestec mecanic cu inoculantul.

c) Modificarea tensiunii superficiale a fontei lichide

Creşterea gradului de puritate al topiturii datorită îndepărtării sau neutralizării celor două

elemente superficial active (O şi S) determină creşterea tensiunii superficiale a fontei atât la nivelul

lichid – atmosferă cât şi la nivelul interfeţei lichid – grafit (tensiune interfazică) – tabelul 1.235.

Acest lucru i-a făcut pe mulţi cercetători să considere că acesta este mecanismul prin care grafitul

creşte la forme compacte. Din tabel se observă totuşi că nu numai elementele compactizante măresc

tensiunea superficială ci şi Al care este considerat element anticompactizant. Fonta 3, tratată cu

0,35% Al are tensiunea superficială similară cu fonta 4 tratată cu Mg şi totuşi grafitul este lamelar.

Tabelul 1.235

Influenţa modificării asupra tensiunii superficiale şi interfazice ale fontelor

Nr.

crt

Fonta σL–A,

dyn/

cm

σG–L, dyn/cm Δσi,

dyn / cm

Tipul

grafitului σ(0001)–L σ L0110

1 Fc (industrială) 1034 197 72 + 125 Gl

2 Fc (pură) 1380 711 539 + 172 Gl

3 Fc + 0,35% Al (0,16% Alrem) 1590 570 465 + 105 Gl

4 Fgn (Mg) 1622 1242 1390 - 148 Gn

5 Fgn + 0,2% Bi 1049 754 880 - 126 Gl

6 Fgn + 0,2%Bi + 0,45%Ce 1560 1195 1293 - 98 Gn

7 Fgn + 0,2%Bi + 0,2%Ce 1304 990 1082 - 92 Gl σL–A – tensiunea superficială lichid-atmosferă; σG–L – tensiunea interfacială lichid-grafit la nivelul planelor

(0001) şi respectiv 0110 ; Δσi = σ(0001)–L - σ L0110

Se observă totuşi că în cazul fontei tratate cu Al tensiunea interfazică (cristal de grafit – lichid)

la nivelul planelor (0001) şi 0110 este mult mai mică în comparaţie cu fonta tratată cu Mg iar

diferenţa Δσi rămâne pozitivă. În cazul tratării cu Mg (fonta 4) nivelul tensiunii interfazice este mult

mai mare iar diferenţa de energie superficială dintre cele două plane (Δσi) este negativă (σ(0001)–L <

117

L0110σ

). Acest lucru face ca dezvoltarea grafitului în direcţia „a” ( perpendicular pe planul

0110 ) să fie limitată rezultând o viteză mai mare de creştere în direcţia „c” (normală la planul

(0001) ceea ce este în concordanţă cu teoria care susţine compactizarea grafitului prin modificarea

direcţiilor de creştere (v. cap. 1.7.2.2.1). Pentru formarea grafitului nodular sunt necesare valori ale

tensiunii interfazice, σ(0001)–L = (1200...1250)dyn/cm şi 0110σ = (1350...1400)dyn/cm, deci, cu

păstrarea condiţiei, Δσi < 0. Creşterea tensiunii interfazice la nivelul planelor 0110 este datorată

desorbţiei atomilor de S şi O care sunt neutralizaţi de elementele modificatoare.

Adaosul de Bi (element superficial activ) în fonta modificată cu Mg (fonta 5) a dus la

demodificarea fontei (formarea Gl), fenomen pus pe seama scăderii tensiunii superficiale, la nivelul

fontei nemodificate (fonta 2) deşi valoarea Δσi rămâne pozitivă.

Acţiunea negativă a Bi a fost anihilată prin adaos de Ce (fonta 6) care a dus din nou la Gn. Un

adaos insuficient de Ce (fonta 7) nu a reuşit să schimbe forma grafitului.

Pe durata procesului de modificare şi în timpul menţinerii fontei până la turnare au loc variaţii

permanente ale tensiunii superficiale şi de interfaţă atât datorită variaţiei conţintutului de elemente

modificatoare determinate de asimilarea modificatorului, de pierderile prin vapori şi combinaţii

chimice şi adaosurile de inoculanţi în diverse etape cât şi datorită readsorbţiei oxigenului pe planele

0110 , în timp, care duc la variaţii ale potenţialului de modificare. Tendinţa de refacere a

echilibrului termodinamic (energie minimă) duce până la urmă la pierderea efectului modificator.

d) Scăderea potenţalului de modificare (demodificare)

d1) Cazul modificării compactizante În timpul menţinerii fontei în stare lichidă după tratamentul de modificare compactizantă are

loc un proces complex de refacere a echilibrului temodinamic al topiturii deranjat de introducerea

elementelor modificatoare. Acest proces constă în eliminarea excesului de Mg (insolubil în Fe) fie

prin formare de bule fie prin reacţii chimice cu oxigenul din atmosferă, căptuşeala oalei de

menţinere sau zgură.

În fig. 1.528. este prezentat un mecanism posibil al modului de eliminare a Mg din fonta

modificată în timpul menţinerii în oală, în atmosferă normală.

Fig. 1.528. Mecanismul eliminării Mg din fonta lichidă în timpul menţinerii în

oală, în atmosferă normală: I – Oxidarea Mg; II – Reacţia Mg cu S şi resulfurarea

băii metalice; III – Reacţia Mg cu căptuşeala acidă a oalei.

118

Conform schemei prezentate în timpul menţinerii fontei în oală au loc următoarele reacţii:

a) Eliminarea Mg din topitură sub formă de vapori şi oxidarea acestuia în atmosferă unde se

degajă sub formă de praf MgO.

[Mg] → (Mg) → {MgO}praf (1.666)

b) Transformarea MgS în MgO datorită instabilităţii MgS şi revenirea S îm fomtă unde se

combină cu Mg liber:

[MgS] → (MgS) (1.667)

(MgS) + {½O2}atm → (MgO) + (S) (1.668)

(S) → [S] (1.669)

[S] + [Mg] → [MgS] → (MgS) → ciclul se repetă (1.670)

Rezultă un transfer al Mg din baie în zgură şi o resulfurare a băii metalice ceea ce conduce la

demodificarea fontei.

c) Reacţiile Mg din baie cu căptuşeala oalei şi zgura de pe baia metalică:

2[Mg] + (SiO2)căpt. → [Si] + 2(MgO)zg (1.671)

2[Mg] + (SiO2)zg. → (Si) + 2(MgO)zg (1.672)

(Si) + ½{O2} → (SiO2) (1.673)

2(MgO) + (SiO2)zg. → 2(MgO.SiO2) (1.674)

Silicatul de Mg (forsterită) poate trece în piesă unde formează defecte de zgură.

Acest proces poate fi stopat dacă înainte de tratamentul cu Mg se efectuează desulfurarea

fontei sau se tratează fonta cu Ce (PR) care formează combinaţii complexe stabile cu O şi S

protejând Mg:

2[Ce] + 3[FeO] → [Ce2O3] + 3[Fe] (1.675)

[Ce2O3] + [FeS] → [Ce2O2S] + [FeO] (1.676)

La tratarea cu Mg, acesta reacţionează cu [O]

[Mg] +[FeO] → [Fe] + [MgO] → (MgO) (1.677)

Datorită stabilităţii compusului C2O2S şi densităţii lui ridicate, acesta rămâne în suspensie şi

poate juca rolul de suport de grafitizare.

În fig.1.529 este prezentată variaţia în timp a conţinutului de Mg în fontă după tratamentul de

nodulizare.

Fig. 1.529 Micşorarea conţintutului de Mg în fonta lichidă la menţinerea acesteia în zgură

după modificare: I – Mg dizolvat în topitură; II – Mg prezent în incluziuni; III – Mg în zgură

½O

119

Inocularea fontei după modificarea compactizantă cu adaosuri care conţin PR şi Ca are efect

de regenerare a modificării (fig. 1.530) atât prin aportul de elemente modificatoare în topitură cât şi

prin recuperarea unei părţi a Mg din combinaţia cu S, conform reacţiilor:

2[PR] + 3[MgS] → [PR2S3] + 3[Mg] (1.678)

[Ca] + [MgS] → [Mg] + [CaS] → (CaS)zgură (1.679)

d2) Cazul modificării grafitizante Efectul modificării grafitizante, atât la fontele cu grafit lamelar cât şi la cele cu grafit nodular,

se diminuează în timp până la dispariţie, durata efectului modificator variind între 5...20 min. Acest

lucru se datorează eliminării compuşilor formaţi în timpul modificărilor compactizante şi

grafitizante, prin coagulare şi decantare sau neutralizării acestora în urma formării unor compuşi

complecşi incompatibili cu condiţiile de germinare ale grafitului.

Diminuarea sau dispariţia efectului inoculant se manifestă prin apariţia formelor intermediare

de grafit (tip B, D la Fgl, tip GN degenerat, Gv, Gc sau Gl, la Fgn şi tip Gc, Gl, la Fgv) şi creşterea

tendinţei de albire (în toate cazurile). Diminuarea efectului modificării grafitizante este pusă în

evidenţă înainte de turnare prin analiza parametrilor curbelor de răcire care prezintă o creştere a

gradului de subrăcire la transformarea eutectică, creşterea recalescenţei şi scăderea temperaturii de

sfârşit de solidificare, scăderea factorului de grafitizare GRF1, creşterea factorului GRF2 şi scăderea

indicelui de inoculare. Refacerea potenţialului de grafitizare este posibilă în anumite limite, prin

inoculare succesivă, ultima treaptă realizându-se în bazinul de turnare sau chiar în formă. Utilizarea

modificatorilor complecşi şi a celor cu Ba asigură durate mai mari ale efectului modificator

grafitizant.

1.7.2.2.5. Tehnici de modificare compactiză

A. Metode de introducere a modificatorilor în fontă.

În practica modificării compactizante au fost testate numeroase metode de introducere a

modificatorului în fontă urmărindu-se în principal, următoarele aspecte tehnologice principale:

- grad de asimilare cât mai ridicat (consum cât mai redus de modificator);

- eficienţă maximă a procesului (grad de compactitate al grafitului, potenţial de germinare al

grafitului, omogenitate a distribuţiei modificatorului în fontă etc.);

- posibilitatea tratării unor fonte cu conţinuturi variabile de sulf şi oxigen;

- durată cât mai ridicată a efectului modificator;

- simplitate în construcţie şi întreţinere uşoară (cheltuieli reduse);

- flexibilitate ridicată;

- siguranţă în exploatare.

Tehnicile de introducere a modificatorilor compactizanţi în fontă s-au dezvoltat pe două

direcţii principale:

- modificarea cu Mg metalic;

- modificarea cu prealiaje pe bază de Mg.

Fig. 1.530 Influenţa inoculării asupra

refacerii nodularităţii grafitului:

I – nodularizare + inoculare;

II – a doua inoculare

120

a) Tehnicile de modificare cu Mg metalic au cunoscut o diversitate foarte mare datorită

dificultăţii în a stăpâni violenţa reacţiei şi de a asigura o modificare controlată. Dintre acestea vor fi

prezentate succint câteva mai importante (fig. 1.531):

a1) Introducerea (imersarea) Mg cu ajutorul clopotului. Este o tehnică veche care constă în

introducerea Mg cu ajutorul unui clopot, prin imersare forţată. Metoda se aplică utilizând oale

cu capac bine rigidizat (fig. 1.531, a), în antecreuzetul cubiloului (fig. 1.531b) sau în oale sub

presiune (fig.1.531, c). Magneziul poate fi introdus sub diferite forme, astfel:

- calupuri neprotejate

- calupuri acoperite cu o crustă ceramică de protecţie (procedeul MAP) care întârzie

contactul cu fonta lichidă, micşorează violenţa reacţiei şi măreşte gradul de asimilare al Mg

(30 – 60%). Procedeul este utilizat în special în turnătoriile de tuburi din Fgn unde se tratează

cantităţi mari de fontă (oale de 5 – 7t).

- bucăţi de cocs impregnate cu Mg (procedeul Mag–Coke), cu un conţinut de 40 –

45% Mg care asigură un randament de asimilare de ~ 50%.

- brichete de şpan de fontă şi Mg cu un conţinut de 20 – 25% Mg (procedeele De

flake, Fero–Mag). Se utilizează şi alte variante de brichete pe bază de Mg – C, Mg – FeSi etc.

La variantele care utilizează diferite metode de protejare a Mg există inconvenientul formării

unor cantităţi mari de zgură care trebuie îndepărtată după modificare.

În varianta introducerii Mg în oale sub presiune, acestea se plasează în incinte închise ermetic

care lucrează cu autopresiunea (presiunea dezvoltată de vaporii de Mg) sau cu presiune aplicată din

exterior, prin insuflarea unui gaz inert, de regulă azot dar şi argon sau chiar aer. Se lucrează la

presiuni de 4, 6 sau 8at care determină creşterea temperaturii de vaporizare a Mg, scăderea violenţei

reacţiei şi ca urmare, creşterea randamentului de asimilare a Mg (până la 70%).

a2) Introducerea Mg cu camere de reacţie speciale (reactoare):

- oala tambur (fig. 1.531, d) care are camera de reacţie plasată într-un unghi mort

pentru a preveni contactul Mg cu fonta în faza de umplere a oalei. După umplerea oalei,

aceasta se roteşte aducând camera de reacţie în partea inferioară şi permiţând contactul Mg cu

fonta lichidă prin nişte canale cu orientări diferite. În camera de reacţie se încarcă calupuri de

Mg (procedeul clasic) sau cocs impregnat cu Mg (procedeul Mag – Coke). Datorită înălţimii

reduse a coloanei de fontă lichidă randamentul este scăzut (< 25%) iar reacţia foarte violentă.

- convertizorul Fisher (fig.1.531, e). Poate fi considerat o variantă mult îmbunătăţită

a oalei tambur datorită dezvoltării pe verticală (are formă cilindrică) ceea ce permite

realizarea unei coloane de metal mult mai înalte, o presiune ridicată în camera de reacţie şi

deci, un grad de asimilare mai mare (50...70%, în funcţie de conţinutul de sulf al fontei).

Procedeul a fost perfecţionat mult în ultimul timp, a fost adaptat la tehnologiile de turnare

automatizate (autopour) şi se apreciază că acoperă cca. 20% din producţia mondială de fontă

cu grafit nodular. Convertizorul este căptuşit cu amestec pe bază de Al2O3 care asigură o

durabilitate de până la 300 de tratamente, la o durată a reacţiei de 60 – 100% sec. Procedeul

permite simultan desulfurarea fontei, alierea şi carburarea.

a3) Introducerea Mg sub forme de fir.

- introducerea Mg sub formă de sârmă sau bare. Procedeul constră în introducerea

Mg sub formă de sârmă în pâlnia de turnare concomitent cu turnarea fontei (procedeul CQ,

fig.1.531 f) sau, sub formă de sârmă sau bare (fig. 1.531 g) în autoclave speciale. În acest

ultim caz, sârma cu diametrul de cca.3 mm este introdusă pe la partea inferioară a oalei printr-

un tub de cupru încastrat într-un dop refractar poros prin care se insuflă azot la 3,5 bari. La o

viteză de înaintare a sârmei de ~500 mm/s se revendică o asmiliare a Mg de 30...45%.O

variantă a acestui procedeu constă în introducerea de bare din Mg cu diametrul de 34mm şi

lungimea de 250mm în autoclave tip tambur cu capacitate de până la 3t. Presiunea în

autoclavă atinge 2 bari, durata procesului este de cca. 1 – 1,5 min. iar randamentul de

asimilare de 60 – 70%. Se pot modifica fonte de cubilou cu până la 0,18% S.

121

Fig. 1.531 Tehnici de modificare cu Mg metalic:

a) imersie cu clopot - oala cu capac; b) imersie cu clopot – antecreuzet cubilou;

c) imersie cu clopot – oala sub presiune; d) oala tambur; e) convertizor Fischer;

f) procedeul CQ; g) autoclave speciala - bara (sarma Mg); h – Cord-Wire;

i) procedeul T-Nock

122

- procedeul Cord–Wire (fig. 1.531 h). Constă în introducerea Mg sub formă de sârmă

sau granulat, simplu sau în amestec cu alte adaosuri (Ca, PR, FeSi etc.) cu ajutorul unui

cordon tubular din tablă subţire (g < 0,3mm) de oţel care este înfăşurat pe un tambur şi

introdus prin antrenare mecanică cu viteză reglabilă de 15 – 50 m/min, pe baza căruia se

controlează cantitatea de Mg care intră în fontă. Prezintă avantajele generale ale modificării

cu Mg metalic, în plus având posibilitatea adaosului de elemente ajutătoare (Ca, PR etc.) şi

mai mult, posibilitatea corecţiei potenţialului modificator (conţinutului de Mgrem) atunci când

nu este atins în tratamentul de bază. Există şi variante cu două cordoane, unul cu Mg şi

celălalt cu inoculant, care pot fi introduse simultan sau succesiv, reducându-se în acest fel,

durata procesului de compactizare – inoculare. Pentru compactizare se folosesc cordoane cu

diametrul de 5 şi 16mm, iar pentru inoculare se folosesc cordoane cu diametrul 5 / 9 / 13mm.

Procedeul Cord–Wire poate fi utilizat pentru operaţii de desulfurare, nodulizare, inoculare şi

aliere. Randamentul de asimilare a Mg variază între 30 – 50%, în condiţiile tratării unor

cantităţi mari de fontă (> 500kg).

a4) Introducerea Mg sub formă de pulbere (procedeul T – Nock, fig. 1.531 i). Procedeul

constă în introducerea Mg pulbere în jetul de fontă cu ajutorul unui tub refractar. Se obţine un

randament de asimilare de 50 – 80%.

b) Tehnici de modificare cu prealiaje pe bază de Mg (fig. 1.532)

Fig. 1.532 Tehnici de modificare cu prealiaj pe baza de Mg:

a), b) procedeul Sandwich; c) procedeul Tundish – Cover; d) procedeul Tea – Pot

e) procedeul Sigmat; f) procedeul Flexipor; g) procedeul Inmold

123

Procedeele de modificare cu prealiaje de Mg au ca element comun faptul că în toate cazurile

se utilizează materiale granulate la diferite dimensiuni care depind de modul de introducere şi

dimensiunea (capacitatea) oalei de modificare.

Există numeroase modalităţi de introducere a prealiajelor în fontă, cele mai utilizate fiind

următoarele: procedeul Sandwich; procedeul Tundish – Cover; procedeul Tea – Pot; procedeul

Sigmat; procedeul Flexipor; procedeul Inmold

b1. Procedeul Sandwich (fig.1.532 a şi b) este o variantă derivată din vechiul sistem de

modificare în oală deschisă. Oala de modificare prezintă un locaş (“buzunar”) la partea inferioară în

care se plasează modificatorul sub formă de prealiaj care este acoperit cu un strat protector care

poate fi unul activ (CaC2 – varianta Trigger) sau unul pasiv (FeSi, şpan fin de oţel sau fontă, nisip

peliculizat, bucăţi de tablă etc). Există diverse variante de practicare a buzunarului (lateral, în

centrul fundului oalei – varianta ELKEM sau două buzunare laterale). Oala de modificare este una

specială în sensul că raportul între înălţimea (H) şi diametrul (D) este H/D > 2,0 , de preferat 2,5 –

3. Acest lucru face ca deasupra modificatorului să se creeze o coloană de metal lichid înaltă care

favorizează asimilarea modificatorului (se obţin randamente de asimilare de 45 – 65%). Este

improtant ca stratul protector să nu permită începerea reacţiei înainte de umplerea oalei (~ ⅔H) dar

nici să întârzie reacţia pentru a evita arderea modificatorului. Sistemul prezintă inconvenientul unui

grad ridicat de poluare şi efect pirofonic puternic, precum şi un contact ridicat al topiturii cu

atmosfera datorat barbotării care sporeşte oxidarea elementelor active.

b2. Procedeul Tundish – Cover (fig. 1.532 c) este o variantă îmbunătăţită a procedeului

Sandwich prin acoperirea oalei cu un capac-bazin prevăzut cu un orificiu prin care curge fonta în

oală. Acoperirea oalei cu capac are ca efecte principale, pe de o parte, limitarea capacităţii de

oxidare a spaţiului de deasupra băii metalice şi deci, micşorarea pierderii de Mg prin oxidare, iar, pe

de altă parte, reducerea gradului de poluare (praful de MgO care se formează se depune pe pereţii

oalei). Se creează în acelaşi timp o uşoară suprapresiune care încetineşte degajarea vaporilor de Mg

din baia metalică. În acest fel randamentul de asimilare a Mg a crescut la 50 – 75%.

La proiectarea sistemului de modificare (oală – bazin) este important să se respecte raportul

H/D > 2 al oalei de modificare şi să se asigure debitul optim de fontă care trece prin orificiul

bazinului în oală. În acest sens, diametrul orificiului bazinului (d) trebuie să satisfacă relaţia:

ht

G2,2d , cm (1.680)

în care:

d este diametrul orificiului bazinului, cm.

G – cantitatea de fontă modificată, kg.

t – timpul de turnare, s.

h – înălţimea fontei în bazin, cm.

Oala de modificare poate fi prevăzută cu două buzunare care pot fi folosite alternativ. Jetul de

fontă trebuie să cadă în bazunarul gol pentru a atenua violenţa căderii şi riscul declanşării reacţiei

înainte ca fonta să atingă nivelul prevăzut.

b3. Procedeul Tea-Pot (fig. 1.522, d) utilizează o oală de modificare tip Sifon, acoperită cu

un capac simplu prevăzut cu un orificiu prin care se introduc în buzunar atât modificatorul cât şi

materialul de protecţie. Fonta lichidă se introduce prin sifonul oalei şi tot prin sifon este evacuată

fonta modificată. Prealiajele utilizate la acest sistem nu trebuie să conţină mai mult de 5% Mg.

Sistemul are aceleaşi avantaje ca şi procedeul Tundish – cover dar există riscul mai mare de blocare

cu zgură datorită suprafeţei mari a părţii refractare.

b4. Procedeul Sigmat (fig.1.522, e) constă dintr-o cameră de reacţie în care este plasat

modificatorul peste care trece fonta lichidă deversată dintr-un cuptor sau o oală de transport.

Camera de reacţie este prevăzută cu o şicană care asigură evitarea antrenării modificatorului în

exterior şi, în acelaşi timp dizolvarea ultimei porţii de modificator. Este un sistem de modificare în

flux continuu care poate fi plasat în faţa cuptorului sau la locul de turnare. Procedeul asigură un

randament de 45 – 70% şi acoperă cca. 10% din producţia mondială de Fgn.

