Importanta Cercetarii Otelurilor

Abstract

The metallic material is considered an element for rapid introduction of science and tehnology progress in the social life of a country. Today’s production, manufacture and rational use of the metallic material has a decisive role for versatile development of our country, in the circumstances of permanently growth of the tehnology independence, exports increase, reduction and replacing of imports, as well as of the strong and efficient afirmation of the science and tehnology creativity.

Life proves that everywhere the material goods are produced and consumed, where goods are produced and consumed, where good and people are transported the metallic material is present and through the infinit posibilities which we have on acting over the macro and microstructure and structural transformations of them, we could obtain new products with higher tehnicity and utilisation.

There were and still are intense preocupations of producing a large scale of metallic material for satisfing the industries requests, of raising the tehnique parameters and exploiting of the instalations.

To produce a quantity of metallic material requires to develop a real material base, to develop the scientific research, to form and specialize the tehnique personnel.

Now, for destinguishing the influences of the manufacture processes (casting, plastic deformation, welding, machining and heat threatments) of the workpieces, pieces and tools, on the structure and properties of an metallic alloy, it could use investigation tehniques between the most modern: electronic microscopy on metallic sheets and electronic micro-probe.

Specialists say that almost half of the metallic materials that will be in use in 2035 (so, for the next generation), today are still unknown, they should be discovered. Considering present weight of the metallic materials about 50% from the total materials (in american industry, in some other countries even 90%), it can be anticipated that in next 4-5 decades it could be used in the same proportion different new metallic materials.

From the special metallic materials, a particular role is occupied by stainless steels. By chimic compozition and by their structure of equilibrium exists: ferritic, martensitic, austenitic and composed stalineless steel. It is specified that today, the most used are austenitic stainless steel, because it could be used in a large range of temperatures form 0K to 1100C – so in cryogenic domanin and at high temperatures. The main disavantaje of this steel is that they have a raised price, because of the nickel content. That’s why, today, it is looking to replace it with another element to obtain the same tehnic effects, but at a lower price.

In this circumstances, this project „The study of stainless steels allied with mangan” has a theoretichal and practical interest.

Cuprins

Capitolul I

Introducere

Materialul metalic este considerat un element de introducere rapidă a progresului științei și tehnicii în viața socială a unei tări. Producerea, prelucrarea și utilizarea rațională a materialului metalic are astăzi un rol hotărâtor, pentru dezvoltarea multilaterală a țării noastre, în condițiile creșterii necontenite a independenței tehnologice, a reducerii și înlocuirii importului, a sporirii exportului precum și a afirmării puternice și eficiente a creativității științifice și tehnicii proprii.

Viața demonstrează că pretutindeni unde se produs și se consumă bunuri materiale, unde se transportă bunuri sau persoane, materialul metalic este prezent și prin infinitele posibilități ce le avem de a acționa asupra macro și microstructurii și asupra transformărilor structurale, ale acestuia se pot obține noi produse cu tehnicitate și utilizare ridicată.

Au existat și există intense preocupări, de a produce o gamă diversificată de materiale metalice, pentru a se satisface cerințele industriei, de a ridica parametrii tehnici și de exploatare a instalațiilor.

Producerea unei cantități de material metalic necesită dezvoltarea unei baze materiale adecvate, dezvoltarea cercetării științifice, formare și specializarea cadrelor tehnice.

Actualmente, pentru evidențierea influenței proceselor de prelucrare (turnare, deformare plastică, sudare, așchiere și tratament termic) a semifabricatelor pieselor și sculelor, asupra structurii și proprietăților unui aliaj metalic, se pot folosi tehnici de investigație dintre cele mai moderne: microscopie, electronică și folii metalice, microscopie electronică cu baleaj și microsonda electronică.

Specialiști afirmă că, aproape jumătate din materialele metalice folosite în anul 2035 (așadar, de următoarea generație) astăzi nu sunt cunoscute încă, ele trebuie descoperite. Considerând ponderea actuală a materialelor metalice de cca 50% din totalul materialelor (în industria S.U.A. – în unele țări până la 90%), rezultă că în următoarele 4-5 decenii se vor utiliza în aceeași proporție noi materiale metalice.

Dintre materialele metalice speciale un rol aparte îl ocupă oțelurile inoxidabile. Funcție de compoziția chimică respectiv structura de echilibru a acestora întâlnim oțeluri inoxidabile feritice, martensitice, austenitice, austenito-feritice, martensito-feritice etc. Se precizează că la ora actuală cea mai mare utilizare o au oțelurile inoxidabile austenitice deoarece pot fi utilizate într-un nivel mai larg de temperatură de la 0 K la 1100C – deci un domeniu criogenic și al temperaturilor înalte.

Oțelurile inoxidabile austenitice însă au un preț de cost ridicat datorită conținutului ridicat în nichel, motiv pentru care la ora actuală se caută înlocuirea acestuia cu alte elemente pentru a obține aceleași efecte tehnice însă la un preț de cost mai scăzut.

În acest context lucrarea „Studii privind oțelurile inoxidabile aliate cu mangan” prezintă interes științific și practic.

Capitolul II

Importanța cercetării oțelurilor aliate cu mangan în stadiul actual de dezvoltare al tehnicii din țara noastră

Dezvoltarea tehnică în special în industria constructoare de mașini ca și în energetică, electrotehnică, criogenie, chimie, petrochimie, industria extractivă și în alte ramuri, a determinat apariția unor necesități obiective privind calitatea oțelurilor, ca materie primă. Se cunoaște faptul că materiile prime fac parte din elementele determinante pentru dezvoltarea tehnicii în orice domeniu.

Un domeniu al cercetărilor, evidențiat cu încă 30-40 ani în urmă, este cel care se referă la diversificarea oțelurilor complex aliate, având ca principal element de aliere, manganul. Apariția unor asemenea preocupări științifice în lume, are legătură și cu faptul că manganul se găsește mai ușor și nu are preț ridicat în comparație cu alte elemente de aliere. Datorită multiplelor probleme pe care le ridică investigațiile științifice, diversitatea ramurilor în care se pot folosi aceste oțeluri, ca și plaja largă a naturii solicitărilor din exploatare la care răspund, a făcut ca aceste cercetări să nu fie valorificate în limita maximă a posibilităților pe care le oferă.

O grupare proprie a tipurilor de oțeluri aliate cu mangan, în funcție de solicitările la care pot răspunde în exploatare este arătată în tabelul 2.1.

Tab. 2.1 – Gruparea oțelurilor aliate cu mangan

Cea mai importantă grupă din aceste oțeluri o reprezintă oțelurile inoxidabile austenitice stabile, din care se detașează grupa FeCrMnNiN și care constituie obiectul lucrării de diplomă.

Aceste oțeluri se caracterizează printr-o rezistență mecanică bună și tenacitate la temperaturi criogenice; rezistența la coroziune și rezistența la temperaturi de cca. 180-200C. Datorită faptului că sunt aliate și cu mangan, se mai numesc oțeluri înalt aliate „economice”.

În ultimii ani, ca urmare a penuriei de nichel și creșterii excesive a prețului acestuia pe piața internațională, problema dimensionării conținutului de nichel în oțelurile aliate a devenit și mai actuală. Înlocuirea parțială a nichelului cu manganul determină o economie considerabilă, ținând seama și de faptul că țara noastră nu dispune de minereuri de nichel.

Fabricarea și utilizarea acestor oțeluri presupune însă o bună documentare și cunoștere pentru alegere, care să corespundă solicitărilor din exploatare, adică oțeluri la care solicitarea principală este coroziunea sau rezistența mecanică și tenacitatea la temperaturi criogenice; oțeluri la care solicitarea principală este rezistența la temperaturi înalte, respectiv refractaritatea sau oțeluri la care solicitarea principală este rezistența la uzare.

Realizarea și implementarea lor în economia țării în această perioadă, este o necesitate obiectivă cu influență asupra proceselor tehnologice de restructurare și cu eficiență tehnico-economică deosebită.

Principalele etape în cercetarea oțelurilor aliate cu mangan sunt următoarele:

proiectarea unei compoziții chimice optime și influența acesteia asupra stabilității austenitei la temperatura mediului ambiant cât și influența asupra proprietăților fizice, mecanice și tehnologice;

cercetări teoretice și experimentale a proceselor tehnologice de elaborare și prelucrare la cald prin deformare plastică, sudare, tratamente termice, care să conducă la stabilirea unor parametrii tehnologici optimi în vederea valorificării în producție;

cercetări teoretice și experimentale a procesului tehnologic de prelucrabilitate prin așchiere, prin care să se asigure la parametrii tehnologici optimi și determinarea prelucrabilității prin așchiere prin mai multe metode;

cercetări pentru identificarea posibilităților de valorificare în practica industrială a acestor oțeluri.

Programul de lucru este arătat în figura 2.1.

Acestea vor scoate în evidență particularitățile pe care trebuie să le îndeplinească oțelurile pentru utilizările principale adică pentru materiale amagnetice, materiale rezistente la coroziune și materiale criogenice.

