fabricarea pieselor din fonta prin turnare
TRANSCRIPT
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.