124

b5. Procedeul Flexipor (fig.1.522, f) este o variantă a modificării în formă care se pretează la

formele de turnare mari, cu plan de separaţie vertical. Camera de reacţie este plasată imediat sub

bazinul de turnare şi este separată de piciorul de turnare printr-un disc metalic prevăzut a se topi

când tot modificatorul a fost asimilat. Prezintă avantajul modificării în formă datorită eliminării

timpului de aşteptare iar randamentul de asimilare este de 70...85%.

O variantă similară dar pentru producerea pieselor din Fgv constituie obiectul unui brevet

românesc (nr. RO92095 – A24.02.1987).

b6. Procedeul Inmold (fig.1.522 g) presupune plasarea modificatorului într-o cameră de

reacţie intercalată în reţeaua de turnare la baza piciorului de turnare. Datorită eliminării timpului de

la modificare până la turnare la acest sistem dispare riscul demodificării fontei iar consumul de

modificator este redus la (30 – 50%) faţă de modificarea în oală. Alte avantaje constau în: obţinerea

unei fonte cu potenţial maxim de grafitizare fără a mai fi necesară inocularea; se obţine o structură

cu număr mare de nodule de grafit (200...600 nod/mm2) cu dimensiuni reduse (max. 40 – 60)µm;

tenidnţă de albire mică ceea ce permite obţinerea pieselor cu pereţi subţiri; proporţie mare de ferită

(în cazul fontelor perlitice este dezavantaj); efect scăzut al elementelor antinodulizante etc.

Principalele dezavantaje ale procedeului sunt: coeficient de scoatere al metalului redus (cu

0,5...3%) datorită prezenţei camerei de reacţie; necesitatea unui conţinut redus de sulf (< 0,02%) în

fonta de bază datorită riscului de formare a „petelor negre”; necesitatea utilizării unui modificator

cu compoziţie controlată, de regulă cu Mg redus (4 – 6% Mg); necesitatea unei corelaţii riguroase

între elementele constructive al reţelei de turnare si parametrii turnării; necesitatea turnării fontei la

temperatură ridicată (> 1400oC); necesitatea controlului individual (realizat cu ultrasunete).

Pentru calculul dimensiunilor camerei de reacţie există două variante:

I. Calculul pe baza factorului de dizolvare.

II. Calculul pe baza vitezei liniare de dizolvare a modificatorului.

Varianta I

Este cea mai răspândită şi se bazează pe dependenţa între aria secţiunii transversale medii a

camerei de reacţie (A), debitul de fontă care intră în formă (W) şi factorul de dizolvare (F) conform

relaţiei:

F

WA , cm

2 (1.681)

în care W se exprimă în kg/s iar F, în kg/cm2·s.

Pentru modificatorii uzuali cu Mg = 5 – 7%, factorul de dizolvare variază în limitele, F =

0,035...0,07 kg/cm2·s.

Debitul de turnare (W) se calculează în funcţie de cantitatea de fontă care întră în formă (G) şi

timpul de turnare (tt) – (fig. 1.533).

Fig.1.533 Timpul de turnare

recomandat în funcţie de cantitatea

de fontă turnată

125

tt

GW , kg/s. (1.682)

Volumul camerei de reacţie (VCR) se calculează în funcţie de cantitatea de modificator (Qm),

densitatea acestuia în vrac(ρm) şi coeficientul de umplere al camerei (K), conform relaţiei:

Kρ

QV

m

mCR

, cm

3 (1.683)

Cantitatea de modificator se calculează cu relaţia:

G100

qQ m

m (1.684)

unde qm este consumul de modificator, în %.

Rezultă:

100Kρ

GqV

m

mCR

, cm

3 (1.685)

Consumul de modificator se calculează cu relaţia:

4

mMg

remm 10

Mgη

MgS0,76q

, % (1.686)

în care: [S] – sulful din fonta de bază, %

Mgrem – conţinutul de Mg remanent necesar pentru nodulizare, %

ηMg – randamentul de asimilare al Mg, %

Mgm – conţinutul de Mg din prealiaj, %.

Densitatea în vrac a prealiajului depinde de tipul acestuia şi de granulaţie iar coeficientul de

umplere al camerei, de regulă se adoptă în limitele, K = 0,5...0,8.

Rezultă volumul camerei VCR şi de aici înălţimea acesteia (hCR):

A

Vh CR

CR , cm (1.687)

Înălţimea modificatorului în camera de reacţie (hm) depinde din coeficientul de umplere al

camerei (K):

hm = hCR · K (1.688)

Varianta a II a

Calculul porneşte de la relaţia dintre înălţimea modificatorului (hm), viteza de dizolvare a

acestuia (v) şi timpul de turnare (tt):

hm = v · tt, cm (1.689)

Viteza de dizolvare a modificatorului depinde de compoziţia acestuia. Pentru un prealiaj

FeSiMg7 s-a obţinut experimental, v = 2,6...3,0 mm/s.

Timpul de turnare se determină din fig. 1.533.

Aria secţiunii transversale medii a camerei de reacţie rezultă din relaţia care egalează

cantitatea de modificator necesară (Qm) şi cnatitatea de modificator din camera de reacţie calculată

dimensional (Qd), astfel:

Qm = Qd (1.690)

G100

qQ m

m , kg (1.691)

Qd = A·hm·ρm, kg (1.692)

Rezultă:

100ρh

GqA

mm

m

, cm

2 (1.693)

Aplicaţie Să se dimensioneze camera de reacţie pentru obţinerea unei piese turnate din Fgn (0,03

%Mgrem) care implică o cantitate de lichid, G = 100kg. Condiţiile preliminare sunt următoarele:

126

conţinutul iniţial de sulf al fontei, [S] = 0,02%; modificatorul nodulizant este de tipul FeSiMg6 cu

un conţinut mediu de Mg = 6,0% şi o densitate în vrac, ρm = 1,8g/cm3; se vor adapta în proiectare

următorii parametrii ai procesului de modificare: randamentul de asimilare al Mg, ηMg = 80%;

factorul de dizolvare, F = 0,055 kg/cm2·s; coeficientul de umplere al camerei de reacţie, K = 0,7;

viteza de dizolvare liniară de dizolvare a modificatorului, v = 2,8 mm/s.

Rezolvare:

Varianta I

Pe baza cantităţii de fontă care intră în formă (G), din fig. 1.533 se determină timpul de

turnare şi apoi, cu relaţiile 1.682 şi 1.681, se calculează debitul de fontă şi respectiv, aria secţiunii

camerei de reacţie. Rezultă W = 6,25 Kg/s şi A = 113,6 cm2.

Cu ajutorul relaţiei 1.686 se calculează consumul de modificator nodulizant (qm = 0,94%) care

permite apoi, cu ajutorul relaţiei 1.685, calculul volumului camerei de reacţie (VCR = 746cm3).

Rezultă de aici, folosind relaţiile 1.687 şi 1.688, înălţimea camerei de reacţie (hCR = 6,57 cm) şi

înălţimea modificatorului în camera de reacţie (hm = 4,6cm).

Varianta a II – a

În această variantă, calculul demarează cu relaţia 1.689 dintre înălţimea modificatorului în

camera de reacţie (hm), viteza de dizolvare a acestuia (v) şi timpul de turnare (tt). Rezultă înălţimea

modificatorului în camera de reacţie (hm = 4,48cm) care, permite apoi cu ajutorul relaţiei 1.687 şi

1.693, calculul înălţimii camerei de reacţie (hCR = 6,4 cm) şi respectiv, a ariei secţiunii transversale

a camerei de reacţie (A = 116,6 cm2).

Se observă că cele două variante de calcul dau rezultate apropiate dar, pentru un calcul mai

precis este nevoie să se ia în calcul condiţiile reale de dizolvare a modificatorului, deci, varianta II.

Pentru calculul elementelor reţelei de turnare se utilizează rapoartele între secţiunile acestora,

astfel (v. fig.1.532 g):

F1 : F2 : F3 : F4 : F5 : F6 = 1,3 : 1,25 : 1,20 : 1,15 : 1,1 : 1 (1.694)

unde:

F1 – este secţiunea piciorului de turnare

F2 – este secţiunea intrării în CR

F3 – este secţiunea ieşirii din CR

F4 – este secţiunea întrării în colectorul de zgură

F5 – este secţiunea ieşirii din colectorul de zgură

F6 – este secţiunea alimentatoarelor.

B. Criterii de selectare a tehnicilor de modificare compactizantă

Alegerea tehnicii de modificare este o problemă dificilă care trebuie rezolvată la nivelul

turnătoriei în funcţie de specificul acestuia, caracteristicile procesului de fabricaţie şi opţiunile

prioritare legate de eficienţa fabricaţiei.

Principalele criterii care se au în vedere la alegerea tehnicii de modificare sunt următoarele:

- caracteristicile procesului de elaborare (cuptoare de elaborare, materiale de şarjare

etc.).Conţinutul de S şi Si din fonta de bază (la S > şi Si > se impun procedeele de tratament cu Mg

metalic; la S < şi Si < se apelează la tehnicile de modificare cu prealiaje).

- caracteristicile pieselor turnate (grosime de perete, complexitate, dimensiuni, limite impuse

pentru temperatura de turnare etc.).

- tipul fontei turnate (grad de aliere, structura masei metalice, grafit).

- modul de organizare al turnării (turnare din oale mici cu durate mari de turnare sau timpi

morţi care poz duce la pierderea efectului modificator impun procedee de modificare simple care să

se preteze la cantităţi mici de fontă etc).

- modul de încadrarea a instalaţiei în fluxul tehnologic al turnătoriei.

- simplitatea procesului (lipsa de calificare a personalului nu permite alegerea unui sistem

sofisticat).

- posibilitatea mecanizării.

127

- flexibilitatea procedeului.

- reproductibilitatea (un procedeu sigur simplifică activitatea de control interfazic).

- necesitatea inoculării (în funcţie de specificul piesei şi al fontei turnate, procesul de

inoculare poate impune o anumită tehnică de modificare, de exemplu înocularea în formă).

- cheltuielile cu amortizarea şi întreţinerea instalaţiei.

În tabelul 1.236 sunt prezentate comparativ principalele caracteristici ale procedeelor de

modificare utilizate în mod curent care pot fi luate în consideraţie la alegerea tehnicii de modificare.

Tabelul 1.236

Comparaţia procedeelor de nodulizare cele mai utilizate Caracte -

ristici

Sandwich Tundish

Cover

În formă În flux

continuu

Imersare cu clopot Convertizor Cored

Wire Agentul de

nodulizare

NiMg MgFeSi MgFeSi MgFeSi MgFeSi MgFeSi

(Mg/Si)

Mg/Fe

(brichete)

Mg Mg/Si

(Mg)

Mg în

nodulizator,

în %

4 – 15 3 – 10 3 – 10 3 – 10 3 – 5 10 – 45 > 15 100 20 - 100

Grad de

asimilare a

Mg în %

45 – 90 35 – 70 50 – 80 70 – 80 30 – 50 30 – 60 30 – 50 40 – 50 35 – 50

Costul

investiţiei Nu Nu Scăzut Nu* Scăzut Mediu Mediu Ridicat Mediu

Flexibilitatea

procedeului

6 = max.

6 6 5 2 3 3 2 1 3

Emisia

de fum Medie

Medie /

Ridicată Scăzută Nu Medie Ridicată Ridicată Ridicată Ridicată

Necesitatea

captării

fumului

Da Da Nu** Nu** Da Da Da Da Da

Restricţii de

sulf, în % 0,04 0,03 0,03 0,01 0,03 0,04 0,1 Nu Nu

Locul

nodulizării Elaborare Elaborare Elaborare Formă Convenabil Convenabil Convenabil Convenabil Convenabil

Restricţii la

cantitatea de

fontă

nodulizată

Nu Nu Nu < 500kg Nu > 500kg > 500kg > 500kg > 500kg

Efectul

inoculării Nul

Scăzut /

Mediu

Mediu /

Ridicat F.ridicat

Mediu /

Ridicat Scăzut Nul Nul

Nul /

Scăzut

Violenţa

reacţiei

Scăzut /

Mediu

Mediu /

Ridicat

Scăzut /

Mediu F.scăzut Mediu

Mediu /

Ridicat

Mediu /

Ridicat F.ridicat Ridicat

Risc creştere

Si/fontă Nu Da Da Da (rar) Da Da Nu Nu Nu

Mărimea

producţiei

Mică

(fontă

aliată)

Mică /

Mare

Mică /

Mare

Medie /

Mare

Mică /

Medie

Medie /

Mare

Medie /

Mare Mare

Medie /

Mare

Brevetare Nu Nu Nu Nu Da Nu Nu Da Nu

* Modificarea în formă necesită model special pentru reţeaua de turnare; ** Poate necesita în cele din urmă captarea gazelor.

C. Tehnici neconvenţionale de modificare a fontelor

Pe lângă metodele uzuale de obţinere a fontelor cu forme compacte de grafit există numeroase

alte metode (tip de modificator, tehnologie de modificare) care deşi nu au căpătat o largă

răspândire, pot fi utilizate în anumite circumstanţe.

Astfel, pentru obţinerea grafitului nodular dar şi a formelor intermediare de grafiz există

următoarele variante:

- modificarea cu calciu;

- modificarea cu ceriu (pâmânturi rare);

- modificarea cu ytriu;

- modificarea cu granule din fontă suprasaturată în elemente modificatoare prin răcire rapidă.

128

Modificarea cu săruri ale elementelor modificatoare constă în tratarea fontelor cu un amestec

compus din săruri ale elementelor modificatoare (cloruri, fluoruri) şi un agent reductător al acestor

săruri (de regulă SiCa). La introducerea în fontă au loc reacţii de descompunere a sărurilor cu

eliberare de elemente active cu efect nodulizant. Reacţiile sunt de tipul:

MgCl2 + CaSi2 → Mg + CaCl2 + 2Si (1.695)

2KCl + CaSi2 → 2K + CaCl2 + 2Si (1.696)

2NaCl + CaSi2 → 2Na + CaCl2 + 2Si (1.697)

MeF2 + SiCa → Me + CaF2 + Si (1.698)

unde, Me = Mg, La, Ce, Y etc.

La un adaos constând din 1,3% MgCl2 şi 2% silicocalciu s-a obţinut Fgn ferito-perlitică cu

0,03% Mg şi 0,03% Ca.

La un adaos de 1,5% constând dintr-un amestec pulverulent din flouri de La, Ce, Y etc, MgF2

şi SiCa (procedeul KC – ZAI) s-a obţinut Fgn la conţinuturi reziduale de 0,006 – 0,040% Mg,

0,015 – 0,12% PR şi 0,002 – 0,025% Ca.

Tehnica modificării cu săruri a fost dezvoltată în Japonia şi Rusia.

Modificarea cu Ca a fost dezvoltată în Japonia (procedeul OZ şi OZ – LIP).

Procedeul OZ constă în folosirea de granule din SiCa acoperite cu un flux special, aditivul

fiind numit OZ. La introducerea în fontă acest adaos produce o reacţie mult mai redusă decât Mg iar

la un consum de 1% OZ conţinutul de Si în fontă creşte cu 0,3%. Adaosul de OZ depinde de

conţinutul de S din fonta de bază. La un conţinut de 0,02% se adaugă 1,5% OZ iar la 0,03% S se

adaugă 3% OZ.

Procedeul OZ – LIP constă în producerea Fgn prin insuflare de pulbere de CaSi în fonta

lichidă, obligatoriu, în prezenţa Ce şi folosind azotul ca gaz purtător.

Modificarea cu Ce. Efectul nodulizant al Ce este mult mai slab în comparaţie cu Mg şi se

pare că se manifestă numai la fontele hipereutectice. Unele cercetări au evidenţiat faptul că efectul

nodulizant al Ce, La şi Y nu se manifestă dacă fonta a fost degazată. De aici afirmaţia că efectul lor

nodulizant s-ar datora punerii în libertate a H2 care formează bule în interiorul cărora precipită

grafitul (v. teoria formării grafitului în bule de gaz).

S-a obţinut Fgn prin adaos de 0,03 – 0,13% Ce în fontele cu S < 0,01%, 0,05 – 0,16% Ce în

fontele cu 0,02% S şi 0,16 – 0,19% Ce în fontele cu 0,03 – 0,04% S.

Tehnica modificării cu Ce se bazează pe prealiaje de tipul Mischmetall (feroceriu, prealiaje

complexe) care conţin în principal Ce şi alte PR (în principal La, Nd, Pr) şi Ytriu, dar, pentru a se

elimina inconvenientul lipsei efectului de barbotare, în compoziţie se introduc şi cantităţi reduse de

Mg (2 – 5%). Mg este necesar şi pentru a elimina din structură formaţiunile de Gv, promovate de

PR. Tehnica modificării cu Ce (PR) este utilizată pe scară largă în China şi Rusia pentru producerea

Fgv.

Modificarea cu Y

Adaosul de Y în fontă duce la scăderea puternică a conţinuturilor de O, S şi N. La tratarea

unei fonte cu 0,2% Y metalic urmată de adaos de 0,9 – 1,5% FeSi75 s-a obţinut Fgn la un conţinut

remanent de 0,06 – 0,085% Y. Adaosul (inocularea) ridicat de FeSi este necesar datorită efectului

puternic carburigen al Y. După unele cercetări, un adaos de 0,1 – 0,2% Y neutralizează 0,15% Ti,

0,03%Pb şi 0,015%Bi.

Tehnica utilizării granulelor modificatoare din fontă (GMF) pentru obţinerea fontelor cu

forme compacte de grafit a fost elaborată în laboratorul de fontă al catedrei PME, Fac. SIM, UPB,

în anii ’80. Procedeul constă în tratarea fontelor, în prealabil desulfurate, cu granule din fontă

obţinute prin pulverizarea în apă a unei fonte saturate în elemente modificatoare (Mg, Ca, PR).

Granulele modificatoare din fontă (simbolizate GMF) au un conţinut ridicat de elemente active

[până la 1,5% (Mg + Ca + Ce)] şi o structură care, în funcţie de conţinutul de siliciu, poate fi

grafitică (cu până la 35 000 nodule/mm2 şi dimensiuni, în general sub 1,0µm) sau carbidică, în care

elementele modificatoare se află în soluţie sau în combinaţii (structură de fontă albă).

În figura 1.534 este prezentată structura GMF cu grafit (a) şi fără grafit (b)

129

Fig.1.534 Structura granulelor modificatoare cu grafit (a) şi fără grafit (b)

Dimensiunile granulelor obţinute a variat între 0,3 – 10mm dar prin utilizarea unui procedeu

de granulare profesional scara dimensională poate fi redusă şi se poate conta pe o omogenitate mai

mare. Ideea utilizării acestor granule are la bază următoarele motivaţii:

- utilizarea favorabilă fenomenului de ereditate (particulele foarte mici cu grafit nodular, cu

dimensiuni sub 1µm pot juca rolul de germeni de grafitizare nativi care, în condiţiile unui potenţial

minim de modificare al topiturii se dezvoltă la forme compacte).

- obţinerea unor conţinuturi de suprasaturaţie în elemente active datorită răcirii ultrarapide

(până la 50 000 oC/s) în timpul granulării.

- crearea efectului de microrăcitori la introducerea granulelor în fontă care poate fi util în

special la turnarea pieselor masive pentru reducerea timpului de solidicare şi a maselotării.

- eliminarea reacţiei violente la modificare.

În condiţiile de laborator au fost obţinute fonte cu grafit nodular, vermicular şi coral prin

tratare cu cantităţi diferite de granule după care s-a obţinut conţinutul de Mg remanent de 0,02 –

0,025% Mg pentru Fgn, 0,01 – 0,018% Mg pentru Fgv şi 0,005 – 0,010% Mg pentru Fc (fig. 1.535).

Gradul de asimilare al Mg din granule a fost de 70 – 98%.

Fig. 1.535 Structura fontelor cu grafit nodular (a), vermicular (b) şi coral (c)

obţinute prin modificare cu GMF.

a b

a b

c

130

Cercetările au arătat că, la tratarea fontei lichide cu granule modificatoare din fontă (albă),

aceasta suferă un proces de recoacere rezultând un număr mare de nodule de grafit cu dimensiuni

reduse care vor fi trecute în fonta licgidă ca germeni de grafitizare.

Eficienţa GMF în modificarea formei grafitului s-a demonstrat prin obţinerea Gn, Gv şi Gc la

conţinuturi de Mgrem mult mai redus faţă de modificarea clasică.

Tehnica obţinerii Fgv prin tratarea cu S a unei fonte modificate anterior la un potenţial critic

de nodulizare a fost aplicată la scară industrială la turnătoria de fontă „Jane – Cast” din Koffeivill

(USA) .

1.7.2.2.6 Controlul modificării compactizante

Controlul preliminar constă în:

- analiza macrostructurii în spărtură proaspată.

- analiza termică sau termică şi de contracţie.

Controlul efectului nodulizant şi al tendinţei de albire se poate efectua rapid prin analiza

spărturii pe probe pană similare cu cele utilizate la Fgl sau pe probe specifice (fig. 1.536).

Fig. 1.536. Probe specifice pentru controlul nodulizării şi tendinţei de albire a Fgn şi Fgv:

a – proba tronconică; b – proba pană (ASTM A445 – 637)

Probele se toarnă în miezuri, iar după răcire completă (după ce capată culoarea vişinie pot fi

răcite în apă) se sparg şi se analizează cu ochiul liber aspectul spărturii.

Modificarea la Fgn conferă spărturii o culoare argintie mată dacă structura nu conţine carburi

şi o culoare argintie cu benzi sclipitoare dacă sunt prezente carburi.

Modificarea la Fgv conferă spărturii o culoare neagră cu puncte argintii de a căror densitate

depinde proporţia de grafit nodular prezent în structură. O probă cu spărutră de culoare argintiu

murdar tinzând spre negru indică o structură mixtă (Gn + Gv). Culoarea gri (cenuşiu) a spărturii

indică o structură de fontă nemodificată (Fgl).

Pentru evaluarea tendinţei de albire nu este suficientă o asemenea analiză deoarece pe fond

argintiu este dificil să se aprecieze zonele cu carburi şi de aceea, după rupere, probele se şlefuiesc

rapid (şlefuire sumară) şi în timp ce oala cu fontă parcurge traseul de la modificare la turnare când

este îndepărtată zgura, se efectuează analiza la microscop şi se dă verdictul atât asupra gradului de

nodulizare cât şi asupra tendinţei de albire. Probele de nodulizare pot fi luate atât după tratamentul

cu Mg cât şi după inoculare.