Capitolul III

Stadiul cercetărilor cu privire la oțelurile inoxidabile austenitice aliate și cu mangan (AMnNi)

Oțelurile inoxidabile austenitice se caracterizează prin conținutul scăzut în carbon (C0,1%) și un conținut de 12…25% Cr și 8…30% Ni, având o anumită proporție de echivalent în elemente alfagene și gamagene, și o stabilitate a austenitei până la temperaturi foarte scăzute.

Oțeluri inoxidabile austenitice reprezintă o poziție de vârf a gamei de oțeluri inoxidabile atât din punct de vedere al performanțelor, cât și al prețului de cost ridicat. Sunt materiale care prezintă caracteristici mecanice deosebite: rezistă bine la coroziune, se prelucrează ușor prin deformare plastică și au o bună comportare metalurgică la sudare. Oțelurile inoxidabile austenitice se comportă excelent la temperaturi de 1 K până la 1.373 K și rezistă bine la diverși agenți corozivi. Utilizarea lor este adeseori limitată de slaba rezistență la coroziune sub tensiune, mai ales în medii formate din soluții de cloruri și la temperaturi ridicate.

În domeniul oțelurilor inoxidabile austenitice s-au întreprins numeroase cercetări și se cunoaște cu destulă exactitate influența compoziției chimice asupra caracteristicilor mecanice, asupra rezistenței la coroziune și asupra reducerii prețului de cost.

Diversele rapoarte între echivalentele elementelor alfagene și gamagene duc la apariția unor structuri predominant austenitice sau a unor structuri mixte austenito-feritice ș.a..

Oțelurile inoxidabile austenitice se împart în mai multe grupe, în funcție de elementele principale de aliere.

Oțeluri austenitice crom-nichel

Se caracterizează prin conținutul scăzut în carbon și o proporție de 18-8 % a cromului și nichelului – calitate care este utilizată cu precădere. Alături de această calitate fundamentală, se fabrică oțeluri inoxidabile austenitice cu proporțiile de crom – nichel 12-12; 18-12; 18-10; 20-12; 25-12; 25-20. Oțelurile inoxidabile crom-nichel se caracterizează și prin conținuturi diferite în carbon, care sunt frecvent 0,12 % ; 0,05 % și 0,03%.

Pentru a mări rezistența acestor oțeluri la oxidare la temperaturi ridior oțeluri la oxidare la temperaturi ridicate li se adaugă siliciu. Adaosurile de siliciu contribuie la suprimarea sensibilității la coroziune sub tensiune și la ameliorarea comportării în medii nitrice foarte oxidante. Combaterea coroziunii intercristaline se realizează și prin adaosuri de titan, niobiu în anumite proporții – de obicei de cca 5 ori adaosul în carbon. Mărirea prelucrabilității prin așchiere se realizează prin adaosuri de sulf și de seleniu. Reducerea prețului de cost a acestor oțeluri se realizează prin înlocuirea parțială a nichelului prin mangan sau azot.

Oțeluri austenitice crom-nichel-molibden

Cu scopul de a mări rezistența la coroziune, în special în soluții de acid sulfuric, cloruri și acizi organici se adaugă 2…4% Mo oțelurilor austenitice 18-8.

Creșterea rezistenței la coroziune a oțelurilor Cr-Ni-Mo se poate face prin adaos de 1…2% Cu sau de 2…4% W și a stabilizatorilor titan sau niobiu. Se recomandă ca, conținutul în carbon a oțelurilor Cr-Ni-Mo să fie foarte mic (C0,03%).

Oțeluri austenitice Cr-Ni-Mn-N

Adaosurile de mangan în oțelurile pe bază de crom provoacă modificări ale vitezei critice de răcire și permit menținerea la temperatura ambiantă a structuri austenitice formată la temperaturi ridicate. Un oțel cu 0,3% C; 17% Cr; 10% Mn are o structură austenitică la temperaturi ridicate (1.473 K), care la răcire se va transforma în martensită. Indiferent de conținutul în mangan, este posibil de a obține structură austenitică stabilă și la temperatura ambiantă, dacă cromul este de 14…15% și carbonul sub 0,20%. Un oțel Cr-Mn, cu structură austenitică, va avea compoziția C=0,1%; Cr=12…15% și Mn=14…15%. Acest oțel, după răcirea rapidă de la temperatura de 1.373 – 1.473 K, va avea o structură pur austenitică. Oțelurile austenitice Cr-Mn sunt sensibile coroziunii intercristaline, dacă sunt menținute chiar un timp scurt în intervalul de temperaturi de 773 – 1.073 K. Rezistența la coroziune nu poate fi îmbunătățită, deoarece nu se admite peste 15% Cr și nu se pot folosi adaosurile de titan sau niobiu, fiindcă s-ar restrânge domeniul de existență al austenitei. Pentru a evita incovenientele oțelurilor Cr-Mn, se recurge la oțeluri complexe Cr-Ni-Mn sau Cr-Ni-Mn-N. Alierea cu 2…6% Ni a oțelurilor Cr-Mn conduce la obținerea unei austenite stabile chiar dacă crește cromul la 20%, fapt care îmbunătățește și rezistența la coroziune. Azotul poate fi folosit ca element austenitizant în oțelurile crom-mangan. Un oțel cu 21% Cr; 14,5% Mn; 0,03% C și 0,7% N este austenitic după un tratament de călire de punere în soluție de la 1.373 K.

Adaosurile de azot în oțelurile crom-nichel ameliorează proprietățile mecanice. Adaosurile de azot înlocuiesc o parte din nichel și contribuie la reducerea prețului de cost al oțelului austenitic inoxidabil.

Clasificarea oțelurilor austenitice inoxidabile se face după compoziția chimică și prezintă caracteristicile indicate în tabelul 3.1.

Tab. 3.1 – Categorii de oțeluri inoxidabile

Principalele oțeluri inoxidabile austenitice produse de industria românească sunt indicate în tabelul 3.2.

Tab. 3.2 – Principalele oțeluri inoxidabile austenitice STAS 3583-80

Notă: * Nu mai apar în nomenclatorul din 1980

Întrebuințarea oțelurilor inoxidabile austenitice este foarte variată și cuprinde domeniul temperaturilor ridicate, domeniul criogenic, industria chimică, alimentară, aeronautică, farmaceutică, navală, nucleară, transporturile, construcțiile civile (ca decorațiuni arhitectonice).

3.1 Generalității

Apariția și utilizarea acestor oțeluri, au fost determinate de avantajele tehnico-economice în comparație cu oțelurile inoxidabile clasice, aliate numai cu crom și nichel. În anumite perioade, mai ales ca urmare a lipsei de nichel, aceste oțeluri rezolvă eficient necesitățiile, cu condiția posibilității de practicare a tehnologiei de elaborare și prelucrare.

Din această cauză, în multe țări, dezvoltate industrial, oțelurile inoxidabile AmnNi sunt standardizate, având drept utilizări piese amagnetice sau piese rezistente la coroziune, inoxidabile.

În tabelul 3.3 se arată principalele oțeluri, echivalente cu oțelul indigen 12NMnNiCr180. Echivalările sunt preluate din Verlang Stahlschlussel.

Tabelul 3.3 – Oțeluri echivalente cu 12NMnNiCr180

Studii cu privire la aceste oțeluri au fost inițiate la un moment dat și în România, Cosma D. [26] fără finalizare industrială. În străinătate, unde se valorifică, studiile sunt mai ample, cunoscute mai ales în Anglia, Rusia, SUA, Franța.

Demestre și colaboratorii au făcut o analiză detaliată asupra potențialului fizico-mecanic al oțelurilor, referindu-se mai ales la acțiunea manganului și azotului. S-a dovedit astfel că azotul până la o concentrațiede 0,25%, aduce pe de o parte creșterea limitei de curgere, a rezistenței la rupere și a rezistenței de fluaj, iar pe de altă parte stabilirea structurii austenitice la temperatura mediului ambiant.

O mare parte din cercetări, au avut în vedere modificările structurale în funcție de concentrația elementelor de aliere, cum sunt cele ale lui Burgess C. D.; Shafmaister B. [106]; Montpenny J.H.C.; Whittenberg; Bogacev.

Contribuții importante pentru cunoașterea și utilizarea oțelurilor de acest gen, sunt cunoscute de asemenea prin lucrările Cook W.T.; Fujikura M. pentru aplicații amagnetice și Fujikura M., pentru aplicații criogenice.

Rezistența la coroziune a fost studiată în lucrările Pridnatev V.M.;Bannih J.K.; Branki J.A.; Braham C. Din acest punct de vedere s-a remarcat capacitatea cromului și importanța structurii monofizice austenitice, pentru rezistența la coroziune. De asemenea sunt importante: concentrația de carbon, azot, nichel ca și alte elemente chimice cum sunt: aluminiul, siliciul, molibdenul, vanadiul, care influențează coroziunea intercristalină.

Alte lucrări se referă la programarea și elaborarea compoziției chimice Pridnatev V.M.; Prokoșkin A.D.; Van Vlack; date sumare pentru prelucrarea prin deformare plastică Tamhankar R.; Radu Gelu; sua îmbunătățireaproprietăților prin tratamente termice Danielian M.A.; Palenik J.; Krilova A.P.