Tendinţa de albire şi mărirea albirii sunt influenţate de o serie de factori tehnologici conform

schemei din fig. 1.537.

Introducând parametrii tehnologici care descriu condiţiile de elaborare – modificare – turnare

se pot evalua, cu ajutorul unui soft specializat, tendinţa de albire a fontei, mărimea albirii şi

secţiunea critică în care pot să apară carburi.

a) b)

131

Fig. 1.537 Reprezentarea schematică a influenţei diverşilor factori tehnologici

asupra tendinţei de albire şi albirii fontelor cu grafit nodular

Analiza termică a fontei modificate pune la dispoziţie mult mai multe informaţii în legătură

cu caracteristicile structurale ale fontei după solidificare şi tendinţa de a forma anumite defecte de

turnare precum şi soluţii pentru a remedia cauzele care duc la aceste defecte. În acest sens, există

tehnici de analiză care se bazează pe cuantificarea parametrilor curbelor de răcire şi tehnici care

analizează simultan curba de răcire şi pe cea de contracţie.

Curbele de răcire (CR) ale fontelor cu forme compacte de grafit au aspect similar cu cele ale

Fgl (fig.1.538) iar parametrii care definesc punctele critice au aceleaşi notaţii. Un element specific

al acestor fonte este apariţia punctului de inflexiune TEN care defineşte temperatura germinării şi

creşterii limitate a eutecticului. Acest punct este situat deasupra temperaturii de echilibru şi apare

datorită sărăcirii în carbon a topiturii din jurul grafitului primar, în jurul căruia se formează un

înveliş de austenită. Fontele hipoeutectice prezintă punctul TSEF care sesizează începutul germinării

eutectice dar este insesizabil pe curba de răcire şi poate fi pus în evidenţă numai cu ajutorul primei

derivate.

Fig. 1.538 Curbe de răcire tipice pentru fontele cu grafit nodular: a – fonte hipoeutectice;

b – fonte eutectice; c – fonte uşor hipereutectice; d – fonte puternic hipereutectice;

TAL-temperatura lichidus a austenitei; TEU-temperatura minimă eutectică;

TER-temperatura maximă eutectică; TES-temperatura sfârşitului solidificării;

TGL-temperatura lichidus a grafitului; TEN-temperatura germinării şi creşterii limitate

a eutecticului; TSEF-temperatura de început a germinării eutectice.

132

Temperatura lichidus a grafitului (TGL) este deasemenea greu sesizabilă datorită efectului

termic mult mai redus la formarea grafitului primar dar poate fi remarcat la fontele puternic

hipereutectice unde cantitatea de grafit primar creşte.

În tabelul 1.237 sunt prezentate câteva corelaţii dintre punctele critice ale curbelor de răcire şi

tipul tratamentului, pentru fonte hipo- şi hipereutectice iar în tabelul 1.238 este prezentată corelaţia

dintre punctele critice ale curbelor răcire şi morfologia grafitului pentru diferite tipuri de modificare

(Zhu şi Smith).

Tabelul 1.237

Corelaţia dintre punctele critice ale curbelor de răcire, tratamentul fontei lichide

şi tipul de fontă (Labrecque) Fontă hipoeutectică (CE < 4,26) Fontă hipereutectică (CE > 4,26)

Fără tratament cu Mg

şi fără postmodificare

(fontă cenuşie sau

albă)

TER FC > TER* FA

Dacă TEU < 1121oC şi CE = 3,07→ FA

TAL FC ≈ TAL FA

TAL există la CE = 4,26%

TEU şi TER cresc cu CE şi %Si

TGL există pentru CE > 4,6%

TEN nu există pentru CE > 4,6%

TER – TEU = 0 pentru CE > 4,6%

Dacă TEU şi TER > 1137,8 nu există

carburi

Tratament cu Mg, fără

postmodificare

TAL nu este influenţată de tratamentul cu Mg

TER ≈ TEU când tratamentul este cu NiMg

TAL scade la 38oC în comparaţie cu

fonta nemodificată

TGL scade cu 100oC în comparaţie cu

fonta nemodificată

TEN – TEU = 22oC

TER – TEU = 8oC

Tratament cu Mg şi

postmodificare

Dacă TEU şi TER < 1115oC este FA

Dacă TEU şi TER > 1142oC este eutectic

grafitic

Dacă 1130oC < TE < 1135

oC atunci este Fgn

TER – TEU şi TEN – TEU sunt scăzute

în comparaţie cu fonta nepostmodificată

FA – fontă albă; FC – fontă cenuşie; Fgn – fontă cu grafit nodular; Fgv – fontă cu grafit vermicular;

TE – temperatura eutectică medie; TEN – temperatura germinării şi creşterii limitate a eutecticului

Tabelul 1.238

Influenţa aliajului de nodulizare asupra temperaturilor critice de pe curbele de răcire

(Zhu şi Smith) Nodulizantul şi condiţiile

de topire pentru fontele

tratate cu NiMg

TEU*

(oC)

TER – TEU

(oC)

TER

(oC) Tip grafit

Fonte hipoeutectice şi

eutectice fără specificarea

adaosului de nodulizare

> 1155 1158 – 1160

Forma grafitului nu poate fi prezisă

numai cu aceste temperaturi.

Trebuie cunoscut conţinutul de sulf

Nodulizant cu conţinut de

elemente din grupa

pământurilor rare (EGPR)

~ 1145 < 6 ~ 1150 lamelar

1135 la

1145 > 6 ~ 1145

compact/vermicular

< 1140 < 6 ~ 1140 nodular

Fonte hipoeutectice şi

eutectice + un adaos de

0,01% Bi în aliajul de

nodulizare; Mg > 0,04

~ 1132 > 10 > 1140

vermicular

După normele ATAS, condiţiile nodulizării grafitului (Fgn) sunt următoarele:

GRF1 > 100

GRF2 < 40

R = 2 – 3oC

FDES < -3 oC/s.

Factorul GRF2 < 40 indică un număr mare de nodule de grafit şi o tendinţă scăzută de retasură

mai ales dacă FDES < - 3oC/s. Valorile parametrilor CR variază de la o turnătorie la alta datorită

sensibilităţii ridicate a fontelor la procesul de fabricaţie.

În tabelul 1.239 sunt date limitele impuse parametrilor CR, într-o turnătorie de Fgn din Italia,

pentru obţinerea Fgn.

133

Tabelul 1.239

Limitele admise ale parametrilor curbelor de răcire

pentru obţinerea grafitului nodular.

Parametrul Min. Max.

TL 1147oC 1155

oC

GRF1 90 160

GRF2 - 35

OXF 25 30

TSEF 1137oC 1153

oC

R - 5oC

TEU 1123oC 1150

oC

TS 1090oC -

(dT/dτ)TS (FDES) - 2,8 - 5,0

A - 8%

Parametrul OXF este numit factor de oxidare şi este dat de raportul între durata transformării

eutectice în prima parte (între punctele TEU – TER) şi durata totală a transformării eutectice (între

punctele TEU – TES) şi se exprimă în %. Parametrul OXF este important în alegerea tipului

modificatorului compactizant sau/şi a inoculantului. Proporţia de austenită primară (A) se

calculează cu raportul dintre durata solidificării austenitei primare (între punctele TAL – TEU) şi

durata totală a solidificării fontei (între punctele TAL – TES) şi se exprimă în %. Pentru limitarea

defectelor de contracţie trebuie ca A să tindă spre zero.

Curbele de răcire şi contracţie (CRC) permit analiza simultană a parametrilor variaţiilor de

temperatură şi a variaţiilor dimensionale ale unei probe în timpul solidificării şi răcirii. Sistemele de

înregistrare şi citire ale parametrilor (CRC) sunt variante ale vechiului sistem mecanic (Bolşakov)

utilizat de peste 50 de ani. În fig.1.539 este prezentată varianta realizată în laboratorul de fontă al

Catedrei PME, fac. SIM – UPB.

Fig. 1.539. Sistem de înregistrare simultană a CRC, cu posibilitatea inoculării în formă

Aspectul CRC tipice precum şi parametrii lor principali sunt prezentate în fig.1.540.

P.C.

T °C

t

T= f(t)

= f(t)

, %

1

11 2

20 3

18 12 19

13 4 15 9 8 7 6

5 10

14

17

16 1 – stand; 2 – forma inferioară;

3 – forma superioară; 4 – proba;

5 – senzor liniar de mişcare;

6 – bară mobilă; 7 – răcitor;

8 – arc de pretensionare; 9 – şurub;

10 – şurub reglare fină; 11 – bară

rigidă; 12 – bazin de turnare;

13 – termocuplu tip K;

14 – amplificator L.V.D.T.;

15 – cutie cu conectori;

16 – computer (cu interfaţă AT-

MIO 10); 17 – monitor; 18 – placă

fuzibilă; 19 – inoculant; 20 – pâlnie.

134

Fig.1.540 Curbe de răcire/contracţie tipice pentru Fgn şi derivatele lor de ordinul I:

TM – temperatura maximă a topiturii turnate, oC; TAL (TGL) – temperatura lichidus a austenitei

(grafitului), oC; TSEF (TEN) – temperatura de început de solidificare eutectică (germinare

eutectică), oC; TEU – temperatura subrăcirii eutectice,

oC; TER – temperatura de recalescenţă a

grafitului, oC; TES – temperatura de sfârşit de solidificare (sfârşitul solidus),

oC; TEM – gradul

maxim de recalescenţă, oC/s; Tst – temperatura eutectică de echilibru a grafitului,

oC; Tmst –

temperatura eutectică de echilibru a carburilor, oC; ΔTe – domeniul temperaturii eutectice de

echilibru (ΔTe = Tst – Tmst), oC; ΔTm – gradul maxim de subrăcire (ΔTm = Tst – TEU),

oC; ΔTr

– recalescenţa (ΔTr = TER – TEU), oC; τES – durata solidificării eutectice, s; τts – durata

solidificării totale, s; τdM – poziţia dilatării maxime, s; τdr – timpul recalescenţei de dilatare (curba

de contracţie), s; τcr – timpul recalescenţei eutectice (curba de răcire), s; τt – timpul între umplerea

formei şi sfârşitul solidificării, s; (Δτ)ES – diferenţa dintre momentele de sfârşit de solidificare

indicate de prima derivată a curbei de răcire la sfârşit de solidificare; FDES– valorile minime ale

primei derivate a curbelor de răcire la sfârşitul solidificării eutectice, oC/s; FDESC – valorile

minime ale primei derivate a curbelor de contracţie la sfârşitul solidificării eutectice, % /s; (εdi)max –

valoarea maximă a expansiunii finale, %; (εdi)TEN – valoare dilatării în momentul de început de

solidificare (germinare), %; (εdi)TES – valoarea dilatării în momentul de sfârşit de solidificare

eutectică, %; (εdi)ES – valoarea expansiunii la sfârşitul solidificării eutectice apreciată de prima

derivată a curbei de contracţie, %; εap – contracţia anteperlitică, %; εdp – dilatarea perlitică, %;

TEM(e) – gradul maxim al dilatării eutectice, %; MP – poziţia vârfului primei derivate în funcţie de

TL (înainte de TL, este pozitivă), în s; Ir(e) – integrata primei derivate a curbei de contracţie în

timpul dilatării eutectice; It(s) – integrata totală a primei derivate a curbei de contracţie (până la

sfârşitul contracţiei anteperlitice).

135

Curbele de răcire/contracţie permit determinarea directă a dilatării iniţiale, specifice fontelor

cu forme compacte de grafit, în funcţie de tipul formei de turnare (grad de rigiditate) pe baza căreia

se poate evalua tendinţa reală de formare a retasurii. În acelasi timp se pot determina corelaţii între

parametrii celor două tipuri de curbe şi se pot stabili condiţiile optime de modificare – turnare

pentru a elimina defectele de structură şi de contracţie. În figura 1.541 sunt prezentate curbele de

răcire/contracţie ale unei fonte cu grafit nodular inoculate cu: Zr-FeSi (a) respectiv Ca,Ba-Fe,Si (b).

Fig. 1.541 Aspectul curbelor de răcire/contracţie ale fontelor cu grafit nodular,

neinoculate si inoculate cu Zr-FeSi (a) respectiv Ca,Ba-Fe,Si (b):

U-neinoculat; Z- Zr-FeSi; F-Ca,Ba-Fe,Si; GSM- forma amestec cruda

Din analiza parametrilor CRC au rezultat o serie de date în legatură cu evoluţia procesului de

grafitizare în timpul solidificării şi sensibilitatea fontei în formarea retasurii: mărimea subrăcirii

eutectice; valorile recalescenţei şi ale vitezei maxime a recalescenţei; temperatura de sfârşit de

solidificare; dilatarea iniţială maximă; valoarea primei derivate la sfârşitul solidificării, etc

Analizând comparativ mai multe tipuri de inoculanţi s-a constatat că tendinţa cea mai redusă

de a forma retasură o dau inoculanţii complecşi de tipul FeSiCaCeSO care asigură un efect de

grafitizare puternic în prima etapă a solidificării eutectice şi un efect grafitizant prelungit la sfârşitul

solidificării.

Controlul final al fontei modificare se efectuează pe probe turnate separat, ataşate sau

prelevate din piese şi constă în:

- determinarea compoziţiei chimice (analiză spectrală sau analize speciale);

- încercări mecanice (standard sau/şi specifice);

- controlul gradului de modificare (caracteristici magnetice, control ultrasonic, analize

metalografice);

- analize speciale (proprietăţi fizice, tehnologice şi de exploatare) la cererea beneficiarului.

Încercări mecanice. În fig.1.542 sunt prezentate probele tipice pentru încercări mecanice ale

fontelor cu forme compacte de grafit (Fgn, Fgv), iar în tabelul 1.240 dimensiunile principale ale

probelor Y.

Tabelul 1.240

Dimensiunile probei Y, în mm

Dimensiuni Tipul probei

I II III IV

u

v

x

y

z

12

40

25

135

25

55

40

140

50

100

50

150

75

125

65

75

În funcţie de lungimea epruvetei

a) b)

136

Fig. 1.542. Probe tipice pentru încercările mecanice ale fontelor cu forme compacte

de grafit (Fgn, Fgv): a, d – Probe turnate în forme separate; b, c – Probe ataşate la piesă

(“apendice”) pentru tracţiune (b) şi duritate (c); e – epruvetă tracţiuni; f – epruvetă rezilienţă.

a

b c

d

e f

137

Determinarea caracteristicilor magnetice. Gradul de nodulizare al grafitului influenţează

direct permeabilitatea magnetică diferenţială (dB/dH) a fontei. Astfel, pentru dB/dH<7, grafitul este

nodular, pentru dB/dH>10, grafitul este lamelar iar la valori intermediare grafitul este vermicular.

Controlul ultrasonic este utilizat pentru depistarea unor defecte de turnare care apar sub

formă de discontinuităţi (goluri de concentraţie, incluziuni, întreruperi etc.) şi pentru determinarea

gradului de compactitate al grafitului. La modificarea în formă este obligatoriu controlul individual

cu ultrasunete. La creşterea gradului de compactitate al grafitului scade coeficientul de atenuare al

undelor sonore şi creşte viteza de propagare (fig.1.543, tabel 1.241).

Astfel, grafitul lamelar permite viteze de propagare de 3400 – 4600 m/s, faţă de 5100...5400

m/s în cazul grafitului vermicular, respectiv, 5500...5800 m/s, în cazul grafitlui nodular.

Tabel 1.241

Parametrii caracteristici ai transmiterii undei sonore prin fontă

Fig. 1.543 Influenţa morfologiei grafitlui asupra vitezei de propagare a undelor sonore.

În fig.1.544 este prezentată schema controlului procesului de fabricaţie al pieselor turnate

din Fgn. Din schemă se observă desfăşurarea activităţii de control pe fluxul de fabricaţie care

conţine cinci mdule importante: elaborare, nodulizare, modificarea grafitizantă, turnare şi

tratamentul termic. Sunt marcate deasemenea, traseele pe care le parcurg epruvetele pentru testele

de laborator, piesele turnate precum şi documentaţia tehnică specifică.

138

Fig. 1.544 Schema controlului procesului de fabricaţie al pieselor din Fgn

139

1.7.2.3. MODIFICAREA FONTELOR ALBE

A. Fonte albe destinate maleabilizării.

Obţinerea unor fonte maleabile cu calităţi superioare, în condiţiile unor durate reduse ale

ciclului de maleabilizare impune asigurarea unor condiţii de elaborare-turnare care să determine:

- prevenire formării grafitului în structura de turnare;

- finisarea structurii de solidifcare a piesei turnate;

- obţinerea unei structuri a masei metalice cu grad redus de stabilitate a cementitei;

- crearea în structura de turnare a unui număr mare de potenţiali germeni de grafitizare;

- obţinerea unor cuiburi de grafit cu grad ridicat de compactitate, densitate ridicată şi

distribuţie uniformă;

- obţinerea unei structuri secundare cu grad ridicat de finisare;

- obţinerea unei compactităţi ridicate a piesei turnate.

Pe lângă posibilităţile tehnologice uzuale (creşterea limitată a conţinutului de Si, creşterea

ponderată a temperaturii la care se realizează primul stadiu de grafitizare, creşterea limitată a vitezei

de răcire la solidificare, supraîncălzirea fontei înainte de evacuare etc.) modificarea este principalul

mijloc prin care se îmbunătăţesc substanţial atât condiţiile de maleabilizare cât şi caracteristicile

morfo-dimensionale ale grafitului de recoacere.

După efectul pe care-l au asupra structurii de turnare şi procesului de maleabilizare,

elementele modificatoare pot fi împărţite înpatru grupe (tabelul 1.242).

Tabelul 1.242

Modificatori pentru fonte maleabile

Grupa Scopul modificării Nr.

crt.

Modificatori, în %

I Împiedicarea apariţiei

grafitului în structura în stare

turnată.

1

2

3

4

(0,0015...0,01)% B

(0,001...0,005)% B + (0,001...0,005)% Sb

(0,001...0,005)% B + (0,001...0,005)% Mn

(0,0003...0,01)% Te

II Împiedicarea apariţiei

grfaitului în structura în stare

turnată şi scurtarea duratei de

recoacere

5

6

7

8

9

10

(0,0015...0,01)% Bi + (0,002...0,005)% B

(0,001...0,005)% Bi + (0,01...0,03)% Al

(0,001...0,005)% Bi + (0,002...0,005)% B +

(0,01...0,03)% Al

(0,0003...0,005)% Te + (0,002...0,005)% B +

(0,01...0,03)% Al

0,01% Bi + 0,01% Al + 0,05% H3BO3 +

0,05% FeSiBaCa

(0,004...0,007)% Sb + (0,002...0,004)% B

III Compactizare grafit (Gn) şi

scurtare durată-recoacere

11

12

(0,2...0,5)% S + (0,01...0,03)% Al

(0,1...0,5)% Mg

IV Neutralizare Cr (max. 0,15%)

şi scurtare durată recoacere

13

14

(0,005...0,1)% N2 + (0,002...0,005)% B +

(0,01...0,03)% Al

(0,01...0,25)% CaCN2 + (0,002...0,005)% B +

(0,01...0,03)% Al

Elementele modificatoare (Mg, Ce, Bi, Te) măresc gradul de subrăcire la cristalizarea primară

ceea ce, în condiţiile unui grad de eutecticitate scăzut al fontei determină albirea acesteia şi finisarea

structurii de turnare. Pe de altă parte, elemente din categoria celor compactizante (Mg, Ce, Ca, etc.)

determină formarea de noduli de grafit care rămân în fază incipientă datorită capacităţii foarte

reduse de grafitizare a fontei dar se dezvoltă sub formă compactă în timpul recoacerii de

maleabilizare.

140

Un adaos de 0,35 – 0,60% Ce produce structură de fontă albă la grosimi de perete de 45mm.

Un conţinut de Mgrem = 0,02 – 0,08% în fonta albă determină o subrăcire de 20...40oC permiţând

creşterea conţinutului de Si pentru a reduce ciclul de recoacere.

Bismutul este un element superficial activ şi blochează creşterea germenilor de grafit la

solidificare. Adaosuri mai mari de 0,01% Bi nu măresc eficienţa acestuia.

Elementele ajutătoare din grupa B, Al, Ti, Zr acţionează asupra capacităţii de grafitizare în

stare solidă prin formarea nitruri (BN, AlN, TiN, ZrN) atât în timpul solidificării fontei cât şi în

timpul tratamentului termic, la încălzire în intervalul 250 – 500oC.

Aluminiul acţionează atât prin finisarea structurii primare cât şi prin favorizarea procesului de

recoacere datorită edectului de micşorare a solunilităţii C în austenită. Adaosul de Al este de cca.

0,015 – 0,025% în funcţie de grosimea de perete, la cantităţi mai mari existând riscul apariţiei

grafitului în zonele de răcire mai lentă din piesă. Pe lângă acest efect, formarea aşa numitei fază K

(carbura dublă de Al şi Fe) constituie un risc mai ales dacă Alrem > 0,04%.

Adaosul de Bor în fonta albă favorizează structura de turnare prin împiedicarea apariţiei

grafitului şi ajută în procesul de recoacere prin formarea de nitruri de bor care devin suporţi de

precipitare ai C, având acelaşi sistem de cristalizare (hexagonal). S-a constatat că un conţinut de

0,008% B neutralizează azotul din fontă. Mai mult, borul are şi efect de a reduce stabilitatea

carburilor prin reducerea solubilităţii Cr şi chiar a Mn şi S în cementită.

Titanul au efect similar cu borul. Se introduce în fontă sub formă de FeTi în amestec cu Al sau

prealiaje de tipul FeSiTiAl cu (7 – 20) % Ti şi (3 – 5)% Al.

B. Fonte albe şi pestriţe cu proprietăţi speciale

Sunt fonte nealiate sau aliate destinate turnării pieselor care lucrează în condiţii grele de uzură,

la temperaturi ridicate sau îm condiţii de coroziune chimică.

Modificarea fontelor albe sau pestriţe se efectuează în scopul îmbunătăţirii proprietăţilor

mecanice şi de exploatare, efecte ce se obţin fie prin finisarea structurii primare a matricei fie prin

globulizarea carburilor sau a grafitului (în cazul fontelor pestriţe).