Pentru studii referitoare la prelucrarea prin așchiere, literatura de specialitate este săracă, iar lucrările care au apărut, constituie informații din care se pot deduce indirect, proprietatea de prelucrabilitate: Fadeev V.S.; Gehin; Kim C.H.; John V.B.; Peznikov A.N.; Redmond J.D.

Domeniile de utilizare ale acestor oțeluri sunt foarte diferite printre care enumerăm: utilaje active: reactoare în industria chimică și petrochimică, schimbătoare de căldură, rezervoare și vase tampon, rezervoare de condens; utilaje active în industria energetică; structura de rezistență în construcții din energetica nucleară; chimie și petrochimie; materiale de protecție antimagnetice: inele, carcase și alte piese funcționale în construcția mașinilor electrice și transformatoarelor de forță; utilaje active în industria alimentară și farmaceutică; agregate de conservare a limentelor la frig, utilaje comerciale și de uz gospodăresc, etc.

3.2 Stabilizarea austenitei în oțeluri

Echilibrul structural pentru aceste oțeluri se stabilește cu ajutorul diagramei Schaeffler, figura 3.1.

Structura austenitei în sistemul de echilibru Fe-Cr-Mn, este cea mai economică pentru obținerea oțelurilor, întrucât se realizează cu elemente de aliere nedeficitare. Structura se modifică în funcție de conținutul de crom și mangan, ca și de temperatura de încălzire și rapiditatea răcirii.

Compoziția oțelurilor cu această structură austenitică este formată din elemente gamagene și elemente alfagene. Elementele gamagene deplasează punctul de transformare alfa/gama al fierului la temperaturi mai joase, iar punctul de transformare gama/delta la temperaturi mai înalte, având ca efect lărgirea domeniului austenitic. O parte din elementele gamagene se dizolvă în austenită cum sunt: nichelul, cuprul, cobaltul, iar altele formează soluții de interstiție cum sunt carbonul și azotul. Elementele gamagene care se dizolvă în austenită determină creșterea în mică măsură a proprietăților mecanice de rezistență, față de elementele care formează soluții solide de interstiție.

Elementele alfagene folosite la obținerea oțelurilor inoxidabile sunt: molibdenul, siliciul, titanul, aluminiul, niobiul. Ele deplasează punctul de transformare alfa/gama al fierului la temperaturi mai înalte și punctul de transformare gama/delta la temperaturi mai joase, micșorând astfel domeniul austenitic. O parte din aceste elemente se dizolvă în austenită iar altele formează carburi prin reacție cu carbonul.

Pentru stabilizarea austenitei și durificarea acesteia se folosesc elemente chimice suplimentare, care pot crea faze noi, prin substituție reciprocă sau reacție cu elementele chimice de bază, respectiv cromul și manganul.

3.3 Influența elementelor chimice asupra stabilității austenitei

Manganul, prin efectul său gamagen se utilizează în scopul înlocuirii parțiale a nichelului, producând printre altele și o reducere a costurilor de elaborare. Efectul de formare a austenitei de către mangan, este însă inferior față de cel al nichelului.

Considerând sistemul FeCrMn, studiat de mai mulți autori Bogacev N.I., Cook W.T., Coulombier I.,Pridnatev V.M., Fujikura M., în figura 3.2 se prezintă o diagramă de echilibru cu concentrații de crom între 0-30% și 6%, 8% și 16% mangan, limite care corespund principalelor proporții la care sunt folosite aceste oțeluri.

După cum se observă, în diagrama de echilibru cu 6% mangan, austenita își extinde stabilitatea până la temperaturi înalte de 1400 oC, corespunzător pentru 12% crom, însă prin răcire lentă dă naștere unei structuri cu ferită și proprietăți magnetice.

Același efect se produce la o concentrație de 8% mangan, însă stabilitatea austenitei, se extinde până la temperaturi de cca 1500 oC.

Creșterea în continuare a manganului extinde prezența austenitei până la 15% crom iar temperaturile de stabilitate se ridică până aproape de linia lichidus, însă structura obținută la temperatura mediului ambiant este numai parțial austenitică.

Fig. 3.2 – Diagrama de echilibru Cr-Mn cu Cr între 0-30% și 6%, 8% și 16% Mn

În figura 3.3 echilibrul Fe-Mn se exprimă în altă variantă: conținutul de 18% Crom, cu variația concentrației de mangan sau conținutul de 12% mangan cu variația concentrației de crom.

Fig. 3.3 – Diagrama de echilibru cu variația cromului și a manganului

Se observă că la 18% Crom, pentru orice concentrație de mangan nu se poate obține o structură austenitică la temperatura mediului ambiant, iar în condiții de echilibru se generează o a treia fază fragilizantă, care nu poate fi eliminată. Manganul grăbește formarea acestei faze la concentrații mici de crom. Această fază fragilizează ferita atât la temperaturi înalte, în timpul deformării plastice la cald și la temperaturi joase de 350-500C.

Din această figură rezultă de asemenea că la temperatura mediului ambiant, nu se poate obține o structură stabilă austenitică, aceasta fiind posibilă numai la temperaturi de 1000C.

În concluzie, pentru a ajunge la o structură austenitică stabilă la temperatura mediului ambiant, precum și pentru a asigura rezistența la coroziune printr-un conținut ridicat de crom, se impune alierea suplimentară a acestor oțeluri cu elemente gamagene, care fixează austenita la temperatura mediului ambiant, cum sunt nichelul, azotul și carbonul. Dintre acestea, în cazul oțelurilor austenitice, sunt indicate nichelul și azotul.

Influența azotului în studiul echilibrului acestor oțeluri, trebuie analizată în același timp cu carbonul. Azotul și carbonul, au o acțiune puternică de formare a austenitei stabile, amagnetică, efect prin care se urmărește de fapt și reducerea conținutului de nichel.

Cu cât suma concentrațiilor de carbon și azot este mai mare, cu atât se formează mai multe carburi și carbonitruri, prin reacții chimice reciproce între carbon, azot și restul elementelor generatoare de carburi. Carburile la rândul lor produc o creștere a rezistenței mecanice în funcție de coerență, modul de răspândire, granulație, complexitate chimică.

Ordinea formării carburilor în aceste oțeluri, datorită prezenței elementelor din aliere, este următoarea: manganul, fierul, cromul, wolframul, molibdenul, vanadiul, titanul, niobiul și zirconiul.

Cromul formează trei carburi: Cr23C6 rețea cubică, Cr7C3 rețea hexagonală și Cr3C2 rețea cubică. Stabilitatea carburilor în austenită depinde de concentrația și structura lor cristalină, cele mai stabile fiind: carbura de vanadiu, carbura de zirconiu, carbura de niobiu și carbura de titan cu rețea cubică cu fețe centrate.

În procesul evoluției carburilor, formare, dizolvare, precipitare, la oțelurile cu nichel și crom, la început se formează carburi cu potențial de formare mai puternic, combinații carbon-mangan, crom-fier și apoi carburi de interstiție la care iau parte niobiul, titanul, vanadiul. Acestea din urmă nu se dizolvă în austenită și împiedică creșterea granulației, finisând structura și îmbunătățind rezistența la coroziune intercristalină.

La oțelurile cu carbon redus se separă o cantitate mică de carburi, care se dizolvă în parte în austenită, la încălzirea pentru punerea în soluție.

Azotul are efecte gamagene mai puternice decât carbonul. Proporția concentrațiilor de carbon și azot influențează diferit procesul de precipitare, în sensul că la un conținut de carbon ridicat, se produce mai înainte formarea carburilor de tip Me23C6, în timp ce la un conținut de azot mai ridicat se formează carbonitrurile Me2(CN).

Azotul lărgește domeniul austenitic spre concentrații mai mari de crom, după cum se arată în figura 3.5 în cazul unor oțeluri cu 0,12% carbon, aliate cu crom și nichel.

Fig. 3.4 – Influența azotului asupra domeniului austenitic

în funcție de conținutul de Cr și Ni

Până la concentrații ale azotului de 0,25% acesta are o influență pozitivă asupra proprietăților mecanice, în timp ce la concentrații mai ridicate produce scăderea tenacității și plasticității, datorită nitrurilor pe care le generează.

După cum a rezultat din cele arătate până acum influența cromului în oțelurile FeCrMn, are o importanță deosebită asupra echilibrului structural, față de concentrația celorlalte elemente chimice de bază: mangan, nichel, azot. De asemenea, cromul este elementul care asigură rezistența la coroziune, respectiv inoxidabilitate, atunci când depășește 12%. Datorită efectului alfagen, restrângerea domeniului austenitic se prezintă astfel: până la concentrații de 12% crom faza austenitică este stabilă; între 12-13% crom apare pe lângă faza austenitică și faza feritică; iar la 45% crom se formează faza fragilizantă sigma.

În prezența carbonului, cromul se combină cu acesta și dă naștere prin precipitare la carburi, în timpul încălzirii. Aglomerarea cromului în carburi și sărăcirea soluției în crom, pe zonele care înconjoară grăunții de austenită, slăbește rezistența la coroziune și favorizează astfel ruperea intercristalină.