În general, modificatorii utilizaţi pentru finisarea structurii carbidice sunt pe bază de Ce, N,

Ti, Al dar şi Mg, Bi, S.

Creşterea tenacităţii fontelor albe şi pestriţe nealiate se realizează prin microaliere cu Nb, W,

Co, B sau prin modificare cu Ce, Mg, Bi, S.

Limitele de microaliere sunt: 0,2 – 0,8% Nb; 0,2 – 0,9% W; 0,1 – 0,8% Co şi 0,1 – 0,3% B,

iar adaosul de Ce este de 0,2 – 0,3%.

Fontele înalt aliate cu crom se pot alia cu azot (0,2%) sau Ti (0,18%) pentru finisarea

grăunţilor structurii primare. Azotul se introduce sub formă de FeCr azotat sau fericianură de Na iar

Ti ca FeTi.

Inocularea fontelor aliate cu 24 – 30%Cr cu 0,05 – 0,10%Al duce la sferoidizarea sulfurilor cu

efecte pozitive asupra rezistenţei la rupere, rezistenţei la uzură şi compactităţii. Adaos mai mare de

0,1% Al are efect contrar datorită formării de incluziuni de tip corund sau spinel care au efect

negativ asupra proprietăţilor mecanice.

Modificarea cu Ce sub formă de FeCe a fontelor aliate cu Cr are ca efect reducerea

conţinutului de sulf, finisarea structurii şi globulizarea incluziunilor nemetalice.

O tehnologie de rafinare şi modificare a fontelor înalt aliate cu 22% Cr şi 18% Mn, aliate

suplimentar cu 1% Ni şi 1% Ti, se bazează pe utilizarea (Ca,Sr)CO3 (deşeu rezultat în industria

chimică) în acest scop. În compoziţia carbonatului intră; 90% CaCO3, 5% SrCO3, restul MgO,

Al2O3, SiO2, fluorură de rodiu şi potasiu.

La introducerea în fontă au loc reacţiile de disociere ale carburilor cu eliberare de CO2 care la

degajare produc rafinarea topiturii prin antrenarea incluziunilor nemetalice şi a gazelor dizolvate (în

special H2) precum şi omogenizarea băii metalice.

Se considră că oxizii de Ca şi Sr rezultaţi din disocierea carbonaţilor joacă rol de germeni de

cristalizare ai austenitei rezultând o structură primară mai fină şi mai uniformă. Morfologia

carburilor este deasemenea schimbată, acestea având un grad mai redus de ramificare.

141

Fontele modificate cu carbonat de Ca şi Sr capătă o rezistenţă la oxidare superioară datorită

formării la suprafaţa pieselor a compusului SrCrO4 care are o densitate mai mare şi o legătură

chimică mai puternică cu matricea metalică, în comparaţie cu pelicula de FeOCr2O3. În acelaşi

timp, microduritatea carburilor creşte de la 1040 la 1360 µHV cu efecte pozitive asupra rezistenţei

la uzare. Modificarea suplimentară a fontei cu 0,02%B determină o finisare mai accentuată a

structurii.

Fontele înalt aliate cu mangan sunt aliate suplimentar cu Si, Ni, Cr şi Mo şi au o structură

formată din austenită, martensită, carburi de tipul (Fe,Mn)3C, ledeburită şi grafit de formă lamelară

sau nodulară.

Pentru nodulizarea grafitului, fontele se tratează cu Ce (0,03 – 0,055%) sau Mg. Înainte de

turnare se recomandă modificarea cu 0,4 – 0,8% SiCa sau FeSi75 iar dacă este necesară o

grafitizare mai puternică, se efectuează o inoculare în jet cu 0,4 – 0,8% Al, la temperatura 1380 –

1400oC.

142

1.7.3. TURNAREA FONTELOR ÎN PIESE

1.7.3.1. PARTICULARITĂŢILE SISTEMULUI DE ALIMENTARE

Sistemul de alimentare asigură umplerea formei cu fontă lichidă şi alimentarea piesei turnate

în procesul de cristalizare. De modul cum a fost ales si calculat sistemul de alimentare depinde

calitatea piesei turnate şi scoaterea de metal.

Particularităţile sistemelor de alimentare folosite la turnarea fontelor decurg din înseşi

proprietăţile de turnare ale acestora. Astfel, fluiditatea mare a fontelor eutectice (nemodificate sau

modificate) permite umplerea rapidă a cavităţii formei în condiţiile separării incluziunilor

nemetalice şi a gazelor. Această particularitate, corelată cu tendinţa scăzută de oxidare a fontei

lichide, permite utilizarea reţelelor convergente, care oferă avantajul unor pierderi mai mici de

căldură şi unui consum mai redus de fontă (datorită dimensiunilor mai mici ale reţelelor).

Valoarea scăzută a coeficientului de contracţie volumică la solidificare permite turnarea

fontelor cenuşii (în special cele din mărcile inferioare) fără maselote sau cu maselote mult reduse

ceea ce conduce de asemenea la scăderea consumului de metal.

Pentru turnarea fără maselote a fontelor cenuşii este necesar ca temperatura de turnare să fie

sub 1350°C, grosimea de perete a piesei să nu fie mai mică de 25 mm, iar carbonul echivalent să fie

cuprins în limitele 4,2...4,25%, la un conţinut de mangan de până la 0,2%. Este necesar de asemenea

ca formele de turnare să aibă rigiditate mare.

Dacă la fontele cu grafit lamelar dilatarea iniţială corespunzătoare separării grafitului la

transformarea eutectică determină o expansiune a lichidului spre centrul piesei care completează

golurile de contracţie (fenomenul de autoalimentare), la fonta cu grafit nodular acest lucru nu are

loc datorită dilatării crustei periferice şi deformării pereţilor formei. Acest lucru impune folosirea

maselotelor la turnarea fontelor cu grafit nodular. Este posibilă totuşi, turnarea Fgn fără maselotă în

următoarele condiţii :

- forme de turnare rigide (de exemplu, formele din amestecuri cu autoîntărire, forme uscate,

cu fixare rapidă a celor două semiforme, etc);

- modulul de răcire semnificativ al piesei trebuie să fie min. 2,5cm;

- fonta lichidă trebuie să aibă un potenţial de grafitizare care să-i permită solidificarea în

sistemul grafitic (în acest sens, se recomandă ca modul de răcire să fie corelat cu carbonul

echivalent real astfel încât solidificarea să fie eutectică.

- este satisfăcută condiţia : 3,97

SiC la C = min. 3,6%;

- conţinutul de Mgrem trebuie să fie la limita inferioară care să asigure gradul de nodularitate

impus; un exces de Mgrem duce la creşterea tendinţei de formare a retasurii. Conţinuturi scăzute de

Ce şi ridicate de La (0,005...0,10%) contribuie la reducerea microretasurilor în piesele turnate din

Fgn.

- temperatura de turnare scăzută (T < 1350oC);

- secţiunea alimentatoarelor trebuie să fie cât mai redusă dar să nu permită solidificarea

acestora în timpul turnării (se recomandă alimentatoare cu secţiunea dreptunghiulară, cu raportul

a/b = 4 iar lungimea l ≥ a);

- turnare rapidă (timpul de turnare este funcţie de cantitatea de lichid turnată, v.fig. 1.533);

pentru a favoriza turnarea este necesar un sistem de aerisire a formei foarte eficient;

- să se asigure o îngreunare suficientă a formelor, în timpul turnării (presiunea grafitică a

fontelor eutectice poate ajunge la 50 kf/cm2)

Fontele cu grafit vermicular au o comportare intermediară între Fgl şi Fgn în funcţie de

potenţialul de modificare. Nivelul minim al retasurii se obţine când proporţia de Gn tinde către zero.

Datorită absenţei fenomenului de grafitizare la solidificarea fontelor albe, acestea se toarnă

totdeauna cu maselotă.

143

1.7.3.2. ALEGEREA SISTEMULUI DE ALIMENTARE ŞI A POZIŢIEI DE ATAC

Pentru asigurarea condiţiilor optime de umplere a cavităţii formei şi solidificare a piesei

turnate, sistemul de alimentare trebuie să îndeplinească următoarele condiţii mai importante :

- să asigure umplerea rapidă a cavităţii formei în condiţiile unei energii limitate, fără

turbulenţe şi vârtejuri care ar putea provoca antrenarea de gaze sau incluziuni sau chiar distrugerea

formei;

- să asigure eliminarea sau reţinerea incluziunilor de zgură sau nisip şi a gazelor sau aerului

antrenat în timpul curgerii;

- să asigure pe cât posibil egalizarea temperaturilor pe secţiunea şi perimetrul piesei turnate;

- nu trebuie să dea naştere la tensiuni termice şi de contracţie care să depăşească limita de

rezistenţă a fontei;

- amplasarea maselotelor trebuie astfel aleasă încât să asigure solidificarea dirijată şi

eliminarea nodurilor termice;

- consumul de aliaj pentru sistemul de alimentare să fie minim.

Pentru turnarea pieselor din fontă se folosesc în general sisteme de alimentare de tip închis

(complet umplute) la care secţiunile reţelei asigură un jet de aliaj continuu cu capacitate bună de

separare a incluziunilor şi gazelor.

Sistemele de alimentare pot fi convergente sau divergente, după cum secţiunea cea mai

îngustă se găseşte la alimentatoare sau la piciorul de turnare. Sistemele convergente se folosesc în

general la turnarea fontelor cenuşii iar cele divergente la turnarea fontelor cu tendinţă mare de

oxidare (fontele aliate cu Al, Cr etc). La turnarea fontelor cu grafit nodular se folosesc sisteme de

turnare convergente şi divergente.

Pentru reducerea vitezei jetului de metal în canalele sistemului de turnare se practică

procedeul de frânare a curgerii prin mărirea rezistenţei hidraulice a canalelor (de exemplu, piciorul

de turnare în zigzag) sau prin introducerea unor rezistenţe locale (drosele).

În funcţie de modul de umplere a formei cu metal există o gamă foarte variată de sisteme de

alimentare determinată de particularităţile constructive ale piesei turnate, tehnologia de formare şi

tipul fontei. Se folosesc astfel, sisteme de turnare laterală, în sifon, directă, în ploaie, etajată si

combinată (fig. 1.545).

Sistemele de turnare laterală pot avea o construcţie simplă în cazul turnării pieselor de mică

răspundere (fig.1.545, a) sau complexă, în cazul în care se impun condiţii de reţinere avansată a

incluziunilor (fig.1.545, b, c, d) sau de alimentare a nodurilor termice în timpul solidificării

(fig.1.545, d, e). Rezistenţele locale (filtre, drosele) se folosesc în special pentru turnarea pieselor

mici de mare răspundere (fig.1.545, b, c). La turnarea pieselor masive se utilizează separatoare de

zgură centrifugale care pot avea şi rol de maselotă (fig.1.545, d).

Separatoarele centrifugale se folosesc de asemenea la turnarea pieselor din fonte modificate la

care modificarea se realizează în formă.

Sistemele, de turnare în sifon asigură umplerea liniştită a cavităţii formei, fără stropi şi fără

erodarea pereţilor formei.

Introducerea aliajului în formă se realizează fie prin alimentator tip corn, în cazul în care piesa

nu permite alimentarea în planul de separaţie (de exemplu, roata dinţată din fig.1.545, f), fie

obişnuit (fig.1.545, g, h).

Sistemele de turnare directă asigură scurtarea la maximum a drumului metalului spre cavitatea

formei şi totodată solidificarea dirijată a pieselor pe măsura umplerii lor. Ele pot fi folosite fără

elemente de reţinere a zgurii (fig.1.545, i) sau cu filtre şi canale colectoare de zgură (fig.1.545, j, k).

Sistemele de turnare etajată se folosesc fie la turnarea pieselor înalte (fig.1.545, l), fie la

turnarea pieselor mici, formate în ciorchine (fig.1.545, m). La turnarea în ciorchine, piciorul de

turnare serveşte şi ca maselotă laterală pentru fiecare piesă.

Turnarea combinată se foloseşte la piesele foarte înalte cu pereţi subţiri (fig.1.545, n). La

început se alimentează piesa în sifon până la un anumit nivel după care se continuă alimentarea în

ploaie.

144

Fig. 1.545 Sisteme de alimentare utilizate la turnarea fontelor: a, b, c, d, e – laterală; f, g,

h – în sifon ; i – directă; j, k – în ploaie; l, m – etajată; n – combinată; 1 – pâlnie sau cupă;

2 – piciorul de turnare; 3 – colectorul de zgură; 4 – alimentator; 5 – sită; 6 – rezervor de aliaj

lichid; 7 – drosele orizontale; 8 – canal de trecere; 9 – drosel vertical cu o singură trecere;

10 – separator de zgură centrifugal; 11 – maselotă laterală de trecere; 12 – gâtul maselotei;

13 – răcitor; 14 – maselotă superioară deschisă; 15 – miezuri; 16 – dop; 17 – maselotă

superioară închisă; 18 – maselotă laterală de scurgere.

145

Locul de introducere a aliajului lichid în cavitatea formei îl constituie în general zonele

înguste, ale formei (pereţii subţiri ai piesei), cu scopul de a egaliza vitezele de răcire între părţile

groase şi părţile subţiri şi de a micşora tensiunile de turnare, iar în absenţa maselotelor, de a asigura

solidificarea dirijată şi micşorarea (eliminarea) retasurii.

Un rol important în alegerea unui sistem de turnare optim îl are şi stabilirea unei viteze de

turnare corespunzătoare. Astfel, turnarea cu viteză mică, pe lângă avantajele pe care le prezintă

(acţiunea mecanică redusă asupra formei, impurificarea redusă a metalului, îndepărtarea mai bună a

gazelor şi aerului din formă, masa mai redusă a sistemului de alimentare, retasură mai mică etc.) are

şi o serie de dezavantaje, cum sunt: supraîncălzirea puternică a formei care poate duce la arsuri,

surpări, cute etc, pierderi de temperatură şi fluiditate ale fontei lichide, sufluri, productivitate

scăzută etc. Turnarea cu viteză mică se poate aplica în cazul pieselor cu pereţi groşi din fontă

cenuşie în vederea obţinerii unei structuri dense fără utilizarea maselotelor şi în cazul turnării

pieselor masive în forme crude pentru micşorarea vitezei umplerii formei.

Turnarea cu viteză mare prezintă avantajul unor pierderi mici de temperatură şi fluiditate,

rebuturi scăzute din cauza suflurilor, supraîncălzirea scăzută a formei, tensiuni termice mai mici la

introducerea aliajului prin părţile masive. La viteze mari de turnare are însă loc o acţiune mecanică

puternică a aliajului asupra formei care duce la creşterea pericolului de erodare şi deformare a

acesteia, la creşterea masei piesei turnate şi a reţelei de turnare, la deplasarea miezurilor, la aderenţe

mecanice etc. Turnarea cu viteză mare se aplică în cazul pieselor cu pereţi subţiri şi contur

complicat, cu flanşe şi nervuri la partea superioară, cu suprafeţe plane mari, indiferent de grosimea

de perete etc.

1.7.3.3. ELEMENTE DE CALCUL ALE SISTEMULUI DE ALIMENTARE

Calculul reţelei de turnare.

Calculul reţelei de turnare constă în determinarea secţiunilor elementelor reţelei care asigură

umplerea formei în timp optim, fără a produce turbulenţe ale jetului şi fără a distruge forma.

Secţiunile reţelei se calculează pe baza cantităţii de fontă care trebuie introdusă în formă într-

un anumit timp considerat optim sau cu o anumită viteză, care nu trebuie să depăşească viteza

critică.

Se calculează mai întâi aria secţiunii celei mai înguste, celelalte secţiuni determinându-se pe

baza unor rapoarte caracteristice stabilite în practică. În fig.1.546,a este prezentat aspectul general al

unei reţele de turnare, iar în fig.1.546,b, diferite moduri de amplasare a filtrelor de zgură.

În cazul reţelelor convergente, secţiunea cea mai îngustă este cea a alimentatorului (Sa).

Adoptând metoda de calcul bazată pe debitul specific, de exemplu, rezultă:

2

s

t

a cmtK

GSn (1.699)

în care: n – este numărul de alimentatoare ;

Sa – aria secţiunii unui alimentator, în cm2;

Gt – cantitatea de fontă turnată în formă, în kg;

t – durata de turnare, în s;

Ks – debitul specific al fontei lichide care trece prin alimentatoare, în kg/cm2·s.

Pentru determinarea duratei de turnare există numeroase relaţii care dau însă rezultate diferite.

Aceste relaţii au fost determinate din condiţia ca umplerea piesei să se termine înainte ca

temperatura metalului în secţiunea critică (cea care se solidifică prima) să atingă valoarea

temperaturii lichidus.

În cazul ideal, în condiţii egale, pereţii mai subţiri ai piesei turnate se solidifică mai repede

decât pereţii mai groşi. În realitate însă, datorită faptului că alimentarea se face prin pereţii subţiri,

aceştia se pot solidifica mai târziu. Rezultă că nu totdeauna pereţii subţiri pot fi consideraţi ca

secţiuni critice.

Cel mai adesea secţiunea critică se determină pe cale experimentală, în multe cazuri

adoptându-se totuşi ca secţiune critică peretele cel mai subţire.

146

Fig. 1.546 Aspectul general al unei reţele de turnare (a) şi modul de amplasare

a filtrelor de zgura în reţeaua de turnare (b).

Pentru calculul duratei de turnare se pot folosi următoarele relaţii:

a) pentru fonta cenuşie se pot utiliza relaţiile din tabelul 1.243.

Tabelul 1.243

Formule uzuale pentru calculul duratei de turnare a pieselor turnate din fontă cenuşie Nr.

crt.

Formula de

calcul

Dependenţa dintre coeficienţii (S) şi

grosimea de perete δ

Aplicaţii

1

tGSt

δ, mm 2,5 – 3,5 3,5 – 8 8 – 15 Piese cu pereţi interiori complicaţi,

cu greutatea Gp < 450kg S 1,63 1,85 2,2

δ, mm 3 – 5 6 – 8 9 – 15 Piese simple cu Gp < 100kg şi piese

cu formă complexă, cu Gp < 400kg S 1,6 1,9 2,2

2 31 tGδSt

S1 = 2 (1,7 – 1,9, atunci când se toarnă

repede)

De regulă relaţia dintre S1 şi δ nu se

menţionează.

Piese medii şi mari cu Gp < 10t

Piese cu Gp = 100 – 1000kg

3 tGS1,1t 2 δ, mm ≤ 10 11 – 20 21 – 40 > 40 Piese cu Gp > 10t

S2 1,0 1,3 1,5 1,7

4 tGSt 2 δ, mm ≤10 11 – 20 21 – 40 > 40 Piese cu Gp > 1t

S2 1,1 1,4 1,7 1,9

Gp – greutatea piesei turnate; Gt – cantitatea totală de aliaj turnată în formă

b) pentru fonta cu grafit nodular:

sGKt k (1.700)

în care: Kk = 1,4 pentru δ < 10 mm;

Kk = 1,8 pentru δ = 10...25 mm;

Kk = 2,0 pentru δ > 25 mm.

Debitul specific Ks se alege în funcţie de coeficientul volumetric Kv, calculat cu relaţia:

,V

GK

p

v (1.701)

în care:

V este volumul gabaritic al piesei, obţinut cu dimensiunile maxime ale piesei, neţinându-se

seama de cavităţi sau părţi proeminente, în dm3.

147

În cazul fontelor cu grafit nodular, debitul specific de turnare este cuprins în limitele

0,4...0,5 kg/cm2·s.

La piesele turnate din fonte înalt aliate cu Ni austenitice durata umplerii se calculează cu

relaţia:

tG0,97τ (1.702)

iar coeficientul KS = 1,1 kg/cm2·s.

În mod asemănător decurge calculul şi în cazul reţelelor divergente, considerând ca secţiune

îngustă secţiunea de la baza piciorului de turnare. Secţiunile celorlalte elemente ale reţelei de

turnare se calculează pe baza rapoartelor între secţiuni recomandate în funcţie de tipul fontei

(tabelul 1.244).

Tabelul 1.244

Rapoarte specifice între secţiunile elementelor componente ale reţelei de turnare, la fonte Nr.

crt.

Tipul fontei / sistemului de

alimentare

Relaţiile între ariile secţiunilor (Aal : Acz : Ap)

1.

2.

3.

4.

Fgl

a) Reţele fără filtre (Aal : Acz : Ap)

piese mari

piese mici şi mijlocii

piese cu pereţi subţiri (3 – 4mm)

b) Reţele de turnare cu filtre

(Aal : Acz : Af : Ap)

Fgn

a) Reţele convergente

(Aap : Acz : Aal)

b) Reţele divergente (cu filtru)

(Aap : Acz : Aal)

c) Reţele cu cameră de reacţie

pentru modificare în formă

(A1 : A2 : A3 : A4 : A5 : A6)

Fm

Piesele din Fm au, în general,

dimensiuni reduse

Aal : Acz : Ap

Fonte speciale

a) Fonte aliate cu Al (19 -25% Al)

Aal : Acz : Ap

b) Fonte aliate cu Al (28 -32% Al)

Aal : Acz : Ap

1 : 1,2 : 1,4

1 : 1,1 : 1,15

1 : 1,06 : 1,1

1 : 1,2 : 0,7 : 0,8 sau

1 : 1,2 : 1 : 1,2

4 : 8 : 3

1 : 6 : 1,2

(1,45±0,15) : (1,3±0,1) : (1,2±0,06) : (1,15±0,03) : (1,1±0,04) : 1

1 : 1,2 : 1,3

1 : 1,2 : 1,4

1 : 1 : 1

Ap – aria secţiunii piciorului de turnare;

Acz – aria secţiunii colectorului de zgură,

Aal – aria secţiunii alimentatoarelor;

Af – aria secţiunii utile a filtrului;

A1 =Ap; A2 – aria secţiunii canalului la intrarea în camera de reacţie (CR);

A3 – aria secţiunii la ieşirea din CR;

A4 – aria secţiunii canalului la intrarea în colectorul centrifugal de zgură (CZ);

A5 – aria secţiunii la ieşirea din CZ;

A6 – aria secţiunii alimentatoarelor.

Pentru a uşura calculul elementelor reţelei, în practică se apelează şi la metode grafice care

permit stabilirea rapidă a duratei de turnare, a debitului specific sau chiar a ariei secţiunilor reţelei.

Calculul maselotelor.

Maselotele se folosesc pentru compensarea deficitului de aliaj care apare în procesul de răcire

şi cristalizare al fontei lichide ca urmare a fenomenului de contracţie.

148

Utilizarea maselotelor apare necesară la turnarea fontelor albe, fontelor maleabile, fontelor cu

grafit nodular, fontelor înalt aliate şi, de asemenea, la turnarea fontelor cenuşii cu conţinut scăzut de

carbon sau în prezenţa unor grosimi de perete masive.

În cazul fontelor cenuşii şi mai ales al fontelor cu grafit nodular, mărimea maselotelor depinde

foarte mult de rigiditatea formelor, fiind cu atât mai redusă, cu cât formele sunt mai puţin

compresibile. De aceea, la turnarea în forme uscate sunt necesare maselote cu dimensiuni mai mici

decât la turnarea în forme crude, iar în unele cazuri se toarnă chiar fără maselotă.

Pentru ca o maselotă să fie eficientă, trebuie îndeplinite următoarele condiţii mai importante:

- să fie amplasată în locurile din piesă cu cel mai mare modul de solidificare;

- să se solidifice mai târziu decât piesa (nodul termic) şi să conţină o cantitate suficientă de

aliaj lichid pentru alimentarea nodului termic, ţinând cont de faptul că din volumul de aliaj al

maselotei este utilizat numai 14...20%;

- pentru economisirea de aliaj, maselota trebuie să aibă o suprafaţă de răcire cât mai mică

posibil, deci un modul de solidificare mare;

- să se asigure o solidificare dirijată (aliajul cel mai cald să se afle în maselotă); pentru aceasta

se folosesc diferite metode prin care se prelungeşte durata de solidificare a maselotei în raport cu

piesa, cum sunt: izolarea termică, încălzirea maselotei cu ajutorul amestecurilor exoterme sau

electric, aplicarea de răcitoare pe piesă în partea opusă maselotei;

- retasura din maselotă nu trebuie să atingă gâtul maselotei;

- gâtul maselotei trebuie să fie cât mai scurt şi să se răcească, ca şi maselota, mai încet decât

piesa.

Pentru dimensionarea maselotelor există numeroase metode de calcul bazate fie pe elemente

de teoria proceselor de turnare, fie pe date practice obţinute în urma unor experienţe îndelungate.

În acest scop există metode pentru calculul maselotelor din fontă, dar se pot folosi cu

adaptările corespunzătoare şi relaţiile pentru calculul maselotelor din oţel.

Pentru fontele cenuşii şi fontele cu grafit nodular, dimensiunile maselotelor (fig.1.546) se pot

calcula cu următoarea relaţie:

,D

1,275

Vε

Dc

S

1)c25(42

mpvs

m

p

(1.703)

în care: c – este raportul între înălţimea maselotei şi diametrul ei (c = 1...1,5); valoarea lui c este

determinată geometric şi depinde de înălţimea ramei de formare, poziţia mărcii miezului

etc.;

Sp, Vp – suprafaţa, respectiv volumul părţii din piesă alimentată de maselotă; dacă se

foloseşte o singură maselotă, atunci Sp şi Vp reprezintă suprafaţa, respectiv volumul piesei;

Dm – diametrul maselotei, în cm;

εvs – contracţia volumică a fontei în stare lichidă (εl) şi la solidificare (εs); (εvs = εl + εs).

Contracţia volumică a fontei depinde de compoziţia chimică şi de temperatura de turnare

(tabelul 1.245).

Tabelul 1.245

Contracţia volumică în stare lichidă şi la solidificare, εvs, pentru fontele cenuşii

şi fontele cu grafit nodular

Fgl Fgn

CE=C+1/3Si% εvs, % CE = C + 1/3Si % εvs, %

3,5 0,03 3,70 0,06

3.80 0,024 4,09 0,045

4,13 0.015 4,81 0,02

149

Fig.1.547 Tipuri de maselote utilizate la turnarea fontelor cenuşii şi a fontelor cu grafit

nodular: a - superioară ; b – laterală.

După determinarea diametrului mediu al maselotei (Dm) se calculează diametrul gâtului

maselotei (dg), cu ajutorul relaţiilor următoare:

pentru maselote laterale:

,D0,1l1,2d mgg (1.704)

pentru maselote superioare:

,D0,2ld mgg (1.705)

în care lg este lungimea gâtului maselotei care se stabileşte pe considerente tehnologice

(lg < 0,5 Dm).

Pentru fontele cu grafit nodular se mai recomandă următoarele relaţii care au dat rezultate

bune în dimensionarea maselotelor:

diametrul maselotei (Dm) :

,cm1,2G20,2)T(0,03cπ

4D tm

(1.706)

în care:

c – este raportul între înălţimea (Hm) şi diametrul maselotei (Dm);

Tt – temperatura de turnare, în oC;

G – masa piesei turnate, în kg (densitatea fontei lichide d = 7,2 g/cm3).

Temperatura de turnare se determină în funcţie de grosimea de perete a piesei (figura 1.548);

Fig.1.548 Dependenţa temperaturii de turnare a Fgn de grosimea de perete a piesei.

a b

150

Dimensiunile gâtului maselotei se determină din relaţia modulului gâtului obţinută pe baza

bilanţului termic:

,cm

1150T104,331

1260T101,1440,4445

920T

1150TMM

t

3

t

3

t

tpg

(1.707)

în care:

Mg – este modulul de solidificare al gâtului maselotei în cm;

Mp – modulul de solidificare al piesei ,S

VM

p

p

p

în cm;

Tt – temperatura de turnare, în °C;

Vg, Sg, Vp, Sp – volumul şi suprafaţa gâtului maselotei, respectiv al piesei turnate.

Diametrul gâtului maselotei (dg) şi lungimea (lg) se calculează cu relaţiile:

mggg 0,5Dl;4Md

Pentru calculul mai exact al maselotelor pentru piesele din Fgn este necesar să se aleagă mai

întâi tipul maselotei pentru a fi corelat cu tipul formei modulul de răcire al piesei.

În acest sens, există trei metode de aplicare a maselotei:

- maselote cu presiune controlată, care se utilizează atunci când formele de turnare au

rigiditate scăzută iar modulul piesei turnate este mai mare de 0,4 cm.

- maselote aplicate direct, care se utilizează atunci când formele de turnare sunt rigide şi

modulul piesei este mai mic de 2,5 cm sau când formele au rigiditate scăzută şi modulul piesei este

mai mic de 0,4 cm.

- fără maselote, se practică atunci când formele sunt rigide iar modulul de răcire al piesei este

mai mare de 2,5 cm.

Pentru fonta maleabilă, dimensiunile maselotelor se determină în funcţie de suma maselor

pieselor alimentate de aceeaşi maselotă (mt) şi de modulul de solidificare al nodului termic Mnt

(fig.1.549).

Modulul nodului termic se poate determina în funcţie de volumul său, conform tabelului

1.246.

Fig.1.549. Nomogramă pentru determinarea dimensiunilor maselotelor

pieselor turnate din Fm.

Tabelul 1.246

151

Valoarea modulului de solidificare al nodului termic în funcţie de volumul său

Volumul nodului

termic, cm3

10 12,5 15 17,5 20 22,5 25 27,5 30 32,5 35 37,5 40

Modulul nodului

termic, cm 0,25 0,31 0,38 0,43 0,49 0,55 0,63 0,69 0,78 0,81 0,87 0,94 1

Din fig.1.549 rezultă volumul (Vm) şi diametrul (Dm) maselotei laterale. Aria secţiunii gâtului

maselotei se ia egală cu aria cercului înscris în nodul termic al piesei în locul de introducere a

metalului (pentru piesele plane, grosimea gâtului maselotei se ia egală cu 0,6...0,8 din grosimea pe-

retelui piesei).

1.7.3.4. UTILAJUL DE TURNARE

La turnarea fontei în forme se pot utiliza toate tipurile de oale cunoscute în turnătorie. Datorită

tendinţei scăzute de zgurificare a fontei, însă şi a capacităţii mari de separare a incluziunilor,

turnarea fontei se realizează în general cu oale cu scurgerea direct prin cioc sau prin sifon şi cioc şi

mai puţin cu oale cu dop. Oalele cu dop, specifice turnării oţelului, se utilizează mai rar la turnarea

fontei şi, în acest caz, numai pentru turnarea pieselor de mare importanţă din fontă cu grafit nodular.

Pentru uşurinţa manevrării şi capacitatea mare de menţinere a temperaturii fontei, cele mai bune

sunt oalele - tambur, care însă prezintă dezavantajul că sunt mai greu de realizat din punct de vedere

constructiv şi mai dificil de întreţinut.

Pentru reţinerea mai avansată a zgurei sunt recomandate oalele cu turnarea prin sifon şi cioc,

şi oalele cu dop. În scopul micşorării pierderilor de temperatură, mai ales la turnarea cu oale mici,

acestea sunt prevăzute cu capace rabatabile cu căptuşeală termo-izolatoare.

În funcţie de capacitatea lor, oalele de turnare pot fi: manuale, mecanice de monoşină şi

mecanice de macara. Caracteristicile principale ale oalelor de turnare sunt: capacitatea oalei şi

viteza de turnare a fontei în formă.

Cantitatea de fontă lichidă din oală se determină în funcţie de suma capacităţilor formelor

turnate dintr-o oală la care se adaugă o rezervă de (3...5)% din volumul oalei pentru a compensa

eventualele pierderi prin scurgeri la turnare.

Capacitatea maximă a oalei se determină în funcţie de capacitatea formelor şi de pierderile de

temperatură în timpul turnării, cu ajutorul relaţiei:

kgGΔT

ΔTM i

i

, în care: (1.708)

M – este capacitatea maximă a oalei, în kg;

ΔT – intervalul de temperatură admis la turnare (diferenţa dintre temperatura maximă şi

temperatura minimă de turnare), în °C;

ΔTi – pierderea de temperatură a fontei în oală în timpul turnării unei forme (depinde de

tipul oalei şi de durata turnării), în °C;

Gi – cantitatea de fontă lichidă turnată într-o formă, în kg.

Capacitatea oalei rezultată din calcul este cea maximă admisă. În realitate, se alege o oală ceva

mai mică datorită dificultăţilor de manevrare, mai ales la turnarea ultimei cantităţi de fontă.

Viteza de turnare a fontei în formă depinde de debitul şi de tipul sistemului de alimentare.

Viteza medie de turnare (Vtm) se determină din capacitatea formei (Gt) şi timpul de turnare (τ), cu

ajutorul relaţiei:

skgτ

GV t

tm , (1.709)

În funcţie de capacitatea oalei se pot realiza diferite viteze de turnare conform tabelului 1.247.

Tabelul 1.247

152

Viteza de turnare a fontei în forme

Tipul oalei Capacitatea oalei, kg Viteza de turnare, kg/s

Răsturnare lentă Răsturnare medie Răsturnare rapidă

De mână 6 - 16 0,5...2 2...3 3...4

25 - 60 1...3 3...5 5...7

De maşină 100 - 250 1...1 4...6 6...8

400 - 800 2...5 5...7,5 7,5...10

De macara 1000 - 5000 5...10 10...20 20...30

5000 - 20000 10...25 25...45 45...100

Durata golirii oalei (τg) depinde de durata turnării unei forme (τf) şi de numărul de forme (nf):

sτnτ ffg (1.710)

Durata turnării unei forme (τf) se poate calcula cu relaţia :

sτv

l60ττ mf

(1.711)

în care:

– este timpul efectiv consumat pentru turnarea fontei în formă, în s ;

l – distanţa între forme, în m;

v – viteza de deplasare a oalei de la o formă la alta (pentru oale suspendate pe monoşină

v = 25...30 m/min);

τm – timpul consumat pentru manevrarea oalei la începerea şi terminarea turnării unei forme

(τm=5...15 s, în funcţie de capacitatea oalei).

Pentru realizarea unei turnări corespunzătoare este necesar să se asigure un jet continuu de

fontă lichidă, dirijat în lungul cupei de turnare. Ciocul oalei trebuie menţinut la o distanţă maximă

de 200...300 mm de cupa (pâlnia) de turnare, iar cupa (pâlnia) trebuie menţinută plină cel puţin pe

1/2 din înălţime în tot timpul turnării pentru a împiedica pătrunderea zgurii în formă.

1.7.3.5 PARAMETRII PROCESULUI DE TURNARE

A. Temperatura de turnare a fontei

Temperatura optimă de turnare depinde de tipul fontei, compoziţia chimică (gradul de

eutecticitate), grosimea medie de perete a piesei şi drumul maxim (pe orizontală) parcurs de fonta

lichidă în formă, de la alimentator la peretele opus al piesei.

Pentru piesele cu grosime medie de perete până la 40 mm, turnate din fonte nealiate (Fc, Fgn,

Fm), temperaturile de turnare sunt date în tabelul 1.248, iar pentru grosimi de perete mai mari de 40

mm, temperatura de turnare se determină din nomogramă (fig. 1.550), în funcţie de drumul maxim

parcurs de fonta lichidă în formă.

Tabelul 1.248

Temperatura de turnare, Tt, în funcţie de grosimea de perete a

piesei turnate şi tipul fontei

Tt, oC

Tipul fontei

Grosimea de perete, mm

< 4 5...10 11...20 21...40

Fgl 1450 – 1400 1400 – 1340 1380 – 1320 1360 – 1300

Fgn 1510 – 1450 1470 – 1410 1430 – 1370 1400 – 1340

Fm 1480 – 1410 1460 – 1400 1430 – 1370 -

Dacă fonta este introdusă prin două alimentatoare cu secţiuni egale, drumul parcurs se

consideră 50% din drumul total.

153

Fig. 1.550 Nomogramă pentru determinarea temperaturii de turnare (Tt) a fontelor: pentru

Fgl modificată, Tt este indicată în paranteze; pentru piese mari din Fgn, cu grosime mare de

perete, Tt > 1280oC ; pentru piese mici din Fgn, Tt > 1300

oC

La turnarea fontelor înalt aliate, temperatura de turnare se alege cu 30...50°C peste linia

lichidus (tabelul 1.249).

Tabelul 1.249

Temperaturi de turnare recomandate pentru fontele mediu sau înalt aliate

Nr.

crt.

Tipul fontei Temperaturi de turnare, oC

1. Fonte albe aliate, Ni – Cr (Ni – Hard) > 1350oC

2. Fonte albe înalt aliate cu Cr > 1400oC

3. Fonte înalt aliate cu Mn 1300 – 1400oC

4. Fonte înalt aliate cu Si La grosimi, δ < 10mm, Tt = 1250 – 1280oC

La grosimi, δ > 10mm, Tt = 1220 – 1250oC

Viteză de turnare de 2 – 3 ori mai mare

decât fontele obişnuite

5. Fonte înalt aliate cu Al Fgl, Tt = 1330 – 1400oC

Fgn, Tt = 1380 – 1430oC

6. Fonte înalt aliate cu Ni 1320 – 1350oC

(în general, Tt = TL + 80oC)

Fgl – Tt > 1400oC

B. Durata turnării conţine timpul efectiv de umplere a formei şi timpii necesari pentru

manevrarea oalei de turnare.

Viteza de turnare depinde de tipul şi caracteristicile reţelei de turnare şi ale formei.

În tabelul 1.250 sunt prezentate informativ vitezele de turnare în funcţie de mărimea pieselor.

Tabelul 1.250

Variatia vitezei de turnare în funcţie de mărimea pieselor

Tipul piesei Mici Medii Mari Foarte mari

Viteza de turnare, kg/s 0,5 6 10 – 30 100

Durata turnării este un parametru foarte important în cazul fontelor modificate datorită

instabilităţii în timp a efectului modificator. În condiţii normale, fontele modificate trebuie turnate

într-un interval de 5 – 10 min (uneori chiar 15 min.) pentru a beneficia de efectul modificator.

154

C. Pierderile de temperaturi în timpul manevrării fontei lichide

Pentru asigurarea temperaturilor de turnare, indicate, este necesar să se ţină seama de

pierderile de temperatură care au loc la umplerea oalei, în timpul prelucrării fontei în oală (dacă este

cazul), în timpul transportului şi menţinerii fontei în oală şi la turnarea fontei în forme. În acest fel,

temperatura fontei la evacuarea din cuptor va fi:

C][ΔTTT o

ptmev (1.712)

în care:

Tev – este temperatura minimă a fontei la evacuarea din cuptor, în °C;

Ttm – temperatura maximă a fontei la începutul turnării, în °C;

ΣΔTp – suma pierderilor de temperatură din momentul începerii evacuării fontei din cuptor

până la începerea turnării.

Pentru calcule orientative, putem considera următoarele valori ale pierderilor de temperatură:

- la evacuarea fontei din cuptor, T = 50...100oC, în funcţie de lungimea jetului;

- la transportul sau menţinerea fontei, pierderile de temperatură depind de capacitatea oalei:

- T = 20...30oC/min, pentru oale cu capacitatea M ≤ 100 kg;

- T = 10...20°C/min, pentru M = 250...100 kg;

- T ≤ C/min, pentru M = 630...1000 kg;

- T < 5oC/min, pentru M = 1000...5000 kg;

- T = 2...3°C/min, pentru M ≥ 10000 kg ; la transportul fontei în oale-tambur pierderile de

temperatură sunt de două ori mai mici;

- la desulfurarea continuă pe jgheab, T = 15...20°C;

- la desulfurarea în oală cu agitator cu palete, T = 20...50°C;

- la alierea în oală, T = 10°C pentru fiecare 1% adaos;

- la modificarea în oală pentru obţinerea Fgn, T = 30...80°C.

Se observă posibilitatea unor pierderi foarte mari de temperatură în cazul organizării slabe a

turnării şi deci necesitatea unei temperaturi foarte înalte a fontei la evacuare, în acest caz, ceea ce

duce la consumuri mari de energie, în unele cazuri la reducerea calităţii pieselor turnate datorită

supraîncălzirii exagerate a fontei în cuptor şi chiar la imposibilitatea obţinerii unor asemenea

temperaturi în agregatele existente. De aceea, este necesar să se folosească soluţii pentru reducerea

pierderilor de temperatură între, care pot fi: alegerea corespunzătoare a oalelor de turnare,

acoperirea fontei lichide cu materiale termoizolatoare, folosirea oalelor cu capac izolate termic,

reducerea prelucrării suplimentare a fontei în oală, stabilirea tehnologiei de elaborare

corespunzătoare, organizarea corespunzătoare a turnării pentru eliminarea timpilor morţi etc.

D. Durata menţinerii pieselor în formă

Durata răcirii pieselor în formă depinde de factorii obiectivi determinaţi de schimbul de

căldură dintre piesă, formă şi mediul exterior şi de factorii subiectivi determinaţi de necesitatea

limitării sau accelerării răcirii piesei în funcţie de scopul urmărit (reducerea tensiunilor termice sau

mecanice, favorizarea sau evitarea unei anumite structuri de turnare, asigurarea unui anumit ritm în

fluxul tehnologic etc).

În general, datorită sensibilităţii ridicate a fontelor la condiţiile de răcire (formare de faze

dure, tensiuni termice mari, în special la fontele înalt aliate etc.), se recomandă ca dezbaterea să se

realizeze la temperaturi sub 500oC pentru piesele simple şi sub 300

oC, pentru piesele complexe.

Sunt situaţii în care piesele se dezbat la temperaturi de peste 800oC şi se trec direct în cuptorul de

austenitizare în vederea călirii izoterme, în acest fel obţinându-se o scurtare a ciclului de fabricaţie

şi o reducere a consumului de energie.

155

1.7.4. DEFECTE SPECIFICE ÎN STRUCTURA PIESELOR TURNATE DIN

FONTE MODIFICATE

1.7.4.1. TIPURI DE DEFECTE ÎN PIESELE TURNATE DE FONTĂ

După natura lor, defectele identificate în structura fontelor turnate pot fi împărţite în trei

categorii:

a) defecte de structură;

b) defecte de contracţie;

c) incluziuni.

a) Defectele de structură se referă la abaterile structurilor grafitului şi masei metalice de

bază de la normele standard care le pun în corelaţii optime cu proprietăţile fizico-mecanice, de

prelucrare şi de exploatare ale pieselor turnate. Aceste abateri sunt amplificate, în cazul fontelor, de

sensibilitatea specifică ridicată a acestora la compoziţia lor chimică, condiţiile de elaborare şi

condiţiile de turnare şi răcire în formă.

Defectele de structură ale grafitului sunt raportate la tipul grafitului, specific fontei turnate,

conform ISO 945 – 85 [grafit tip A, la fontele cu grafit lamelar modificate (forma I după ISO),

grafit nodular regulat geometric (forma VI), grafit vermicular (forma III), grafit în cuiburi (forma

IV)] etc. Cu toate acestea există tipuri de defecte ale grafitului care pot fi generalizate la mai multe

tipuri de fonte, astfel: defectul de demodificare superficială este întâlnit în forma specifică, la toate

tipurile de fonte modificate (Fgl, Fgn, Fgv, Fgc); degenerarea grafitului datorită pierderii efectului

modificator este întâlnită deasemenea la toate fontele modificate etc.

Defectele de structură ale masei metalice de bază sunt în general comune la toate tipurile de

fonte cu grafit constituind abateri de la structura corespunzătoare mărcii de fontă turnată, cu referire

la tipul şi proporţia constituenţilor metalografici, tendinţa de albire, caracteristicile structurii

primare (structura dendritelor de austenită, numărul şi dimensiunile celulelor eutectice, cantitatea şi

distribuţia eutecticului fosforos şi a fazelor segregate) şi secundare (tipul şi distribuţia

constituenţilor de bază, gradul de dispersie al perlitei, prezenţa carburilor secundare etc.). În acest

sens se pot enumera: fenomenul de albire (prezenţa carburilor în structură), albirea inversă (apariţia

cementitei în zonele centrale ale secţiunilor piesei), formarea crustei dure etc.

b) Defectele de contracţie sunt specifice tuturor fontelor turnate şi sunt cunoscute sub

denumirea generică de retasură. După modul de formare şi poziţionarea în geometria piesei turnate,

defectul de retasură este întâlnit sub formă de retasură concentrată şi retasură dispersă, ultima fiind

clasificată în macroretasură dispersă şi microretasură dispersă sau microporozitate. Retasura

concentrată poate fi deschisă sau/şi închisă şi apare ca o lipsă de material (piesa este „suptă”)

datorită diferenţei dintre volumul specific al aliajului în stare lichidă şi după solidificare şi lipsei

compensării cu lichid în timpul solidificării.