Tendința de rupere este cu atât mai pronunțată cu cât conținutul de carbon și azot este mai mare.

Introducerea niobiului, vanadiului, în astfel de oțeluri, îmbunătățește situația întrucât acestea reacționează mai activ cu carbonul, evitând sărăcirea soluției austenitice cu crom.

Titanul în prezența azotului, nu are efect pozitiv întrucât este mai avid de azot, formând nitrura de titan, favorizând astfel ruperea intercristalină.

3.4 Influența compoziției chimice asupra

proprietăților fizico-mecanice

Proprietățile fizice și mecanice ale unui oțel sunt puternic influențate de compoziția chimică.

Manganul produce o creștere apreciabilă a rezistenței la rupere, care se amplifică dacă oțelul este aliat și cu azot. Cercetările lui Prokoșkin A. D. cu privire la influența manganului și azotului asupra proprietăților mecanice, au considerat patru grupe de oțeluri cu compoziția chimică arătată în tabelul 3.2.

Tabelul 3.2.

Prima grupă de oțeluri, fără azot, prezintă o structură austenitică, în timp ce oțelurile din grupa a doua au o structură bifazică, austenito-feritică.

Aceeași situație o prezintă și oțelurile din grupa a treia, cu mențiunea că aici austenita are proprietăți feromagnetice la peste 16% mangan, figura 3.6.

Figurile 3.6 și 3.7 reprezintă evoluția proprietăților mecanice și magnetice și pun în evidență influența pozitivă a manganului asupra creșterii limitei de curgere și permeabilității magnetice, cât și influența pozitivă a azotului asupra proprietăților mecanice în general.

Nichelul are o influență pozitivă asupra proprietăților mecanice, în special tenacitatea, și asupra rezistenței la coroziune.

De asemenea, în timpul deformării plastice la rece nu ecruisează puternic materialul, asigurând și în aceste condiții păstrarea structurii austenitice.

Acțiunea elementelor de aliere feritice, asupra soluției solide austenitice este prezentată în figura 3.8.

Se observă că duritatea crește aproape liniar cu concentrația acestor elemente. Creșterea se evidențiază mai ales asupra limitei de curgere.

Alierea în exces cu astfel de elemente poate conduce la o fragilizare.

Fig. 3.8 – Influența elementelor de aliere feritice asupra durității austenitice.

3.5. Influența compoziției chimice asupra rezistenței la coroziune

După cum se arată în această lucrare, oțelurile aliate cu mangan se particularizează prin a fi utilizate în practică, fie pentru organe de mașini, unde se combină efectele de uzare-coroziune, fie numai de coroziune-criogenie.

Distrugerea prin coroziune este un proces evolutiv determinat de acțiuni chimice și electrochimice ale mediului. Factorii care pot influența efectele de coroziune sunt de natură internă: starea de tensiuni, omogenitatea chimică și structurală, puritate chimică, ca și factori de natură externă: gradul de agresivitate chimică, temperatura, durata de solicitare e.t.c. Cercetările abordate și cunoscute în literatura de specialitate tratează astfel influența acestor factori pe tipuri de coroziune: punctiformă, superficială, de profunzime intercristalină e.t.c.

Astfel, în figura 3.9 se prezintă poziția oțelurilor FeCrMnNiN, față de alte oțeluri inoxidabile, la solicitarea de coroziune prin fierbere în acid azotic 65%.

Fig. 3.9 – Rezistența la coroziune în HNO3-65% la firbere a oțelurilor AMnNi

Din punctul de vedere acestei solicitări , se observă că oțelurile inoxidabile aliate și cu mangan au o rezistență la coroziune inferioară oțelurilor crom-nichel, iar dacă în compoziție intervine și azotul rezistența este și mai slabă.

Pentru creșterea rezistenței la coroziune intercristalină a oțelurilor CrMnNiN, se adaugă niobiu și vanadiu. Folosirea titanului în acest scop, este neindicată după cum s-a arătat anterior în lucrare.

3.6. Oțelurile austenitice inoxidabile, fără nichel

Datorită acțiunii puternice de formare a austenitei stabile amagnetice cu ajutorul cuplului carbon-azot, este posibil ca nichelul să fie înlocuit în întregime.

Odată cu creșterea temperaturii de punere în soluție, la oțelurile de acest gen, fără nichel și cu conținut mic de carbon de cca. 0,10-0,12%, cantitatea de ferită delta crește. La oțelurile cu peste 0,5% carbon ferita delta scade.

Stabilitatea austenitei, respectiv apariția fazei feritice, este determinată de echilibrul crom față de suma (C+N). În figura 3.10. se arată domeniile structurilor formate la oțeluri cu 10-18% mangan, la temperatura de 1150o C.

Fig 3.10 – Influența stabilității austenitei în funcție de conținutul (C+N)

la oțelurile AMnFNi.

Stabilitatea austenitei în aceste condiții a fost exprimată de Bogacev N. I. Cu relația

C+N=0,078(Cr-12,5%) (2.1)

Prezența carburilor și carbonitrurilor este și în această siuație folositoare pentru împiedicarea creșterii granulației la încălzire, care duce indirect la mărirea rezistenșei mecanice.

Astfel de oțeluri austenitice, după punerea în soluție prezintă o creștere liniară a limitei de curgere, rezistenței la rupere și a durității față de suma concentrațiilor de azot plus carbon.

Capitolul IV

Cercetări cu privire la elaborarea, turnarea,

prelucrarea la cald și proprietățile fizico-mecanice ale oțelurilor inoxidabile austenitice aliate și cu mangan

4.1. Alegerea variantelor din punct de vedere chimic

Variantele alese pentru studiu, din punct de vedere chimic, au avut în vedere îndeplinirea următoarelor cerințe, care caracterizează aceste oțeluri și anume:

realizarea unor oțeluri cu structură austenitică stabilă, considerând un conținut redus de nichel;

obținerea unor informații în legătură cu corelația dintre compoziția chimică și proprietățile fizico-mecanice și tehnologice;

obținerea unor informații în legătură cu corelația dintre compoziția chimică și prelucrabilitatea prin așchiere;

influența carbonului, manganului, cromului, azotului, asupra proprietăților și prelucrabilității;

rezistența la coroziune a acestor oțeluri, în special în diferite medii industriale;

proprietățile oțelurilor austenitice inoxidabile fără nichel, la care stabilitatea austenitei se realizează prin mangan și azot;

obținerea unor informații pentru compararea acestor oțeluri, din punct de vedere al prelucrabilității, cu oțelurile inoxidabile austenitice CrNi 18-8 de tip 301(după AISI) și CrNi 20-12 de tip 304L (AISI).

4.2. Cercetări privind elaborarea și turnarea

Elaborarea unor astfel de oțeluri, cu grad de aliere înalt, bogate în mangan, presupune utilaje de topire cu căptușeală bazică, încălzite prin inducție, cu posibilitatea de vidare în timpul topirii.

La început s-a elaborat o șarjă la C.O.S. Târgoviște, într-un cuptor cu capacitate mică, încălzit electric prin inducție. Materia primă utilizată a fost formată din fier ARMCO, ferosiliciu, mangan metalic, nichel, ferovanadiu și feromolibden. După topirea fierului s-au introdus cromul și nichelul, iar după asimilarea acestora, a fost introdus parțial manganul, care a prezentat reacție puternică cu tendință de răcire și durificare a băii, cu aderență față de căptușeala refractară a creuzetului, fiind necesară dislocarea prin batere intensă. În final în baie s-au introdus feromolibdenul și ferovanadiul. Turnarea s-a făcut la temperatura de 1500o C. Compoziția chimică obținută a fost următoarea: mangan 19%, crom 17%, nichel 2,2%, molibden 0,4%, vanadiu 0,2%. Oțelul a avut structură austenitică, pusă în evidență microscopic, fără atracție magnetică, însă a prezentat numeroase microfisuri datorită impurificării cu incluziuni endogene ale băii. Datorită calității necorespunzătoare, s-au reluat experimentările cu sprijinul Institutului de Cercetări Metalurgice (ICEM) București. S-au utilizat un cuptor electri, încălzit prin inducție, cu căptușeală bazică, dotat cu instalație de vidare, tip ls5/III. Căptușeala refractară a cuptorului a fost realizată din materialul tip FIROPROTEX.

Elaborarea s-a făcut în mai multe șarje experimentale, de câte 50 kg. Materia primă a fost sortată pe baza compoziției chimice. S-a utilizat fier ARMCO, sub forma unor semifabricate cu secțiunea pătrată cu latura de 70 mm și feroaliaje curate.

Condițiile în care s-a realizat elaborarea sunt arătate în figura 4.1.

Fig. 4.1 – Tehnologia de elaborare

Încălzirea în faza inițială s-a făcut cu fier ARMCO, nichel electrolitic sub formă de plăci și ferocrom afânat cu azot. Materiile prime au fost debitate în bucăți mici pentru a se evita agățările sau lipirea de pereții refractori ai creuzetului.

După încărcare s-a închis recipientul cu capacul de etanșare și s-a acționat grupul de pompe pentru vidare, timp de 10 minute, până la depresiune de 2×10-2 torr.

A urmat apoi încălzirea pentru topire cu o durată de cca. 125 minute. Generatorul de curent a fost acordat treptat pentru a se ajunge la puterea de regim de 60 kW, cu factorul de corecție cos=1.

În timpul topirii s-a supravegheat funcționalitatea instalației și mersul procesului în creuzet, grupul de vid având acțiune permanentă pentru degazare continuă.

La terminarea topirii s-a măsurat temperatura, care a fost de 1560C, și s-a observat că baia metalică avea o suprafață curată. În această perioadă s-a prelevat și o probă pentru verificarea compoziției chimice, în vederea corectării acesteia. După topire s-a executat vacuumarea finală a băii, timp de 11 minute, până la depresiunea de 9×10-1 torr, după care s-a introdus gazul de protecție, respectiv argonul la presiunea de 150 torr pentru degazare și liniștire. Temperatura băii în această perioadă a fost de 1580C. Au urmat etapele de corecție pe baza compoziției chimice a probei prelevate, introducând prin ecluză, după necesitate, grafit, ferocrom afânat cu mangan. Pentru dezoxidare s-a folosit aluminiul și ferosiliciu, concentrație 75%. Aceste adaosuri au fost introduse treptat și în bucăți de mărime mică, unele preîncălzite, pentru a nu se produce împroșcări și pentru o reacție ușoară cu baia metalică.

După controlul final al temperaturii, de cca. 1560 și la o presiune de suflare a argonului de 260 torr, s-a executat turnarea, într-o lingotieră din fontă încălzită, cu capacitatea de 50kg.

Turnarea s-a făcut prin pâlnie intermediară a instalației. După turnare instalația a fost suflată cu aer. Lingoul a fost stripat după 20 minute de la turnare.

În tabelul 4.1 se arată spre exemplificare un bilanț al încărcăturii.

Tab. 4.1 – Bilanț al încărcării pe șarjă (exemplificare)

S-au elaborat mai multe șarje care au fost grupate din punct de vedere chimic în cinci grupe.

Compoziția chimică a oțelurilor elaborate a fost determinată prin analize chimice cantitative.

În tabelul 4.2 este prezentată compoziția chimică încadrată pe cinci grupe distincte de studiu.

Tab. 4.2

Semnificația notării grupelor este următoarea:

AMnFNi – oțel austenitic cu mangan și azot, fără nichel

AMnNi – oțel austenitic cu mangan și nichel

AMnNiV – oțel austenitic cu mangan, nichel, vanadiu

AMnNiNb – oțel austenitic cu mangan, nichel și niobiu

AMnNiNbV – oțel austenitic cu mangan, nichel, vanadiu și niobiu

Structura acestora este austenitică, după echilibrul fazic Schaeffler, fiind prezentată în figura 4.3.

Fig 4.3 – Localizarea șarjelor elaborate în diagrama Schaffler

Localizarea în diagrama Schaffler s-a realizat după calculul ehcivalentului de nichel și echivalentului de crom, arătat în tabelul 4.3

Tabelul 4.3. Calculul ECr și ENi[%]

După cum se observă din figura 4.3 grupa AMnNiVNb șarja 5 se află în zona de trecere de la austenită la ferită.

Verificarea elementelor chimice din oțelurile elaborate s-a făcut prin metoda dispersiei energetice.

Analiza radiației X caracteristice emise de electronii probelor, în urma interacției cu fasciculul de electroni incidenți, s-a realizat prin metoda dispersiei de energie[Energy Dispersive Spectrometre, EDS], cu un detector încorporat în microscopul electronic J X 50 Joel.

Fiecare probă din studiu, pregătită prin șlefuire și atac a fost vizualizată sub microscop, după care, într-o zonă caracteristică structurii, a fost supusă radiației X prin detectorul mai sus amintit.

Separarea prin energie a impulsurilor provenite de la detector, după preamplificare, s-a făcut cu un analizor multicanal și un calculator care a stocat și prelucrat spectrul. Timpul de măsurare a fost de 70 secunde.

În tabelul 4.4 se prezintă numărul impulsurilor/secundă ănregistrate pentru elementele chimice identificate.

Tabelul 4.4. Numărul de impulsuri/secundă prin metoda dispersiei energetice

Din cele de mai sus se vede că procedeul elaborării în vid, cu degazare, este corespunzător pentru elaborarea unor astfel de oțeluri. Compoziția chimică asigură stabilitatea austenitei la temperatura mediului ambiant și permite, în continuare, cercetări complexe care să caracterizeze prelucrabilitatea acestor oțeluri.

4.3. Cercetări privind prelucrarea la cald

4.3.1. Cercetări pentru determinarea

proprietății de deformabilitate la cald

Deformabilitatea la cald este determinată de două caracteristici ale materialului studiat și anume: plasticitatea și rezistența la deformare. Rezistența la deformare este cea care deternimă dimensiunile și parametrii de forță ai utilajului necesar deformării, iar palsticitatea determină gradul maxim de deformare permis, fără riscul apariției defectelor.

Dintre metodele de determinare a deformabilității la cald în fază de laborator, cea mai des utilizată este răsucirea unor epruvete cilindrice, metodă care permite atingerea unor deformații superficiale mari simultam cu menținerea unei viteze superficiale constante, putând măsura cantitativ, în același timp, tensiunea de curgere și ductibilitatea.

Pentru experimentări s-a utilizat oțelul AMnNi, șarja 9, grupa II, (tabelul 4.2.) cu următoarea compoziție chimică: 0,06% carbon; 17,7% crom; 5,87% nichel; 7,47% mangan; 0,225% azot; 0,01% sulf; 0,026% fosfor.

Studiul deformabilității la cald a oțelului s-a realizat prin încercări de torsiune, pe o mașină de torsiune la cald, tip SETARAM, care permite înregistrarea simultană a variației în timp a cuplului de torsiune și a temperaturii superficiale, prin intermediul unei punți tensiometrice și a unui pirometru optic, conectate la un oscilograf. Înregistrarea s-a făcut pe hârtie sensibilă. Studiul s-a făcut prin simularea procesului industrial de deformare, pe o epruvetă cilindrică, care a fost încălzită la temperatură controlată și apoi răsucită în jurul propriei axe.

Capetele epruvetelor au fost fixate rigid în timpul încercărilor pentru menținerea constantă a lungimii. Se neglijează astfel influența tensiunii axiale ce apare datorită menținerii constante a lungimii epruvetelor.

Determinările au fost efectuate la temperaturi cuprinse între 800 și 1200, cu viteză de deformație superficială de 1,0 s-1 și timp de menținere la temperatura de încercare de 1 minut, cu răcirea în două medii, aer și apă.

Înregistrarea în timp a variațiilor cuplului de torsiune s-a făcut cu ajutorul unui traductor tensiometric rezistiv. Semnalele date de traductor au fost amplificate și înregistrate cu ajutorul unui oscilograf, împreună cu semnalul corespunzător variației de temperatură, dat de pirometru.

Tensiunea maximă de deformare se calculează cu ajutorul cuplului de torsiune, cu relația:

[Nm] (4.1)

în care C este o constantă de etalonare calculată cu relația:

(4.2)

unde S este sensibilitatea utilizării în timpul încercărilor, iar X [mm] distanța critică pe diagramă între axa de zero maximum și valoarea corespunzătoare cuplului de deformare. Cunoscând cuplul de torsiune se calculează tensiunea maximă de deformare:

[MPa] (4.3)

Deformația la rupere se calculează cu relația:

[%] (4.4)

unde Vh este viteza hârtiei înregistratoare [mm/s].

În tabelul 4.5 se prezintă rezultatele înregistrate în cercetări. Pe baza rezultatelor din tabelul 4.5, s-au trasat diagramele din figurile 4.4 și 4.5.

Tabelul 4.5

În figura 4.4 este reprezentată variația valorilor maxime ale tensiunii de deformație în funcție de temperatura de deformare și mediu de răcire. Se observă că odată cu creșterea temperaturii de încercare, tensiunea de deformație scade, iar mediile de răcire nu produc modificări esențiale de comportare.

Fig. 4.4. – Variația valorii maxime a tensiunii de deformație în funcție de temperatură

În figura 4.5 se arată variația deformației la rupere în funcție de temperatură și mediul de răcire, la o viteză de deformație de 1 s-1. După cum se observă, până la o temperatură de cca. 1150C se înregistrează creșterea deformației la rupere. În această perioadă are influență procesul de recristalizare datorită încălzirii, mai puternic decât cel datorat vitezei de deformare. În continuare, deformația la rupere scade datorită apariției mecanismului de fisurare la rupere. Se remarcă că mediile de răcire nu influențează decât în mică măsură rezultatele.

Fig. 4.5 – Variația deformației la rupere în funcție de temperatură

Numărul de răsuciri până la rupere, în funcție de temperatura de încercare, este prezentat în figura 4.6. Această variație pune în evidență domeniul de plasticitate.