Macroretasura dispersă este observabilă după secţionarea sau prelucrarea mecanică a

pieselor turnate şi se prezintă sub forma unor cavităţi (de ordinul mm) neregulate izolate sau cu un

grad de interconectare aleatoriu. Aceste cavităţi au pereţi groşi şi aspectul de fagure care urmează

conturul dendritelor de austenită.

Microretasura dispersă (observabilă numai la microscop) este de regulă răspândită pe

întreaga secţiune transversală a pereţilor piesei şi constă din cavităţi cu dimensiuni micronice situate

între braţele dendritelor de austenită sau la limita celulelor eutectice. Defectul este întâlnit frecvent

la piesele turnate din Fgn şi din fonte cenuşii cu grad de eutecticitate scăzut. Creşterea gradului de

compactitate al grafitului favorizează procesul de formare a defectelor de contracţie, fontele cu

grafit nodular având cea mai ridicată predispoziţie la aceste defecte datorită fenomenului de

„dilatare iniţială” care prezintă intensitate maximă la aceste fonte. Fenomenul este amplificat de

scăderea rigidităţii formei de turnare şi creşterea conţinutului de Mg remanent în fontă (fig.1.551).

156

Fig.1.551 Influenţa rigidităţii formei (a) şi conţinutului de Mgrem asupra tendinţei de formare

a defectelor de contracţie la Fgn (b).

c) Incluziunile în piesele turnate sunt solide şi gazoase (sufluri).

Incluziuni solide sunt nemetalice provenite din interiorul aliajului lichid în urma unor

interacţiuni chimice (incluziuni endogene) sau din exterior (incluziuni exogene) care au ca sursă

forma de turnare, oala de turnare, zgura de pe baia etc. şi metalice, sub formă de „picături reci” sau

particule de modificator neasimilate. Ponderea acestor defecte depinde de predispoziţia aliajului la

formarea de compuşi (oxizi, sulfuri, silicaţi etc.) şi acurateţea programului de prevenire a acestui

tip de defecte pe tot parcursul procesului de fabricaţie, incluzând performanţa sistemului de filtrare.

Defectele sub formă de incluziuni solide pot fi comune tuturor tipurilor de fontă

(incluziunile exogene, incluziunile metalice) sau specifice tipului fontei turnate în funcţie de tipurile

de compuşi formaţi. Un exemplu tipic în acest sens îl constituie compuşii care au la bază Mg,

specifici Fgn unde %Mgrem este mai mare dar şi la celelalte fonte modificate cu Mg (Fgv, Fgc).

Aceşti compuşi formează tipul de defect numit „dross” care trebuie diferenţiat de incluziunile de

zgură, în general având în componenţă MgO, MgS şi MgOSiO2.

La Fgn cu carbon echivalent mare (> 4,4%) acest defect apare sub forma unui filtm de

compuşi îngroşat de particule de grafit care-l însoţesc.

Cu ajutorul microscopului electronic au fost identificate trei tipuri de incluziuni de tipul

drossului:

- incluziuni fine de sulfuri de Mg;

- clusteri de oxizi (MgO; MgOSiO2) asociaţi cu nodule de grafit;

- clusteri de oxi-sulfuri cu film de grafit: Mg – Ca – S (Ce – O); Si – Mg – Ca – S.

În piesele masive din Fgn aceste incluziuni au dimensiuni de ordinul mm sau cm şi sunt

poziţionate în partea superioară a piesei.

O modalitate eficientă de reducere a acestui tip de defect, în condiţiile în care nu poate fi

redus conţinutul de Mgrem, este aceea de precondiţionare a fontei cu Ce (tratarea fontei cu Ce înainte

de tratamentul cu Mg). Ceriul este mai activ faţă de O şi S faţă de Mg formând compusul Ce2O2S,

foarte stabil, în acest fel micşorând ponderea reacţiei Mg – O – S.

Incluziunile gazoase (suflurile) sunt generate de bulele de gaz (N2, H2, CO etc.)formate în

aliajul în curs de solidificare sau în urma interacţiunilor dintre aliaj şi formă (reacţii dintre Al, Ti,

Mg etc. din fonta lichidă şi apa din formă din care rezultă hidrogen). Se pot forma, deasemenea,

sufluri datorită ventilaţiei necorespunzătoare a formei de turnare şi unei reţele de turnare deficitare

care generează turbulenţe cu antrenare de aer (gaze) în fonta lichidă.

Rezultă că defectele datorate gazelor pot fi comune tuturor fontelor turnate sau pot fi

specifice unui anumit tip de fontă în funcţie de conţinutul de gaze dizolvate şi predispoziţia la

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

40 50 60 70 80

Duritatea formei crude

Gra

du

l d

e p

oro

zit

ate

(%

)

Mg, % gr.

Ten

din

ta d

e fo

rmare

a r

etasu

rii

(sca

ra a

rbit

rara

)

a) b)

157

interacţiunea cu forma de turnare. De exemplu, aluminiul, favorizează formarea suflurilor de

hidrogen atât în Fgl cât şi în Fgn prin efectul pe care acesta îl are asupra tensiunii superficiale a

fontei lichide (fig.1.552) dar Fgl este mult mai sensibilă la acest defect datorită tensiunii superficiale

mult mai reduse faţă de Fgn. Domeniile critice ae conţinutului de Al sunt 0,05 – 0,2% la Fgn şi

respectiv, 0,008 – 0,2%, la Fgl, de unde rezultă un nivel al conţinutului de Al admis în Fgn de până

la 10 ori mai mare faţă de Fgl. Influenţa Al trebuie analizată însă în corelaţie şi cu prezenţa Ti în

fonta care are efecte similare asupra suflurii de hidrogen (fig.1.533). Din figură rezultă că odată cu

creşterea conţinutului de Ti scade nivelul admis al Al pentru a limita formarea suflurilor de

hidrogen. Această corelaţie a fost investigată la Fgn dar ar putea fi extinsă şi la alte tipuri de fontă.

Totodată, influenţa Ti şi Al asupra tendinţei de formare a suflurilor de hidrogen trebuie analizată şi

prin prisma capacităţii celor două elemente de a neutraliza azotul din fontă, prin formarea de TiN şi

AlN, cu efecte pozitive asupra micşorării tendinţei de formare a suflurilor de azot.

Fig.1.552. Influenţa Al asupra tensiunii superficiale a Fgl şi Fgn şi susceptibilităţii acestora la

formarea de sufluri.

Aluminiu, %

Ten

siu

nea

su

per

fici

ala

(1

0-3

N/m

)

Fgn

Fc

Tensiunea superficiala (1455oC)

Fgn

Fc fara sufluri

cu sufluri

fara sufluri

cu sufluri

Risc ridicat

de aparitie sufluri

Risc scazut de

aparitie sufluri

Fig.1.553. Influenţa combinată a Al şi Ti

asupra susceptibilităţii Fgn la formarea

suflurilor de hidrogen.

158

1.7.4.2. DEFECTE ÎN PIESELE TURNATE DIN FONTE MODIFICATE CU GRAFIT

LAMELAR

Piesele turnate din fonte modificate cu grafit lamelar trebuie să răspundă unor criteri de

calitate bine definite, care să le asigure performanţe ridicate în exploatare. Aceste criterii sunt

certificate printr-un control riguros asupra structurii grafitului (morfologie, distribuţie, dimensiuni,

suprafaţă) structurii masei metalice de bază (raport perlită/ ferită, dispersia perlitei, prezenţa

carburilor libere, distribuţia eutecticului fosforos, segregaţii intercelulare, număr/ dimensiuni celule

eutectice) şi unor posibile defecte de turnare (defecte de contracţie , sufluri , incluziuni etc.)

Metalurgia acestor fonte include câteva caracteristici specifice, astfel:

- compoziţia chimică a acestor fonte este numai un criteriu complementar în realizarea

structurii cerute;

- structura şi proprietăţile fontelor sunt dependente de viteza de răcire (modulul de răcire al

piesei). Fontele cenuşii de înaltă performanţă sunt mai puţin sensibile la grosimea de perete în

comparaţie cu cele obişnuite: structură granulară fină uniformă pe intreaga secţiune a pereţilor,

absenţa grăunţilor rarefiaţi din nodurile termice, absenţa muchilor albite, dure.

- fonta de bază este predispusă la albire (subrăcire), dar prin inoculare este transformată în

fontă cenuşie, cu structură bine definită, raportată la grosimea de perete.

- caracteristicile strcturale ale fontele modificate cu grafit lamelar sunt:

- grafit lamelar tip A, clasa dimensională 4-6 (30-250μm) distribuit uniform în matrice,

fără/sau cu proporţii limitate de ferită ( de regulă , sub 5 %);

- conţinut limitat de carburi libere ( sub 5% şi chiar sub 1% în unele specificaţii);

- compoziţia chimică hipoeutectică sau aproape de eutectic (CE = 3,35...4,3 %,

Sc= 0,75...1,0).

Principalele defecte de structură care apar pot la producerea pieselor turnate din fonte

modificate cu grafit lamelar pot fi rezumate astfel:

- apariţia grafitului lamelar grosier (tip C) în fontele hipoeuectice şi eutectice;

- formarea grafitului de tip D alături de cel de tip A;

- formarea carburilor libere (tendinţa de albire);

- formarea unor proporţii in exces de ferită;

- perlita grosieră (cu grad de dispersie scăzut);

- defecte curente ( incluziuni de zgură datorate oxidării elementelor active ale inoculanţi,

număr excesiv de celule eutectice care favorizează porozitatea de contracţie, sufluri de hidrogen sau

azot etc. );

- efecte contrare ale excesului de inoculant.

Cauzele principale ale acestor defecte, condiţiile formării lor, precum şi posibile remedieri

sunt prezentate sintetic în tabelele 1.251 – 1.257. În fig.1554 sunt prezentate exemple tipice de

defecte în structura fontelor cu grafit lamelar

TABELUL 1.251

GRAFITUL DE TIP C (GRAFIT LAMELAR GROSOLAN) ÎN FONTELE CENUŞII

HIPOEUTECTICE ŞI EUTECTICE

Nr.

crt.

Motive posibile Remediu

0. 1. 3. 1. Inocularea fontei reci (mai puţin de

1350oC), care favorizează concentrarea

locală a Si (granulele de inoculant

dizolvate nu au timp să se distribuie pe

un spaţiu larg).

Temperatura de inoculare peste 1400oC şi/sau

adaosul de inoculanţi care se dizolvă mult mai sigur

la temperatură mai scăzută (precum Sr-FeSi50,

Zr,Ca-FeSi)

A nu se inocula fonta rece afară de cazul când este

159

0. 1. 2. posibilă o bună amestecare.

2. Adaosul de inoculant fără o amestecare

adecvată a fontei (segregaţia locală a Si). Agitare scurtă a fontei inoculate cu ajutorul unei

bare încălzite.

3. Timp insuficient pentru dispersia

inoculantului în topitura de fontă (turnare

rapidă) şi concentrarea locală a Si.

Permite timp suplimentar după adaosul de

inoculant pentru dizolvarea completă şi dispersie.

4. Adaos în exces de Si în topitură datorită

materialelor de încărcare şi/sau cantităţii

de inoculant.

Cunoaşterea cantităţii de fontă inoculată.

Trebuie cunoscută deasemenea cantitatea de

inoculant.

Verificarea compoziţiei materialelor de încărcare.

Verificarea gradului de eutecticitate al fontei.

Tabelul 1.252

Formarea grafitului de tip D în fonta cenuşie inoculată

Nr.

crt.

Condiţiile de

apariţie

Motive posibile Remediu

0 1 2 3

1. Piese cu

pereţi subţiri,

formă din

amestec

Inoculare inadecvată pentru

subrăcire severă.

Carbon echivalent (CE)

inadecvat.

Folosirea unui inoculant mult mai puternic

pentru conţinutul de S şi/sau creşterea S în

condiţiile unei viteze de răcire ridicate.

creşterea CE.

2. Stratul de

suprafaţă al

piesei (formă

din amestec)

Viteza de răcire a formei este

prea ridicată (ex. amestecul

crud faţă de amestecul uscat)

Raportul conţinut de S/

Viteza de răcire a formei/ tipul

de inoculantului inadecvat.

Creşterea CE

Vopsirea formei

Creştea efectului de inoculare

Creştea conţinutului de S

Creşterea adaosului de inoculant

Inoculant potrivit pentru conţinut de S mai

scăzut, sau viteză mai mare de solidificare.

3. Turnare în

forme

permanente

(tehnici

gravitaţionale

sau

centrifugale)

Viteză de răcire ridicată

Conţinut mai scăzut de S, în

special la viteză de răcire

ridicată

Încălzirea formei metalice.

Vopsirea formei metalice.

Creşterea CE

Inoculant mult mai puternic, în special

pentru formele metalice.

Mai mult de 0,05% S, în special pentru

turnarea centrifugă.

4. Turnare în

forme din

amestec

Conţinutul de Ti este prea

ridicat pentru un conţinut dat

de N.

Mai puţin de 0,05% Ti

( < 0,02 % Ti, în cazuri speciale).

5. Fonte topite

electric,

formă de

nisip

Supraîncălzire excesivă a

topiturii de fontă.

Temperatura de evacuare este

(sau trebuie să fie) mai ridicată

(în special > 1550oC)

Controlul puterii la topirea fontei.

Fără inoculare în cuptor (centrii de

germinare ai grafitului sunt inactivi la

temperature mai ridicate).

160

0. 1. 2.

6.

Metal rece,

formă nisip

Temperatura scăzută de

turnare determină un grad mare

de subrăcire (forma este

încălzită mai puţin):

Creşterea temperaturii de turnare

Se foloseşte un inoculant mult mai

puternic.

Se alege un inoculant de “temperatură

scăzută” pentru o dizolvare rapidă şi

uniformă, precum Sr-FeSi 50 (dacă

temperatura este mai mică de 1300oC),

Zr,Ca-FeSi, Al,Ca-FeSi.

Temp.

de

turnare oC

Mărimea albirii, mm

Neinoculată 0.3%Ca,

FeSi75

1530 10 4

1480 12 5.5

1420 15 7

Pierderea excesivă de

temperatură, datorită

transferului topiturii în prea

multe oale.

Scurtarea timpului de manevrare şi

distribuţie a fontei.

Plasarea formelor mici în apropierea

cuptorului de topire.

7. Pierderea

efectului

modificator

al inoculării

Inocularea la evacuarea din

cuptor s-a pierdut datorită

transferului fontei din oala de

primire în prea multe oale de

turnare, într-un timp

îndelungat, fără nicio inoculare

suplimentară.

Piesă turnată masivă.

Ultimele forme turnate dintr-

o oală bine inoculată pot

conţine fontă subinoculată

Inocularea suplimentară în timpul

transferului de la la oalele de transport la

cele de turnare sau în formă.

Folosirea unui inoculant cu proprietăţi mai

bune de modificare (precum Ba,Ca-FeSi).

Combinarea Ca şi Ba oferă proprietăţi mai

bune de modificare decât Ca însuşi. Adaosul

de Ca şi Ba s-a dovedit benefic, în special la

turnarea pieselor masive sau acolo unde

timpul de turnare prelungit este inevitabil.

Scurtarea timpului total de turnare pentru a

reduce pierderea efectului de modificare al

inoculantului ales.

Folosirea unui inoculant cu conţinut de Ba,

precum Ba,Ca-FeSi, determină un număr

mai ridicat al celulelor eutectice, care se

menţine la un nivel mai ridicat în timpul

manevrării fontei, decât cu inoculanţii CaSi

şi FeSi.

Inocularea târzie suplimentară

(late inoculation).

8.

Inoculare

inadecvată

Inoculantul adăugat pe fundul

oalei fierbinţi, înainte de

turnarea fontei în oală.

Cantitate necunoscută de

fontă inoculată:

- căptuşeala mai subţire a oalei

va creşte volumul de fontă care

trebuie inoculată şi are ca

rezultat subinocularea.

- lipsa unui sistem de cântărire

a topiturii de fontă tratată.

Începerea adaosului de inoculant în jet

după umplerea oalei cu 100 – 150 mm de

fontă.

Adăugarea inoculantului la punctul în care

jetul de topitură loveşte metalul din oală.

Umplerea rapidă a oalei de inoculare

Aliajul nu trebuie adăugat într-o oală cu

resturi de zgură sau fontă unde se poate

oxida sau dizolva, pierzându-şi astfel

efectul.

Este necesară cunoaşterea cantităţii exacte

de metal inoculate. O apreciere bună nu este

destul de exactă.

161

0. 1. 2. 3.

Granulaţie nepotrivită a

inoculantului.

Timp insuficient pentru

operaţia de inoculare în oală,

anterioară turnării fontei

Trebuie cunoscută deasemenea şi cantitatea

de inoculant.

Alegeţi granulaţia inoculantului în

concordanţă cu temperatura şi cantitatea de

fontă tratată.

Granulaţia trebuie să fie suficient de mică

astfel încât să nu se oxideze sau să fie

antrenată de curenţii de aer înainte de

dizolvare.

Turnaţi rapid fonta inoculată dar nu mai

repede de 2 – 3 min. de la inoculare.

9. Depozitarea

inadecvată a

inoculantului

Depozitarea inoculantului

fără a fi neacoperit permite

captarea umezelii din aer. Mai

mult, granulele fine se vor

oxida uşor în aer

Depozitarea inoculantului în

apropierea surselor de stropire

cu apă (cubilou sau altă sursă

de apă)

Inoculanţii trebuie păstraţi acoperiţi.

Buncărul cu inoculant se păstrează la o

distanţă potrivită faţă de sursele de apă.

Inoculanţii trebuie să fie complet uscaţi

(uscarea inoculantului într-un cuptor poate

totuşi oxida particulele de FeSi).

10.

Topitură

extreme de

oxidată,

topire în CEI.

Cu cât cantitatea de rugină

încărcată în cuptor este mai

mare, cu atât fonta de bază va

fi mai oxidată. O zgură fluidă

datorită conţinutului FeO

capturează particulele mici care

ar putea fi suporţi de

germinare.

Întrucât inoculanţii sunt

deasemenea dezoxidanţi

excelenţi, ei pot reduce

oxigenul dizolvat în topitura de

fontă.

Odată ce inoculantul este

oxidat, îşi pierde mult din

puterea de germinare.

Adăugarea în topitură (cuptor sau oală) a

materialelor de reducere (cuptor sau oală),

precum SiC, grafit, etc., înainte de inoculare.

Este indicată evitarea introducerii

deşeurilor de oţel puternic oxidate în

încărcătura cuptorului.

Dacă ar fi posibil să se determine gradul

de oxidare din fontă înainte de inoculare,

atunci inoculantul suplimentar ar putea fi

adăugat pentru a compensa surplusul de

oxigen.

Folosirea inoculanţilor cu conţinut de Zr

sau Ti, precum Zr-Ca-FeSi sau Ti- Ca-FeSi.

11 Fontă cu Al

scăzut

Mai puţin de 0,001%Al în

topitură; inoculare cu 0,2-0,6%

Ca-FeSi, fontă Fc 250 a

rezultat 100% grafit de tip D.

Precondiţionare cu 0,1% Al-FeSi a fontei

de bază cu până la 0,006% Al, inoculare în

oală cu 0,2-0,6% Ca-FeSi, a rezultat 100%

grafit de tip A.

Tabelul 1.253

Formarea carburilor libere (tendinţei de albire) în fontele cenuşii inoculate

Nr.

crt.

Motive posibile Remediu

0 1 2

1. Carbon echivalent inadecvat(CE) Pentru fontele cenuşii cu CE = 3,5 – 3,8%, este

necesară o inoculare mai puternică decât pentru fontele

162

0. 1. 3.

cu CE ridicat (CE > 40%).

Valori maximum posibile ale CE, fără scăderea

proprietăţilor mecanice.

La acelaşi CE, creşterea conţinutului de Si reduce

tendinţa de albire (de ex. la CE = 4.3%, o fontă

cu 3,4% C şi 2.7% Si, este mai puţin susceptibilă

la formarea carburilor libere decât una cu 3,8% C

şi 1,5% Si).

2. Conţinut ridicat de elemente

reziduale, precum Bi, B, Cr, H, N,

Pb, Mo, Te, V.

Controlul elementelor reziduale.

Verificarea în mod special a deşeurilor de oţel.

Cu cât cantităţile de Cr, Mo, sau V sunt mai ridicate,

cu atât este necesar un efect inoculant mai puternic

pentru a preveni formarea carburilor primare.

Inoculanţi cu Al, Ti sau Zr pot controla conţinutul în

exces de N (inoculanţi Al,Ca-FeSi, Ti,Ca-FeSi,

Zr,Ca-FeSi

Inoculanţii cu conţinut de PR precum PR,Ca-FeSi

sunt eficienţi în combaterea tendinţei de formare a

carburilor datorită unor elemente reziduale precum Cr,

însă adaosul în exces de inoculant pe bază de PR

promovează formarea carburilor.

3. Secţiuni mai subţiri ale pieselor Secţiunile mai subţiri cer adaosuri mai mari sau/şi

inoculanţi mai puternici ca de ex., Sr-FeSi, Ca, Ba-

FeSi.

Inoculanţii specifici sunt aproape de două ori mai

eficienţi decât inoculanţii standard FeSi din punct de

vedere al capacităţii de germinare şi de reducere a

tendinţei de albire.

Combinaţia dintre Ca şi Ba oferă control mai bun

asupra tendinţei de albire decât Ca singular.

În piesele cu secţiuni groase şi subţiri, inocularea

trebuie calculată pentru secţiunea cea mai subţire a

piesei.

Inoculare în două etape: oală + formă, în special la

grosimi de perete mai mici de 10mm.

4. Reţea de turnare indadecvată Umplerea formei printr-un perete subţire pentru a

încălzi forma în această zonă (reduce viteza de răcire).

5. Viteză de răcire ridicată în forma

crudă.

Reducerea conţinutului de apă din amestecul de

formare

Reducerea conţinutului de Al din inoculant, pentru a

limita trecerea hidrogenului în fontă. H este un element

foarte puternic în promovarea subrăcirii şi tendinţei de

albire (adaos mai scăzut de inoculant sau folosirea Sr-

FeSi).

6. Temperatura de turnare este prea

scăzută, în special pentru

amestecurile de formare crude

Creşterea temperaturii de turnare (în general peste

1450oC).

7. Formă excesiv de rece (< 10oC). Creşterea temperaturii formei peste 20

oC.