Fig. 4.6 – Numărul de răsuciri până la rupere funcție de temperatură

Considerând ca etalon oțelul clasic de tip 5NiCr180, STAS 3583-87 și datele din literatură, oțelul studiat are deformabilitate la cald mai scăzută, după cum se arată în figurile 4.7 și 4.8.

Fig. 4.7 – Variația cuplului maxim de deformare în funcție de temperatură

În timp ce în figura 4.7 se prezintă variația cuplului maxim de deformare, superior în cazul oțelului AMnNi studiat, față de oțelul 5NiCr180, ceea ce confirmă o deformabilitate mai scăzută, în fig. 4.8 se observă că numărul de răsuciri în aceleași condiții de încercare, este inferior oțelului 5NiCr180, care având deformabilitate mai bună rezistă la un număr mai mare de răsuciri.

Fig. 4.8 – Variația numărului de răsuciri în funcție de temperatură

În concluzie, oțelul studiat, de tip austenitic inoxidabil aliat și cu mangan, prezintă proprietatea de deformabilitate la cald apropiată de cea a oțelurilor austenitice inoxidabile clasice, fără mangan, dar cu concentrații mai mari de nichel, respectiv cel puțin 8-9%.

4.3.2 Prelucrarea prin deformare plastică

Deformarea plastică la cald s-a realizat prin forjare, fără ca în prealabil să se execute tratamentul de punere în soluție, și a continuat apoi prin laminare la rece, după schema din figura 4.9.

Deformarea plastică la cald s-a făcut succesiv, în mai multe trepte, pornind de la lingoul turnat cu latura de 300 mm și ajungând până la profile pătrate cu latura de 20mm sau platbandă cu dimensiunea 60x20mm.

Pentru deformare materialul a fost încălzit pentru fiecare treaptă. Considerând rezultatele cercetărilor privind deformabilitatea, încălzirea materialului în fiecare deformare a fost de 1150C, iar procesul de deformare s-a terminat de fiecare dată deasupra temperaturii de 950C.

În continuare aceleași materiale au fost deformate în trepte până la pătrate cu latura de 3 mm și tablă cu grosimea de 3 mm.

Tabla de 3 mm, decapată electrolitic, a fost deformată plastic la rece până la o grosime de 0,95 mm.

Atât procesul deformării plastice la cald cât și cel efectuat la rece, au confirmat plasticitatea corespunzătoare a oțelului, fără să se înregistreze defecte de rupere în timpul prelucrării.

Fig. 4.9 – Schemă tehnologică pentru deformare plastică

4.3.3 Prelucrarea prin Sudare

Pentru verificarea sudabilității oțelului s-au făcut cercetări preliminare cu material forjat din oțeluri AMnNi, grupa II, șarja 9. S-a sudat o probă formată din două table cu grosimea de 14mm, cap la cap, cu rost în V, cu electrod dintr-un oțel austenitic inoxidabil tip FOXSAS 4 cu 0,05% carbon; 18,5% crom; 2,5% mangan; 11,5% nichel. Electrodul s-a uscat înainte de sudare la 100C.

S-a folosit curent continuu, cu polaritate inversă. Îmbinarea a fost controlată radiografic fără să se identifice defecte.

În continuare s-a utilizat pentru încercări, oțelul AMnNi, grupa II, șarja 7 (tabelul 3.2), sub formă de tablă cu grosimea de 4 și 2mm, din care s-au confecționat epruvete de forma arătată în figura 4.10 și fig. 4.11.

Tehnologia și regimul sunt prezentate în tabelul 4.6.

Tabelul 4.7

Sudarea s-a realizat în curent continuu cu polaritate inversă și cu răcire rapidă. Pregătirea rosturilor s-a făcut prin așchiere, iar pentru curățirea zgurii s-au folosit unelte din oțel inoxidabil. Electrozii au fost uscați înainte de sudare la 100C, pentru eliminarea umidității.

După confecționarea epruvetelor prin așchiere s-au realizat încercări mecanice, obținând: rezistența la rupere Rm=705MPa, limita de curgere Rp0,2=470MPa; alungirea relativă A=15%.

În continuare pe o placă cu grosimea de 10 mm din acelați material s-a depus un cordon de sudură lung de 125mm, utilizând electrodul Ecr18Ni8Mn6X, cu diametrul de 4mm; curent 120A; tensiunea 22V.

Viteza de sudare a fost de 15 cm/min.

În secțiunea transversală a depunerii, s-au înregistrat dimensiunile din figura 4.12.

Fig. 4.12

Duritatea determinată în zonele evidențiate în figura 4.12, indentificate prin atac metalografic, are valorile arătate în figura 4.13.

Se înregistrează astfel o diferențiere foarte mică între duritatea metalului de bază, metalului depus și zona de influență termică.

Analiza microscopică arată o îmbinare fără defecte, cu difuzie între metalul de bază și metalul depus.

În figura 4.14 se prezintă microstructura materialului de bază la mărime 380:1, unde se indentifică aceeași structură austenitică, poliedrică neregulată.

Fig. 4.13 – Variația durității probei pentru verificarea sudabilității

Fig. 4.14 – Microstructura metalului de bază, 380:1, atac acid oxalic

Zona influențată termic este formată din lamele și insule de ferită dispuse pe scheletul grăunților de austenită, fig. 4.15, mărime 380:1.

Fig. 4.15 – Microstructura zonei ZIT și a metalului de bază, 380:1, atac oxid oxalic

Metalul depus prezintă insule de ferită și dendrite arborescente, dispuse pe fond austenitic, fig. 4.16. Considerând STAS-ul 10552-76 se apreciază că conținutul de ferită delta de cca. 10%. Nu s-au înregistrat defecte atât în metalul depus cât și în zona de influență termică.

Fig. 4.16 – Microstructura metalului depus, 380:1, atac acid oxalic

Se trage concluzia că oțelurile AMnNi au o sudabilitate bună, cu proprietăți mecanice ale îmbinării sudate apropiate de cele ale metalului de bază, însă cu plasticitate mai bună.

Ca urmare a acestor cercetări, se constată că în astfel de oțeluri cantitatea de ferită delta care se formează în materialul depus fără să se provoace fisuri este de cca. 10%.

De asemenea, din microstructurile prezentate nu se identifică apariția fazei fragilizante sigma, iar proprietățile privind rezistența mecanică și plasticitatea sunt apropiate de cele ale metalului de bază.

Electrodul de tip Ecr18Ni8Mn6X, de compoziție chimică apropiată, asigură o difuzie normală, fără necesitatea unor structuri intermediare, de trecere, formate cu alți electrozi.

4.3.4 Prelucrarea prin Tratamente Termice

Principalele tipuri de tratamente termice ale oțelurilor inoxidabile austenitice sunt: tratamente preliminare de recoacere, călire de punere în soluție și recoacerile de sensibilizare după punerea în soluție.

Punerea în soluție este tratamentul termic de bază prin care se urmărește încălzirea pentru omogenizarea și stabilizarea austenitei și apoi răcirea bruscă, care să nu permită precipitarea carburilor.

Recoacerea de sensibilizare este de fapt un tratament de testare, în vederea determinării intervalului critic de temperaturi, în care aceste oțeluri precipită carburi, afectând astfel rezistența la coroziune intercristalină.

Cercetările proprii au avut în vedere optimizarea temperaturii de punere în soluție și efectele recoacerii de sensibilizare.

S-au folosit probe din oțelurile AMnNi, grupa II, șarja 9 (tablelul 4.2).

Variantele tehnologice experimentale sunt prezentate în tabelul 4.8.

Tabelul 4.8 – Variante tehnologice la tratarea termică a oțelului

Încălzirea s-a făcut într-un cuptor electric cu rezistență. Răcirea epruvetelor s-a făcut în apă, cu mișcarea acestora în timpul transferului căldurii.

La fiecare variantă de lucru s-au preluat probe pentru analiză micro.

După curățirea suprafețelor frontale, polizarea, șlefuirea și lustruirea acestora s-a făcut atacul electrochimic pentru punerea în evidență a granulației și carburilor precipitate. Atacul s-a realizat cu reactivul: acid pieric cu 1% clorură cuprică și 15-20% alchil sufonat de sodiu. Microstructura probelor studiate în variantele din tabelul 4.8 este prezentată în figurile 4.17, 4.18 și 4.19 la mărire 100:1.

a.1050C/30 min.

b.1050C/60 min.

c.1050C/120 min.

Fig. 4.17 (a,b,c) – Microstructura probelor tratate termic, 100:1, atac acid pieric cu 1% clorură cuprică și 15-20% alchil sulfonat de sodiu

a.1100C/30 min.

b.1100C/60 min.

c.1100C/120 min.

Fig. 4.18 (a,b,c) – Microstructura probelor tratate termic la 1100C, 100:1, atac acid picric cu 1% clorură cuprică și 15-20% alchil sulfonat de sodiu

a.1150C/30 min.

b. 1150C/60 min.

c. 1050C/120 min.

Fig. 4.19 (a,b,c) – Microstructura probelor tratate termic la 1150C, 100:1, atac acid pieric cu 1% clorură cuprică și 15-20% alchil sulfonat de sodiu

a. 1200C/30 min.

b. 1200C/60 min.

c. 1200C/120 min.

Fig. 4.20 (a,b,c) – Microstructura probelor tratate termic la 1200C, 100:1, atac acid picric cu 1% clorură cuprică și 15-20% alchil sulfonat de sodiu

a. 1250C/30 min.

b. 1250C/60 min.

c. 1250C/120 min.

Fig. 4.21 – Microstructura probelor tratate termic la 1250C, 100:1, atac acid picric cu 1% clorură cuprică și 15-20% alchil sulfonat de sodiu

Prin măsurători ale câmpului microfotografiilor a fost determinată evoluția cantității carburilor precipitate, după cum se arată în figura 4.22.

Fig. 4.22 – Variația cantității de carburi precipitate în funcție de temperatură

Din această evoluție se pot desprinde următoarele concluzii:

numărul de carburi scade pe măsura creșterii temperaturii de punere în soluție;

la aceeași temperatură numărul de carburi scade pe măsura creșterii duratei de menținere;

procesul dizolvării carburilor începe cu cele din interiorul granulelor de austenită și după aceea cu cele dispuse pe margine.

Granulația astenitică s-a determinat prin metoda mărsurării diametrului grăuntelui, iar evoluția acesteia, în funcție de temperatură și durata de timp, este arătată în figura 4.23.

Fig. 4.23 – Variația granulației în funcție de temperatură și durata menținerii la încălzire

Din cele arătate rezultă că oțelul își păstrează o structură austenitică la temperaturi de 1250C, fără să apară separări feritice, însă cu o creștere exagerată a granulației. În cazul temperaturii de 1250C, la durata de menținere de 120 minute, granulația crește până la 260m.

Temperatura optimă de punere în soluție este considerată plaja 1050-1100C, cu durata de menținere 60 minute, care a rezultat și în urma încercării de torsiune la cald, ca și din literatura de specialitate.

După cum se cunoaște, oțelurile austenitice pot să fie tratate termic și prin recoaceri în vederea verificării sensibilității la coroziune intercristalină. Prin aceste tratamente, în funcție de conținutul de carbon și de crom, prin încălzire este sensibilizat procesul de precipitare al carburilor la marginea grăunților de austenită care micșorează rezistența la coroziune intercristalină.

4.4. Proprietăți fizico-mecanice

4.4.1. Granulația și Structura.

Granulația este un indicator calitativ important pentru oțelurile inoxidabile austenitice. O bună parte din proprietățile oțelurilor sunt influențate de granulație, mai ales rezistență mecanică, rezistență la coroziune, tratamente termice, prelucrabilitatea etc.

Diferențe mari, în ceea ce privește granulația, sunt determinate de compoziția chimică, evidențiată cu aceeași tendință și în structura materialelor studiate.

Structura materialelor a fost studiată cu ajutorul microscopului optic, la măriri până la 600:1 și peste 600:1 folosind microscopul electronic. Atacul metalografic al probelor studiate s-a făcut cu reactivi adecvați.

Cea mai mare granulație o prezintă grupa AMnFNi, șarja 0, a cărui structură este prezentată în figura 4.24.

După cum se observă la mărire 100:1, oțelul are o granulație poliedrică neregulată cu dimensiuni care variază între 0,02mm până la 0,15mm.

Se observă de asemenea carburi punctiforme și alungite. Acestea se pun mai clar în evidență în microstructura, mărire 500:1 și în cea executată la microscopul electronic cu baleiaj tip BS 343, mărire 500:1.

a) 100:1, atac acid picric

b) 500:1, atac acid picric

c) 500:1, fără atac

Fig. 4.24 (a,b,c) – Microstructura oțelului AMnFNi, atac acid oxalic

Oțelurile cu Ni, AMnNi, fără modificatori, au o granulație mai fină, ca efect al omogenizării austenitei datorat nichelului.

Întrucât în această grupă de oțeluri s-au studiat șarje diferite din punct de vedere chimic, au apărut și modificări de granulație. Microstructura șarjei 9, cu mai puțin mangan și mai mult nichel, are o granulație mai fină, în comparație cu șarjele 3, 6 și 7.

Alierea cu niobiu conduce la descreșterea și mai accentuată a granulației, cazul oțelurilor AmnNiNb, șarja 4.

Analiza microstructurii prin microscopie electronică, la mărire 1000:1 și 3000:1, evidențiază aceleași aspecte, însă pun în evidență, mai clar, numeroase carburi formate prin prezența în exces a niobiului, așa cum reiese din figura 4.25.

Oțelurile AmnNiNbV, care sunt modificate cu niobiu și cu vanadiu, înregistrează cea mai mică granulație, poliedrică, cu carburi punctiforme numeroase și ferită delta în șiruri.

a) 1000:1

b) 3000:1

Fig. 4.25 (a,b) – Micrografia electronică a oțelului din grupa AMnNiNb, șarja 4

Măsurătorile granulometrice făcute după STAS 5490-80 sunt redate în tabelul 4.9 și arătate sugestiv în figura 4.26.

Fig. 4.26

Tab. 4.9

Concluziile care se desprind din aceste cercetări sunt următoarele:

se constată diferențieri evidente între granulația oțelurilor studiate în funcție de compoziția chimică, cea mai mare granulație o prezintă oțelurile fără nichel. La acestea se înregistrează și o diferențiere mare între granule de dimensiuni între 0,02 până la 0,15mm;

oțelurile cu nichel, grupa AMnNi, au o granulație fină. Se manifestă diferențieri în funcție de conținutul de nichel și mangan, astfel șarja 9 cu mai mult nichel și mai puțin mangan, are o granulație mai fină față de șarjele 3, 6 și 7 din aceeași grupă;

oțelurile în care s-au introdus modificatori, care sunt și generatori de carburi, respectiv niobiu și vanadiu, au granulația cu atât mai fină cu cât conținutul acestora este mai mare. De asemenea suma modificatorilor mărește în mod direct numărul de carburi;

structura austenitică este poliedrică neregulată, uneori în maclă;

se identifică corelația compoziției chimice, respectiv poziția în echilibrul Schaffler cu prezența feritei delta, ca în cazul grupei AMnNiNbV;

carburile sunt globulare, dispuse în șiruri peste granulele de austenită, cu localizare intergranulară restrânsă.

4.4.2. Încercări mecanice

Încercările mecanice au fost efectuate cu ajutorul unor epruvete prelevate din materialele studiate, după deformare plastică și punere în soluție la 1050C. Epruvetele au fost prelevate în direcția deformării, deci cu fibraj longitudinal. Forma acestora corespunde STAS 200/87 și respectiv STAS 1400-75 și STAS 7511-81.

Prelucrarea epruvetelor s-a făcut numai prin așchiere. Au fost executate încercări la temperatura mediului ambiant, la temperaturi ridicate până la 250C și la temperaturi criogenice până la -196C.

Încercările preliminare pe oțelul AMnNi, șarja 9, au înregistrat limita de curgere convențională Rp0,2=538 MPa; rezistența la rupere Rm=729 MPa; alungirea relativă A=61,7% și gâtuirea Z=70,5%.

În tabelul 4.10 se prezintă rezultatele obținute la încercările la tracțiune.

Tab. 4.10

Reprezentarea grafică pentru încercările mecanice la temperatura mediului ambiant este arătată în figura 4.27.

Se constată că oțelurile fără nichel, aliate numai cu mangan și azot, au cea mai bună rezistență la rupere, datorită efectului durificator al manganului. Ele sunt superioare din acest punct de vedere atât oțelurile inoxidabile clasice aliate cu 18% crom și 8% nichel, cât și oțelurile care fac obiectul acestui studiu, AMnNi cu azot și cu o concentrație mai mică de nichel.

Fig. 4.27. – Proprietățile de rezistență la oțelurile studiate

Efectul pozitiv al manganului asupra rezistenței la rupere este contrar, în ceea ce privește limita de curgere convențională proporțională, unde se înregistrează valori inferiore.

Oțelurile în studiu, grupa AMnNi au rezistență mecanică inferioară, însă prin efectul pozitiv al nichelului, crește proporțional curgerea. Diferența între limita de curgere și rupere este mai apropiată făță de oțelurile fără nichel.

Pe măsură ce în oțeluri se introduc elemente de aliere pentru modificare, se înregistrează creșteri mai mari atât pentru rezistența la rupere cât și pentru limita de curgere.

Reprezentarea grafică pentru proprietățile de plasticitate, respectiv alungirea relativă și gâtuirea sunt prezentate în figura 4.28.

Fig. 4.28 – Proprietățile de plasticitate la oțelurile studiate

Plasticitatea maximă o prezintă oțelurile cu nichel, AMnNi, superioare oțelului fără nichel. Alungirea relativă manifestă o descreștere a valorii pe măsura creșterii gradului de aliere a oțelului cu elemente modificatoare, de durificare. Aceeași comportare o înregistrează și gâtuirea.