8. Folosirea inadecvată a formei. Fontele turnate în amestecuri de formare uscate sau

163

0. 1. 2.

pe bază de răşină sunt mai puţin susceptibile la

formarea carburilor primare decât cele turnate în forme

crude.

În general fonta turnată în formele crude necesită

inoculare mai puternică pentru a atinge un grad de

germinare satisfăcător, comparativ cu cea turnată în

forme uscate sau din răşină.

9. Conţinutul ridicat de oxigen în

fontă creşte gradul de oxidare al

elementelor inoculante.

Orice adaos de deşeuri în cuptor trebuie să nu conţină

rugină în exces sau altă sursă de impurificare a fontei.

Adaosul de SiC sau materiale carbonice în cuptorul

cu inducţie înainte de evacuare.

Pentru timpi de turnare mai mici de 8 min. se

recomandă inoculanţi cu conţinut de Zr, Ca, Al,

precum Zr,Ca-FeSi.

Creştea adaosului de inoculant.

10. În oală ajunge o cantitate prea

mare de zgură. Oxizii din zgură vor

fi reduşi de către inoculant, care va

deveine deşeu. Deasemenea, zgura

înglobează particulele de inoculant,

împiedicând dizolvarea lor.

Trebuie luată orice măsură de precauţie pentru a

împiedica pătrunderea zgurei în oală înainte, sau în

timpul tratamentului de inoculare.

Metalul trebuie să nu conţină zgură în momentul

inoculării.

11. Condiţii de topire:

* Modul de topire poate afecta

răspunsul fontei cenuşii la operaţia

de inoculare

* Compunerea încărcăturii

* Conţinutul de S a încărcăturii

* Temperatura de evacuare şi

inoculare a fontei.

Fonta topită în CEI necesită de obicei un grad de

inoculare mai mare cecât fonta topită în cubilou.

Raportul tipic al adaosului de inoculant:

Cubilou : CEI = 1 : 1.4

În mod normal, cu cât cantitatea de fontă brută din

încărcătură este mai mică, cu atât este mai mare

cantitatea necesară de inoculant.

În mod normal, cu cât cantitatea de fontă brută din

încărcătură este mai mică, cu atât este mai mare

cantitatea necesară de inoculant.

Pare a fi o bună opţiune includerea unei cantităţi de

fontă brută în încărcătura de fontă cenuşie (cca.10–

20%) pentru a asigura un răspuns favorabil de

germinare al inoculanţilor pe bază de Si. 0.05 până

la 0,10 (0,12)%S–conţinutul optim de S: - Efectul inoculant cel mai puternic pentru majoritatea

inoculanţilor.

- Cel mai mic adaos de inoculant (conform practicii

inoculării, dar de obicei mai puţin de 0,5%).

0,03 până la 0,05%S – conţinut posibil: - scade eficienţa de inoculare şi creşte consumul de

inoculant

- Efect mediu de inoculare

- Inoculanţi recomandaţi: Zr,Ca-FeSi, Sr,Zr-FeSi,

RE,Ca-FeSi, Ba,Ca-FeSi.

< 0,03%S conţinut nerecomandat: - Cel mai ridicat consum de inoculant şi cea mai

scăzută eficienţă a inoculării.

- Doar câţiva inoculanţi sunt eficienţi (PR,Ca-FeSi,

164

0. 1. 2.

Ba,Ca-FeSi) dar cu eficienţă mai scăzută.

Raportul tipic al adaosului de inoculant:

0,05 – 0,12%S 0,03 – 0,05%S < 0,03%S

1 : 1,3 : 1,6

Se preferă ca soluţie resulfurarea fontei topite în CEI

În mod normal, cu cât temperatura este mai ridicată,

cu atât este mai mare cantitatea necesară de inoculant

12. Pierderea efectului modificator al

inoculării Combinaţia Ca şi Ba are o rezistenţă mai bună la

demodificare decât Ca singur. Astfel, inoculanţii

Ca,Ba-FeSi şi în special Ba,Ca-FeSi s-au dovedit a fi

benefici, în special la turnarea pieselor mari sau mici

acolo unde se cere un timp îndelungat de turnare. Ei

sunt potriviţi pentru oale mari şi timpi mai îndelungaţi

pentru distribuţia metalului. Ba,Ca-FeSi este un

inoculant excelent pentru inocularea în oală.

Inoculanţii cu conţinut de PR precum PR,Ca-FeSi

sunt deasemenea potriviţi pentru oale cu dimensiuni

mari şi timpi mai îndelungaţi de distribuţie a metalului.

Inoculanţii care determină formarea unui număr mare

de celule eutectice îşi vor pierde efectul modificator

mult mai rapid şi este necesar ca turnarea pieselor din

fontă să se facă într-un timp cât mai scurt de la

inoculare pentru a avea efect complet. Deoarece Sr-

FeSi determină un număr mai mic de celule eutectice

pentru acelaşi grad de control al tendinţei de albire,

pierderea efectului modificator are loc mai încet iar

proprietăţile fontei inoculate rămând constante pentru o

perioadă mai lungă de timp.

Tabelul 1.254

Cantitatea excesivă de ferită în fontele cenuşii inoculate

Nr.

crt.

Condiţiile de

apariţie

Motive posibile Remediu

1. Ferită în zona

centrală a

rozetelor de

grafit (tip B)

Condiţii care favorizează formarea

grafitului de tip B:

- Viteză de răcire intermediară,

respectiv grad mediu de subrăcire

- Fontă aliată cu Cu.

Promovarea grafitului de tip A, în

special printr-o inoculare eficientă,

conform fiecărui tip de piesă.

2. Zonă cu grafit

de tip D Condiţii favorabile pentru formarea

grafitului de tip D (v. tabel 1.7.4.2)

Evitarea formării grafitului de tip

D (v.tabel 1.7.4.2)

3. Zonă cu grafit

de tip C Condiţii favorabile de formare a

grafitului de tip C în fontele

hipoeutectice şi eutectice (v.tab.1.7.4.1).

Evitarea formării grafitului de tip

C (v.tabel 1.7.4.1)

4.

Piese medii şi

masive

Carbon echivalent prea mare

Stabilitate mai scăzută a austenitei.

Control riguros al compoziţei

chimice a fontei.

Corelarea CE cu grosimea de

perete.

Elemente care promovează

perlita, fără să afecteze morfologia

165

0. 1. 2. 3.

Temperatură de turnare pre mare, ceea

ce conduce la o încălzire excesivă a

formei.

Adaos excesiv de inoculant.

grafitului sau să promoveze carburi

(Cu, Ni, Sn).

Control strict al domeniului de

temperaturi de turnare.

Adaos optim de inoculant.

Formarea perlitei grosiere în fontele cenuşii inoculate

Tabelul 1.255

Nr.

crt.

Motive posibile Remediu

0 1 2

1. Transformarea eutectoidă a austenitei la

o temperatură prea ridicată (Ts):

* Ts = 732 până la 690oC – perlită grosieră

* Ts = 690 până la 663oC – perlită medie

* TS = 663 până la 593oC – perlită fină

Cu cât este mai masivă secţiunea piesei, cu atât

va fi mai mică viteza de răcire şi va avea loc

apariţia perlitei grosiere.

Stabilitatea austenitei creşte prin aliere (V, Mo,

Cu, Ni, etc.), corespunzător compoziţiei chimice a

fontei de bază, a grosimii de perete şi formei

folosite.

O viteză de răcire mai ridicată în stare solidă

şi/sau creştere a cantităţii de element de aliere

(altul decât Si) dizolvat în ferită va favoriza

apariţia perlitei fine.

2. Carbon echivalent nepotrivit:

* CE este prea ridicat

* Raport Si/C greşit

Micşorarea CE până când începe să apară

grafitul de tip D/carburile.

La acelaşi CE, trebuie micşorat conţinutul de Si,

până la apariţia carburilor:

Ex: la 3,5% C/1,5% Si, fonta are o structură

perlitică mai fină decât la 3,2% C/2,4% Si (ambele

fonte cu CE = 4,0%).

3. Viteza de răcire a formei este prea

scăzută

Schimbarea compoziţiei (CE, Si/C) conform

tipului de formă şi grosimii de perete:

Ex: 13 mm grosime de perete, CE = 4,0% şi

inoculare în oală cu 0,3% Ca-FeSi75:

- formă din amestec crud: 3,2% C – 2,4% Si

- forme din amestec uscat sau răşină: 3,4% C –

1,8 %Si

4. Temperatură de turnare prea mare. Micşorarea temperaturii de turnare – în

condiţiile evitării apariţiei grafitului de tip D şi/sau

a carburilor.

Schimbarea raportului Si/C - temperatura trebuie

să fie mai ridicată:

Ex: de la 3,3%C/2,1%Si la 3,4%C/1,8% Si, la

acelaşi CE (4%).

166

Tabelul 1.256

Defecte curente în fontele cenuşii inoculate

Nr.

crt.

Natura

defectelor

Motive posibile Remediu

0 1 2 3

1. Formarea

zgurei Când un inoculant este

adăugat în fonta lichidă,

se formează o cantitate

mică sau mare de zgură,

majoritatea fiind generată

de oxidarea elementelor

reactive din aliaj.

Cu cât conţinutul elementelor reactive dintr-un

inoculant este mai scăzut, cu atât se formează mai puţină

zgură.

Inoculanţii cu conţinut mai ridicat de Ca şi/sau Ba

produc cantităţi mai mari de zgură uscată, fărâmicioasă,

care este dificil de îndepărtat complet, dar nu oferă nici

o îmbunătăţire în controlul albirii.

Conţinuturile controlate, moderate de Ca şi Ba în

inoculanţi precum Ca,Ba-FeSi (0,5-1,25% Ca, 0,75-

3,0% Ba), micşorează cantitatea de zgură formată, care

este îndepărtată uşor cu ajutorul unui separator de zgură.

Aceasta face ca fonta să fie manevrată mai uşor şi

rezultă într-o calitate superioară.

Adaosul limitat de Ca, PR şi alte elemente reduce

formarea zgurei atunci când este folosit un inoculant de

tipul PR,Ca-FeSi (1.0% Ca, 2.0% PR).

Combinaţia Ca/Zr/Al, precum inoculantul Zr,Ca-FeSi,

are un conţinut foarte scăzut de oxigen şi nu conţine

zgură sau alte rămăşiţe care pot fi prezente în

materialele preparate cu mai puţină grijă. Tendinţa de

formare a zgurei în oală este foarte scăzută în

comparaţie cu folosirea inoculanţilor cu conţinut ridicat

de Ca/Ba sau cu Ca-FeSi folosit în exces.

Cel mai scăzut conţinut de elemente reactive, precum

Sr-FeSi(max.0,1%Ca, max.0,5%Al) crează mai puţină

zgură, lăsând oalele curate şi reducând riscul apariţiei

defectelor în piese.

2. Porozitatea

de

contracţie

Deplasarea pereţilor

formei, în special în

forma din amestec crud,

datorită numărului mare

de celule eutectice.

În acest caz este folosit în special Sr-FeSi. Deoarece

fontele inoculate cu Sr-FeSi, la acelaşi nivel de albire,

au un număr mai mic de celule eutectice, vor avea o

tendinţă mai scăzută de apariţie a retasurii.

Adaosurile de inoculant nu trebuie să fie prea mari,

pentru a evita apariţia retasurii, dar trebuie să fie

suficiente pentru a asigura solidificarea “cenuşie”.

3. Sufluri de

hidrogen Acest defect poate

apare când Al este

prezent în fontă, iar

conţinuturi de 0,02-

0,2%Al pot cauza acest

defect.

Un conţinut mai mic de 1,25% Al în inoculanţi

precum Ca-FeSi75, Ca,Ba-FeSi, Ba,Ca-FeSi, PR,Ca-

FeSi. Zr,Ca-FeSi micşorează tendinţa de formare a

fulgilor de H (în special la inocularea târzie – cu mai

puţin de 0,3% adaos de inoculant).

Conţinutul foarte scăzut de Al din Sr-FeSi (mai puţin

de 0,5% Al) şi adaosurile mai mici necesare, reduc

aportul de Al până la urme, astfel încât elimină orice

risc de formare a suflurilor de H dacă nu sunt alte surse

de Al.

Notă: Un conţinut prea scăzut de Al în fontă poate

167

0. 1. 2. 3.

deteriora performanţa inoculantului (0,005-0,01%Al ca

domeniu optim în fontă lichidă).

4. Sufluri de

azot Aportul în N al

materialelor de încărcare

(precum deşeuri de oţel,

cocs, cocs de petrol) sau

a miezurilor de formare

masive din răşină.

. Inoculanţii cu conţinut de Zr (precum Zr, Ca – FeSi)

sunt benefici pentru inocularea în fontele cu potenţial

ridicat de N. Zr are capacitatea de a se combina cu N

liber dizolvat în fontă pentru a forma nitriţi de Zr mai

puţin dăunători, reducând astfel tendinţa de formare a

suflurilor.

Ti este un alt element capabil să facă acest lucru, însă

efectele negative ale acestui element fac ca utilizarea lui

să fie neatractivă.

Table 1.257

Efecte adverse ale adaosului în exces de inoculant

Nr. crt. Efectul Motive posibile şi consecinţe

0 1 2

1. Formarea excesivă a

zgurei

În special prin folosirea inoculanţilor complecşi, care conţin

elemente dezoxidante în exces.

Aceste elemente vor interacţiona cu oxigenul dizolvat,

oxigenul din aer sau oxigenul din căptuşeală (SiO2) şi va rezulta

o cantitate mai mare de zgură.

Elementele inoculate mai puţin eficiente (precum Ca, Al, Ti,

Mg) produc mai mult zgură decât elementele puternic inoculante

(precum Ce, Ba, Zr, Sr).

Dacă temperatura de inoculare este mai mare de 1430oC iar

fonta inoculată nu este distribuită în câteva minute, o parte din

zgura formată în exces va pluti la suprafaţă.

2. Conţinutul în exces de

Si din fonta lichidă

Aportul mare de Si al inoculantului.

Scăderea cantităţii de perlită.

Cresc distanţele dintre lamelele perlitei (perlită grosolană)

3. Formarea grafitului de

tip C

Cu toate că fontele se află în domeniul hipoeutectic şi eutectic,

grafitul de tip C poate să apară în zone izolate.

4. Germinarea excesivă -

număr mare de celule

eutectice.

Tendinţa ridicată de formare a defectelor de retasură, cauzată

de deplasarea pereţilor formei în special în formele de amestec

crude.

5. Erodarea excesivă a

căptuşelii acide a oalei

Elementele active inoculante, precum Ca, Al, Ba, Sr, Ca, Ti,

Zr, Mg vor reduce SiO2 din căptuşeala oalei.

Acest efect este mai pronunţat dacă fonta inoculată este ţinută

în oală pentru perioade lungi înainte de turnare (în special mai

mult de 10min.).

1.7.4.2. DEFECTE ÎN PIESELE TURNATE DIN FONTA CU GRAFIT NODULAR

Creşterea gradului de compactitate al grafitului sensibilizează fontele la defectele de

structură care le reduc drastic proprietăţile mecanice. Valorile maxime ale proprietăţilor mecanice

se obţin în condiţiile unui grafit nodular de tip VI (STAS 6905-85/ISO -945) cu distribuţie uniformă

şi dimensiuni relativ reduse. Orice altă formă de grafit (grafit nodular neregulat geometric, grafitul

168

vermicular, lamelar, sau alte forme degenerate) prezentă în structura fontei reduce puternic

proprietăţile mecanice ale acesteia.

Principalele defecte de structură, ale fontelor cu grafit nodular, cauzele principale care le

provoacă şi posibilitatea de eliminare/reducere a lor sunt prezente în tabelul 1.258, iar în fig.1.555

sunt prezentate exemple tipice de defecte în structura pieselor turnate din Fgn.

În cazul pieselor din fontă cu grafit vermicular, defectele de structură sunt raportate la

gradul de compacticate al grafitului (min. 80% Gv, rest Gn) cauzele şi modul de remediere fiind

similare Fgn luând in considerare însă limitele specifice acestui tip de grafit.

Un element specific Fgv îl constituie domeniul îngust de stabilitate al Gv care face posibilă

trecerea uşoară de la Gv la Gn sau Gl. Din acest motiv tehnologia de elaborare adoptată trebuie să

asigure rezolvarea acestui inconvenient.

Creşterea proporţiei de Gn în structura Fgv, îmbunătăţeşte proprietăţile mecanice dar

micşorează conductivitatea termică şi capacitatea de amortizare a vibraţiilor dar şi proprietăţile de

turnare (creşte tendinţa de formare a retasurii) etc.

Tabel 1.258

Defecte posibile, cauze şi remedii în piesele din Fgn

Tipul defectului Descriere, cauze Remedii

0 1 2

A. Defecte

macroscopice

Specific fontelor

hipereutectice.

Acumulări dense de nodule de

grafit şi grafit exlodat în zonele

superioare ale pieselor sau în

nodurile termice.

Apar de regulă la fontele cu

CE>4,5%

Micşorarea C.E sub 4,3% la

pieselor masive.

Satisfacerea

C+1/3 Si=4,55%

1. Grafit de flotaţie

2. Grafit Chunky

Formaţiuni mărunte de grafit

degenerat care apar în colonii

izolate sau zone extinse.

În secţiunile prelucrate ale

pieselor apar sub formă de pete

de

culoare gri, concentrate în

special în nodurile termice.

Neutralizarea excesului de PR

prin adaos controlat de Sb, As.

Controlul elementelor care

promovează acest tip de grafit

(Ni, Ca, Si).

Echilibrarea bilanţului termic în

zonele masive ale pieselor.

3. Sufluri de

hidrogen

Mici goluri sferice care apar

la suprafaţa pieselor

(subcutanat) sau în interiorul lor.

Sunt bule de hidrogen rezultat

din descompunerea apei.

Alimentare în secţiunile subţiri

ale piesei.

Creşterea temperaturii de

turnare.

Scăderea % Al din fontă.

4. Sufluri de azot

Sunt relativ rare în Fgn unde

N< 60 ppm.

Sursele posibile de N sunt:

materiale de carburare sau

desulfurare , lianţii organici de

la miezuri etc.

Idem 3 .

Adaos controlat de Zr, Al.

Observabile cu ochiul liber sau

la microscop.

Concentrări de pete de culoare

Evitarea oxidării fontei de bază.

Evitarea excesului de Mgrem.

Reducerea timpului de turnare.

169

0. 1. 2.

5. Incluziuni de

silicaţi de Mg. inchisă sub formă de şiruri pe

fundalul argintiu al spărturii.

Sunt provocate de modificarea cu

Mg a unei fonte oxidate şi la

exces de Mg în fontă.

Evitarea turbulenţei în reţeaua

de turnare.

Creşterea temperaturii de

turnare.

Turnarea fără întreruperi

6. Piele de elefant

Suprafaţa piesei are aspectul

de piele de elefant.

Cauza o constituie abundenţa

de silicaţi de Mg.

Idem 5

7. Albire inversă

Pete albicioase în zona

centrală a secţiunilor prelucrate

indicând o structură dură.

O dezoxidare excesivă urmată

de o inoculare neeficientă.

Exces de Mgrem .

Prezenta în fontă a elementelor

carburigene cu segregaţie directă

(Cr, Mo, V, Bi etc.)

Controlul procesului de

nodulizare;

Inoculare eficientă.

Controlul materiilor prime

(limitarea elementelor

carburigene).

8. Pitting

Mici pete pe suprafaţa pieselor

turnate care se formează ca

rezultat al oxidării în timpul

tratamentului termic.

Sablare.

Tratament termic în atmosferă

controlată.

Îmbunătăţirea calităţii fontelor

elaborate.

9. Incluziuni

strălucitoare

Pete strălucitoare pe suprafaţa

superioară prelucrată a pieselor

turnate.

Defectul apare la inocularea

în formă cu FeSi mărunt.

Proiectarea corectă a reteţei de

turnare pentru a preveni

pătrundere inoculanţilor în piesă.

Zonele strălucitoare sunt

particule nedizolvate de

inoculant sau structuri

suprainoculate care conţin

particule de grafit foarte fine şi

de formă neregulată.

Matricea este complet feritică

în aceste zone.

Filtre eficiente.

Schimbarea tehnicii de

inoculare.

10. ”Pete negre”

(similare cu “dross”)

Formaţiuni neregulate izolate

sau sub formă de aglomerări , de

culoare neagră pe fundalul

argintiu al spărturii.

Se observă la microscop

stereo sau plan la mărire mică.

Tendinţă de concentre în

partea superioară a pieselor.

Sunt oxisulfuri de Mg şi Mn

favorizate de conţinuturi ridicate

de S şi O în fonta iniţială.

Desulfurarea prealabilă a fontei.

Conţinutul iniţial de sulf al

fontei de bază trebuie limitat la

max 0,03%.

Încărcătura metalică neoxidată.

B. Defecte de

structură

microscopice

170

0. 1. 2.

1. Nodularitate

redusă a grafitului

Proporţia de grafit nodular

sub limita impusă prin normele

standard (uzual peste 80% ,Gn,

special, peste 90% , Gn).

Pe lângă separările de grafit

nodular apar şi formaţiuni de

Gv;

Cauzele pot fi: potenţial de

nodularizare redus (Mgrem<),

conţinut de elemente rezidulale

nocive peste limita de echilibru

(Ti, Al, Sb etc.) , temperatura de

menţinere ridicată, durata mare

de menţinere până la turnare,

inoculare slabă sau pierderea

efectului inoculant.

Asigurarea unui potenţial de

nodulizare optim .

Scurtarea duratei de turnare .

Controlul elementelor reziduale

antinodulizante .

Inoculare succesivă, inclusiv ,

inocularea târzie (late

inoculation).

2. Grafit nodular

neregulat geometric

(forma V după ISO-

945, STAS 6905-85)

Grafitul este compactizat dar

nodulele au contur neregulat

indicând defecte de creştere .

Cauzele sunt similare

defectului anterior (B1).

Idem pct. B1

3. Grafit explodat

Forma Gf 7 (STAS 6905-85) .

Nodule de grafit fragmentate

radial, parţial sau total, cu aspect

de flori de gheaţă.

Cauzele sunt similare cu cele

care determină flotarea

grafitului : CE>4,5%;

supramodificare cu Mg, PR în

exces (peste 0,02%), durată

mare de solidicare.

În unele cazuri este premergător

grafitului de flotaţie.

Corelarea CE cu grosimea de

perete şi limitarea acestuia la

CE<4,5%;

Evitarea excesului de Mgrez şi PR

în special în cazul utilizării unei

încărcături cu puritate ridicata

4. Grafit lamelar în

structură

Apare în asociere cu Gv sau

sub formă de segregaţii

intercelulare.

Cauzele sunt legate de

potenţialul de modificare redus ,

prezenţa elementelor nocive (Ti,

Te,As,Pb, Sn etc.), pierderea

efectului modificator etc.

Creşterea potenţialul de

modificare (Mgrem).

Utilizarea odificatorilor cu

adaos de PR.

Controlul conţinutului de

elemente nocive şi utilizarea unei

încărcături metalice adecvate.

Inocularea succesivă , inclusiv,

în bazinul de turnare (late

inoculation).

5. Grafit Chuncky V.A2 V.A2

6. Grafit flotat V.A1 V.A1

7. Grafit Spiky

Grafitul degenerat cu aspect de

grafit lamelar puternic ramificat,

cu tendinţa de aglomerare.

Apare sub formă de insule în

zonele rarefiate de grafit nodular

Utilizarea modificatorilor cu

PR care să neutralizeze efectul

nociv al Pb, Bi, Ti , Fe.

Reconsiderarea încărcăturii

171

0. 1. 2.

Cauzele trebuie căutate în

prezenţa Pb peste limitele admise

dar efecte similare dau şi Bi, Ti şi

Sb.

Efect foarte puternic de cădere a

proprietăţilor mecanice.

metalice.

Controlul elementelor reziduale.

8. Nodule de grafit

aliniate

Apar sub forma unor şiruri de

nodule cu orientare dată de

direcţia de dezvoltare a

dendritelor de austenită.

Cauze: carbon echivalent

scăzut, inoculare slabă care

permite dezvoltarea dendritelor

de austenită grobe, temperatură

de turnare ridicată.

Realizarea compoziţiei

eutectice;

Utilizarea unor inoculanţi

eficienţi;

Inoculare târzie.

9. Grafit vermicular

Ponderea Gv în structură să

depăşeşte 20%.

Cauze : potenţial de nodulizare

scăzut (conţinut scăzut de

Mg/PR).

Conţinut ridicat de S/O în

fontă, prezenţa elementelor

antinodulizante în exces,

pierderea efectului modificator.

V. B4

10. Strat superficial

demodificat

Prezenţa unor zone

superficiale cu adâncime de la

câtiva μm la câtiva mm în care

grafitul este complet demodificat

(structură de grafit lamelar cu

zonă de tranziţie cu Gv şi forme

hibride de grafit ).

În cazul în care stratul se

indepărtează prin prelucrare,

defectul nu este important .

Cauze : interacţiuni fontă

lichid-formă în condiţiile unui

conţinut la limită de Mg în fontă ,

prezenţa sulfului în amestec de

formare (liant), amestec de

formare cu impurităţi oxidice,

temperatură de turnare ridicată.

Asigurarea unui potenţial de

nodulizare şi a unei inoculări

eficiente.

Utilizarea unor amestecuri de

formare controlate cu conţinut

redus de sulf şi oxigen.

Controlul factorilor care

favorizează un echilibru precar al

fontei din punct de vedere al

potenţialului de modificare

(conţinutul de elemente nocive,

turbulenţă la turnare, antrenare

particule de zgură etc.)

11. Incluziuni

nemetalice asociate cu

forme degenerate de

grafit (“dross”)

Se formează în urma reacţiilor

de oxidare a elementelor din

fontă care pătrund în fontă

datorită eficienţei reduse a

sistemului de filtrare a zgurei.

Sunt, de regulă, însoţite de

forme degenerate de grafit , de la

grafit explodat până la cel

lamelar.

V. A5

172

0. 1. 2.

Cauzele sunt în legătură cu

factorii care favorizează oxidarea

topiturii sau/ şi antrenarea de

particule de zgură exogene în

piesă.

12. Carburi

Pot să apară sub trei forme :

carburi eutectice, albire inversă şi

carburi intercelulare (de

segregaţie).

Carburile eutectice constituie

cazul general al albirii unei fonte

şi au ca principală cauză răcirea

rapidă sau un potenţial redus de

grafitizare.

Albirea inversă este

determinată de segregaţia

macroscopică directă a unor

elemente carburigene – v. A7.

Carburile de segregaţie

(intercelulare) apar ca efect al

segregaţiei microscopice a

elementelor carburigene, în

Limitarea conţinutului de

elemete carburigene

( Cr, Mn, B, V, Mo) la max 1,0%

Carburile eutectice şi albirea

pot fi reduse prin menţinerea unui

nivel ridicat de al Si în fontă dar

nu mai mare de 2,6%.

Utilizarea unor materiale de

sarjare cu grad ridicat de puritate.

Evitarea C şi Si scăzute în fonta

finală.

Îmbunătăţirea procesului de

inoculare , inclusiv prin

inocularea în trepte.

Reducerea timpului de turnare

după inoculare.

special în secţiunile masive, cu

răcire lentă.

Conţinuturi mai mari de

0,08% Cr, 0,04% V şi 0,6% Mn

sunt considerate ca favorizând

carburile de segregaţie.

Evitarea absorţiei hidrogenului

în timpul turnării ( trasee prea

lungi ale fontei în timpul umplerii

formei, materiale refractare

umede, conţinut ridicat de Al).

La piesele masive se

recomandă temperaturi de

turnare scăzute pentru a reduce

durata solidificării.

173

Bibliografie

*** AFS, Ductile Iron Handbook, vol. I-II, 1989.

ARTHUR, E.H, ş.a – Coming Technology for cast iron production, CIATF Technical Forum 99,

p.11 – 20.

*** ATAS Verifier “User's Guide” NovaCast Ronneby - Sweden.

BRATU, C., SOFRONI, L., NICA, GH. – Termofizica solidificării pieselor turnate, Ed.

Performantico, Iaşi, 1997.

CEES VAN DE VELDE – The Solidification of Ductile Iron, website paper, 2004.

CRIS ECOB – Fişe tehnice, 1998, ELKEM, Norvegia.

CHIŞAMERA, M., RIPOŞAN, I. – Sulphur inoculation of Mg-treated cast iron –an efficient

possibility to control graphite morphology and nucleation ability, Advanced Materials Research

vols. 4-5 (1997), pg. 293-300.

CHIŞAMERA, M. – Cercetări privind elaborarea fontelor cu grafit compact destinate turnării

pieselor solicitate la şoc termic, Teza de doctorat, Bucureşti, 1988.

Chişamera, M.,Gheorghe, I. – Cercetări privind diferite posibilităţi de obţinere a fontelor cu grafit

vermicular, revista Metalurgia, 35 (1983), nr.4, pg.185-189.

CHIŞAMERA, M. ,RIPOŞAN, I. ; STAN, S ş.a – Carbon Recovery and inoculation effect of

carbonic materials in cast iron processing, WFC 06, 4 -7 June, Harrogate, UK

CHIŞAMERA, M. ,RIPOŞAN, I., STAN, S ş.a – CaC2 – bearing desulfurization agents for cast iron

and Pig iron (hot metal) treatments – Arab Foundry Symposium (ARABCAST 2000), p.8 – 12.

CHIŞAMERA M., RIPOŞAN I., BOIA N. - Interaction between Slag and Acid Lining, with

Reducing Addition, at Iron Melting in Induction Furnaces. Revista de Turnătorie (Romanian

Foundry Journal) (RO), ISSN 1224-2144, No. 4, 1996, pp. 6-10.

CHIŞAMERA M., RIPOŞAN I., STAN S.- Remove of Mn from Cast Iron with Chlorine

Containing Agents. Revista de Turnătorie (Romanian Foundry Journal) (RO), ISSN 1224-2144, No.

2, 1997, pp. 21-27.

CHIŞAMERA M., RIPOŞAN I. - Sulphur Inoculation of Mg-treated Cast Iron-An efficient way the

control graphite morphology and nucleation ability. Fifth International Symposium on the Physical

Metallurgy of Cast Iron, October 1994, Nancy, France; Advanced Materials Research, Vol. 4-5,

1997, pp.293-300.

CHIŞAMERA M., RIPOŞAN I., M. BARSTOW - Sulfur Inoculation of Mg-treated Cast Ion-an

efficient possibility to obtain Compacted Graphite Cast Iron and to improve Graphite Nucleation

ability in Ductile Iron. AFS Transactions (SUA), 1996, Vol. 104, pp. 581-588. Recenzii/Indexari:

Metals Abstracts CSA/METADEX 1998-51-0678.

CHIŞAMERA M., RIPOŞAN I., BARSTOW M. - The Importance of Sulfur to Control Graphite

Nucleation in Cast Irons. AFS Inoculation Conference, 6-8.04.1998, Chicago, USA, Paper no 3.

CHIŞAMERA M., RIPOŞAN I., STAN S, IGNAT S., BALI M. - CaC2-Bearing Desulphurization

Agents for Cast Iron and Pig Iron (Hot Metal) Treatments. Arab Foundry Symposium

(ARABCAST 2000), Nov. 2000, Alexandria, Egypt, Paper No. 8.

CHIŞAMERA M., RIPOŞAN I., STAN S - Mottled Austempered Cast Irons (Mn-Cr-Ni system)

obtained by Mg-FeSi and Modifying Iron Grits (MIG) for Magnesium Treatment at Higher Wear

Resistance. International Conference “ADI-Foundry’s Offer for Designers and Users of Castings” –

23-24.11.2000, Krakow, Poland, III-25-32.

CHIŞAMERA M., RIPOŞAN I., STAN S, BARSTOW M., KELLY D.- Experience Producing

Compacted Graphite Cast Irons by Sulfur Addition after Magnesium Treatment. AFS Transactions

(SUA), 2002, Vol.110, pp. 851-860. Recenzii/Indexări: Metals Abstracts CSA/METADEX 2005-

51-05273.

174

CHIŞAMERA M., RIPOŞAN I., STAN S, BARSTOW M., KELLY D, NARO R. - Magnesium –

Sulfur Relationship in Ductile and Compacted Graphite Irons as Influenced by Late Sulfur

Additions. AFS Transactions (USA) 2003, Vol.111, Paper 03-093 [The BEST OPERATING

PAPER AWARD]. Recenzii/Indexari: Metals Abstracts CSA/METADEX 2005-51-08686.

COSNEANU, C. ş.a. – Elaborarea aliajelor de turnătorie în cuptoare electrice prin inducţie, Ed.

Tehnică, Bucureşti, 1974.

DEN, X., ZHN, P., LIU, Q. – Structure and formation of vermicular graphite - The Physical

Metallurgy of Cast Iron, V.34, H.Fredrikson and M. Hillert, Ed. Proceedings of The Materials

Research Society North Holland, 1985, p.141.

DOTSCH, E. – Elaborarea fontei în CEI cu restricţii economice şi de mediu, Revista de Turnătorie,

P. 4 – 7.

FRAS, E., GÓRNY, M., KAPTURKIEWICZ, W., LÓPEZ, H. – Chilling tendency and chill of cast

iron, Proceedings of the Eight International Symposium on Science and Processing of Cast Iron,

Beijing, China, Octomber 16-19, 2006, pg.58.

GHIRŞOVICI, N.T. – Kristalizaţia i svoistva ciuguna v otlivkah, Moscova, Ed. Maşinostroenie,

1966, pg. 68.

JENTSCH, A. – Influenţa adaosurilor de carburare asupra microstructurii, calităţii şi costurilor de

producţie ale pieselor turnate din fontă, revista de Turnătorie 5,6/2006, pg.15-20.

KANNO, T., MORINAKA, M., NAKAE, H. - The relationship between the variation of eutectic

temperature and melt quality in cast iron, 1157 Nagosowa, 411 – 0905 Japan.

KARSAY, ST.I. – Ductile Iron Production, vol. I State of the act, 1992.

KATZ, S., ş.a – Dissolved oxygen studies, Part 1: Reactions governing CaC2 desulfurization in

Producion Foundries, AFS Transactions, 104, 2000 p.335 – 347.

LABRECQUE, C., GAGUE, M. – Interpretarea curbelor de răcire ale fontelor turnate: Sinteză din

literatură, Revista de Turnătorie, nr.11,12/2007, pg.22-31.

LEKAKH, S.N., ROBERTSON, D.G.C., LOPER, C.R. JR. – Thermochemistry of nodularization

and inoculation of irons, Proceedings of the AFS Cast Iron Inoculation Conference, September 29-

30, 2005, Schaumburg, Illinois.

[1] LEKOH, C.N., BESTUJEV, N.I. - Vnepecinaia obrabotka vâsoko – Kacestvennâh ciugunav v

maşinostroenie, Minsk, Ed. Nauka i tehnika, 1992.

[2] LIU WEN-CHUAN, ş.a. – Study for the calculation formula of Grey Cast Iron effecting pouring

time, Proceedings of the Eight International Symposium on Science and Processing of Cast

Iron, Beijing, China, Octombre 16-19, 2006, pg.336-342.

[3] LOPER, C.R., GUNDLACH, R.B – Inoculation – what is it and haw does inoculation work? –

AFS Int. Inoculation Conference, 1998, Chicago.

[4] MODER C.S – Solution to poorly nucleated start-up iron, Proceedings of the AFS Cast Iron

Inoculation Conference, Sempember 29-30, 2005, Schaumburg, Illinois.

[5] NARO, R.L., WALLACE, J.F. – AFS Transaction, vol.77, pg.311 (1969), vol,78, pg.229

(1970).

[6] PIWOWARSKI, E. – Fonte de înaltă calitate, Ed. Tehnică, Bucureşti, 1967.

[7] RIPOŞAN, I , CHIŞAMERA, M. , STAN, S ş.a – Improved Calcium Carbide – Bearing

Reagents for iron Desufurization, the 65th WFC, Gyeongju, Korea, 2002.

[8] RIPOŞAN, I. PETRUS, V. PINTEA. Carbura de siliciu metalurgică, un material eficient în

elaborarea fontelor în cuptoarele electrice şi în cubilou. TCMM (RO), Bucuresti, Ed. Tehnica,

vol. 6, 1989, p.173-191.

[9] RIPOŞAN I., CHIŞAMERA M., BABOS S. - Acid Refractory Lining with High Resistance

Against Oxidized Charge, for Induction Crucible Furnaces. Revista de Turnătorie (Romanian

Foundry Journal) (RO), ISSN 1224-2144, No. 3, 1996, pp. 18-22.

[10] RIPOŞAN I. - The Desulphurization of Iron in Foundries. Necessities and Possibilities.

Revista de Turnatorie (Romanian Foundry Journal) (RO), ISSN 1224-2144, 1999, No. 4, pp. 17-

21.

175

[11] RIPOŞAN I., CHIŞAMERA M., STAN S., IGNAT S. - The Influence of Technical Calcium

Carbide Characteristics on its Desulphurization Efficiency. Revista de Turnătorie (Romanian

Foundry Journal) (RO), ISSN 1224-2144, 2000, no.2, pp. 12-16.

[12] RIPOŞAN I., CHIŞAMERA M., STAN S., IGNAT S. - Industrial experience in the CaC2-

desulphurization of the iron melt in Coreless Acid Induction Furnaces. Revista de Turnatorie

(Romanian Foundry Journal) (RO), ISSN 1224-2144, 2000, no. 2, pp. 27-30.

[13] RIPOŞAN I., CHIŞAMERA M., STAN S., IGNAT S. - The Influence of Commercial

Calcium Carbide Quality on its Desulphurization Capacity. Revista de Turnăorie (Romanian

Foundry Journal), ISSN 1224-2144, No. 4, 2001, pp.7-10.

[14] RIPOŞAN I., - Recarburizers Evaluation for Cast Irons. Revista de Turnătorie (Romanian

Foundry Journal) (RO), ISSN 1224-2144, No. 1, 2002, pp. 10-13.

[15] RIPOŞAN I., CHIŞAMERA M., PETRUS I. - Romanian Industrial Experience in the use of

Metallurgical Silicon Carbide at Cast Iron Production in Induction Furnaces and Cupolas. 60th

World Foundry Congress, Haga, Olanda, 26 September/10 Oct. 1993 (Lucrare Oficială

România).

[16] RIPOŞAN I., CHIŞAMERA M., LILIAC M., STAN S. - External Refining (Mn, Cr, Mo) of

Molten Cast Iron Obtained from Ferrous Scrap. 3rd

ASM International Conference on The

Recycling of Metals, 11-13 June, 1997, Barcelona, Spain, pp.463-473. Recenzii/Indexări:

Metals Abstracts CSA/METADEX 1998-71-0093.

[17] RIPOŞAN I., CHIŞAMERA M., V. PINTEA - Metallurgical SiC Deoxidation Application

in Cupola and Electric Furnaces Iron Foundries. Arab Foundry Symposium-ARABCAST 1997,

2-5.11.1997, Alexandria, Egypt.

[18] RIPOŞAN I, CHIŞAMERA M., STAN S, IGNAT S. - The Influence of Chemical and

Physical Features of CaC2-bearing Agents on their Desulphurizing Capacity in Cast Iron and

Pig Iron (Hot Metal) Treatments. 2nd

International Foundry Congress, March 2001, Istanbul,

Turcia.

[19] RIPOŞAN I, CHIŞAMERA M., STAN S, KATZ S., IGNAT S. - Critical Properties of CaC2

– bearing Reagents for Desulfurization of Liquid Iron. AFS Transactions (SUA), 2002, Vol.110,

pp. 1191-1200. [106th

AFS Casting Congress, Kansas City-MO, May 2002, Paper 02-006, The

Best Paper Award]. Recenzii/Indexari: Metals Abstracts CSA/METADEX 2005-51-05287.

[20] RIPOŞAN I, CHIŞAMERA M., STAN S, IGNAT S., L. COTOR. - Improved Calcium

Carbide-bearing Reagents for Irons Desulphurization. 65th

World Foundry Congress, Oct.2002,

Kyongi, Korea, Paper AO7, pp. 85-102.

[21] RIPOŞAN I, CHIŞAMERA M., STAN S, CONSTANTIN V. - Alloying/Inoculation Ratio

of Recarburizers, Metallurgical-SiC and FeSi in Iron Foundries. ARABCAST-Arab Foundry

Symposium, 26-28.11.2004, Alexandria, Egypt.

[22] RIPOŞAN, I., SOFRONI, L. - Fonte cu grafit vermicular, Bucureşti, Ed. Tehnică, 1984

[23] RIPOŞAN, I. – Optimizarea raportului fontă brută de înaltă calitate/fier vechi la producerea

Fontei cu grafit nodular, revista de Turnătorie 3,4/2004, pg.13-20.

[24] RIPOŞAN, I. – Materiale de carburare româneşti pentru fonte, revista de Turnătorie,

nr.5,6/2004, pg.18-22.

[25] RIPOŞAN, I. – Sorel Metal face posibilă utilizarea fierului vechi obişnuit la producerea

pieselor de înaltă calitate turnate din fontă cu grafit nodular, revista de Turnătorie 3/2002.

[26] RIVIERA, G.L, BOERI, R.E, SIKORA, J.A - Revealing the solidification structure of

nodular iron, Cast Materials, vol.8 (1995), pg.1-5.

[27] SKALAND, T. - Nucleation mechanism in Ductile Iron, Proceedings of AFS Cast Iron

Inoculation Conference, Schaumburg, Illinois, September 2005, pg.13-30.

[28] SILLEN, R., LISELL, R., NOVACAST AB. - Metallurgy Division, Suedia, Optimisation of

Inoculation Practice by means of Thermal Analysis – Raport pentru Turnătoriile de fontă.

[29] SILLEN, R. – Monitoring and Optimisation of Cast Iron Processes using Thermal Analysis

– NOVACAST – know-how and technology to foundry industry.

176

[30] SILLEN, R. – Controlul eficient al procesului de elabnorare a fontelor prin utilizarea

analizei termice, Revista de turnătorie, 4/1999; p12 – 16.

[31] SOFRONI, L., ŞTEFĂNESCU D.M. - Fonte modificate cu proprietăţi superioare,

Ed.Tehnică, Bucureşti, 1971.

[32] SOFRONI, L., STEFĂNESCU, D.M., VINCENZ, C. - Fonta cu grafit nodular, Bucureşti,

Ed. Tehnică, 1978.

[33] SOFRONI, L. – Ereditatea structurii la aliajele turnate, Revista de turnătorie, nr.1/1999,

pg.24-31.

[34] SOFRONI, L., ş.a. – Turnarea fontei, Bucureşti, Ed. Didactică şi Pedagogică, 1985.

[35] SOFRONI, L., ŞTREFĂNESCU, D.M - Fonte speciale, Bucureşti, Ed.Tehnică, 1974.

[36] ŞTEFĂNESCU, D.M. – AFS International Inoculation Conference , 1998, Chicago.

[37] ŞTEFĂNESCU, D.M. – Theory of solidification and graphite growth in ductile iron -

Ductile Iron Handbook. American Foudrymen’s Society, 1992

[38] ŞTEFĂNESCU, C., CAZACU, I. - Tehnologii de executare a pieselor prin turnare,

Bucureşti, Ed.Tehnică, 1981.

[39] ŞTEFĂNESCU, D.M. – Ştiinţa şi ingineria solidificării pieselor turnate, Bucureşti,

Ed.AGIR, 2007

[40] XINGWEI, G., ş.a. – Development and Industrial application of a novel coated Mg – cored

wire, Proceedings of the Eight International Symposium on Science and Processing of Cast

Iron, Beijing, China, Octombre 16-19, 2006, pg.434-439.

[41] ZHOU JIYANG – Colour metallography of cast iron, China Foundry, vol.6, No.1, February

2009, pg.57-68.

[42] ZHOU JIYANG – Grey Iron (I), China Foundry, vol.6, No.2, May 2009, pg.157-163.

[43] ZHOU JIYANG – Grey Iron (II), China Foundry, vol.6, No.3, August 2009, pg.255-267

[44] ZHU, P., SMITH, R.W. – Thermal analysis of Nodular Graphite Cast Iron, AFS

Transaction, vol.103/1995, pg.601-609.

[45] ZHU, P., SMITH, R.W. – The prediction of the microstructure of cast iron using thermal

analysis, Material Science Forum, vol.215-216, pg. 503-510/1996.

[46] ***- Inoculation Project – Grey Iron - ELKEM project, Stage I/1998.

[47] BROKMAIER, K. – Inductionîie plavilnîe peci, Energia, Moscva, 1972.