Pentru grupa de oțeluri în studiu, AMnNi, în figura 4.29 și 4.30 se prezintă și variația înregistrată pentru proprietățile mecanice între temperatura mediului ambiant și temperatura criogenică de -196C, când se înregistrează o durificare intensă și o reducere corespunzătoare a plasticității. Rezultatele obținute din acest punct de vedere confirmă informațiile oferite de literatura de specialitate, pe plan mondial.

Fig. 4.29 – Proprietățile mecanice la temperaturi criogenice pentru AMnNi

Fig. 4.30 – Proprietățile de plasticitate la temperaturi criogenice pentru AMnNi

Pentru încercările de reziliență, rezultatele sunt prezentate în tabelul 4.11.

Prezentarea grafică se arată în figura 4.31.

În figură sunt arătate rezultatele la grupa oțelurilor fără nichel, AMnFNi, care după cum se vede devin fragile la temperatura de -60C, reziliența având valoarea de 26 J/cm2.

Oțelurile din grupa a doua, cu nichel, de tip AMnNi, au o altă evoluție, prezentând valori mult mai bune, astfel că la -60C au o reziliență de 233 J/cm2, iar la -196C este de 126 J/cm2, putând fi astfel considerate criogenice.

A treia grupă de oțeluri AmnNiV, modificate cu vanadiu, au fost încercate numai până la temperatura la care reziliența este de 162 J/cm2, puțin inferioară grupei AMnNi. Aceste oțeluri pot fi de asemenea considerate criogenice.

La temperaturi mai mari, respectiv până la 250C, tenacitatea acestor oțeluri crește până la valori care depășesc 250 J/cm2.

În concluzie cele mai bune rezultate se obțin la oțeluri din grupa a doua, AMnNi, în care se realizează compoziția chimică proiectată, adică înlocuirea parțială a nichelului cu manganul și adaosul azotului pentru stabilizarea austenitei cu păstrarea tenacității până la temperaturi criogenice.

Tab. 4.11

Fig. 4.31 – Proprietățile de tenacitate ale oțelurilor studiate

În absența nichelului, cazul oțelurilor AMnFNi, deși oțelul are o rezistență la rupere maximă, își păstrează tenacitatea la temperatura mediului ambiant, însă devine repede fragil la temperaturi joase.

De asemenea, prezintă diferențe mari între valorile rezistenței la rupere și limita de curgere.

Dacă oțelurile proiectate din grupa AMnNi se aliază suplimentar și cu alte elemente durificatoare, generatoare de carburi, proprietățile de reziliență cresc, în dauna plasticității și tenacității, păstrându-și caracterul criogenic la valori puțin inferioare oțelurilor AMnNi, proiectate în ceea ce privește valoarea energiei de rupere la încovoiere cu șoc.

Au fost studiate și proprietățile mecanice ale benzilor deformate plastic la rece, până la grosimea de 3 mm, pentru oțelurile AMnNi, arătate în tabelul 3.12.

Tab. 3.12

După cum se observă se înregistrează aceleași proprietăți cu o creștere mai accentuată a durității și limitei de curgere.

4.4.3. Încercări fizice

Pentru a stabili proprietățile magnetice ale oțelului s-a folosit un ferotester și probe din oțelul AMnNi, șarja 9, în formă de bandă, cu grosimea 0,95mm, lățimea 10 mm și lungimea 210mm, în două stări: starea laminată la rece durificată prin ecruisare, prelevată în direcția deformării și același material după punere în soluție la 1050C.

După realizarea acestor încercări s-a obținut reprezentarea grafică a variației inducției magnetice B[T] în funcție de intensitatea câmpului H[A/m], precum și ciclul de histerezis.

Tab. 4.13

În concluzie oțelurile din grupa AMnNi, proiectate, au permeabilitatea mică (mai mică decât 0,012.10-4 H/m) în jurul valorii de 1 Gs/Oe, care le situează în grupa oțelurilor amagnetice, după cum a rezultat și din cercetările anterioare.

Capitolul V

Cercetări privind rezistența la coroziune

Rezistența la coroziune a oțelurilor inoxidabile austenitice aliate cu mangan, de tip AMnNi, este o proprietate esențială a acestora, întrucât în toate cazurile de aplicație se pune problema acestei compatibilități față de oțelurile inoxidabile austenitice aliate numai cu nichel.

Având în vedere proprietățile nichelului față de mangan, de la bun început se poate afirma că aceste oțeluri au o rezistență la coroziune inferioară celor cu nichel.

Cercetările trebuie să pună în evidență cazurile de solicitare, pentru care proprietatea de rezistență la coroziune este mai evidentă la anumite grupuri de oțeluri.

Pentru încercări s-a utilizat oțelul AMnNi, grupa a II-a, șarja 9 (tabelul 4.2) și un oțel inoxidabil austenitic aliat cu nichel, cu următoarea compoziție chimică:

carbon: 0,06%;

crom: 17,64%;

nichel: 9,21%;

mangan: 1,41%;

siliciu: 0,75;

fosfor: 0,031%;

sulf: 0,011%;

molibden: 0,52%;

vanadiu: 0,04%;

niobiu: 0,54.

Probele pentru încercări au fost prelevate din table, după tratamentul de punere în soluție la 1100C.

5.1. Cercetări la solicitarea de coroziune prin imersie

Această încercare s-a realizat prin imersie cu ajutorul unor probe cu dimensiunile 20x10x4mm, în mediile de solicitare arătate în tabelul 5.1.

Tabelul 5.1

Rezultatele obținute, exprimate în mm/an sunt prezentate în figura 5.1.

Fig. 5.1 – Rezistența la coroziune prin imersie exprimată în mm/an

În figura 5.1 se arată rezistența la coroziune prin imersie, exprimată în mm/an. După cum se remarcă oțelul AMnNi are o rezistență inferioară oțelului CrNi, însă apropiată la solicitarea în ceață salină, acid acetic și egală în acid sulfuric. Diferențieri mai mari se înregistrează la solicitarea în acid azotic 65% la fierbere, acid clorhidric 20% și acid clorhidric 2%.

Convertind aceste valori și considerând indicațiile lui Coulombier, rezistența la coroziune exprimată în mg/dm2 x 24 ore sub 25 este foarte bună; acceptabilă sun 250 mg/dm2 x 24 ore și slabă peste 250 mg/dm2 x 24 ore.

Ambele oțeluri au rezistență la coroziune foarte bună în ceață salină; acid clorhidric 2%; acid sulfuric; acid acetic; apă cu 7% NaCl cu mențiunea că oțelul AMnNi este inferior celui CrNi.

În mediu azotic 65% fierbere și acid clorhidric 20% rezistența la coroziune a oțelului AMnNi este acceptabilă, față de CrNi, care prezintă o rezistență foarte bună.

După solicitarea la coroziune prin imersie, s-a studiat aspectul probelor, constatându-se următoarele:

la imersia în acid clorhidric 65% la fierbere, ambele probe sunt acoperite superficial, de culoare închisă, cu intensitatea de negru mai puternică la oțelul AMnNi și aceeași situație și la probele imersate în acid azotic 20%;

la imersia în acid clorhidric 2%, acid sulfuric și acid acetic, intensitata coroziunii este mai mică, cu o culoare diferențiată închisă la oțelul AMnNi;

la solicitarea la ceață salină și apă cu sare s-au identificat numai efecte de coroziune prin puncte.

5.2. Cercetări la solicitarea de coroziune în medii industriale

Pentru cercetări s-au folosit medii industriale din industria chimică. Aceste medii sunt prezentate în tabelul 5.2.

Tab. 5.2

Solicitarea în mediile industriale descrise a durat 1200 ore iar rezultatele exprimate prin indicatorul g/m2.h sunt prezentate în figura 5.2.

Fig. 5.2 – Rezistența la coroziune în medii industriale în g/m2.h

După cum se observă, mediile industriale 1 și 3 (rezervor monomer și răcitor amoniac), atât oțelul CrNi cât și la oțelul studiat AMnNi, nu afectează rezistența la coroziune.

Mediile industriale 4, 5, 6 și 7 nu au acține asupra oțelului CrNi, iar acțiunea asupra oțelului AMnNi este nesemnificativă.

Oțelul CrNi nu a fost solicitat în mediile 7, 8, 9, 10 și 11, iar oțelul AMnNi, solicitat în aceste medii, are rezistența foarte bună.

Concluzia generală care se desprinde în urma încercărilor, este că ambele oțeluri au rezistența la coroziune foarte bună în aceste medii industriale.

Unele medii nu afectează oțelurile, altele afectează în mică măsură oțelurile AMnNi, iar altele afectează ambele categorii de oțeluri la indicatorii apropriați.

5.3. Cercetări privind rezistența la coroziune intergranulară

Prima serie de încercări s-a realizat pe baza STAS 7114-91, metoda B asupra oțelului AMnNi șarja 2, la care conținutul de carbon este 0,03%, crom 15%, nichel 4,1% și mangan 8,3%. În cadrul acestor încercări s-a folosit o probă martor dintr-un oțel cu 18% crom și 8% nichel. Atacul coroziv s-a realizat prin fierbere în soluție CuSO4 x 5H2O x 100g; acid sulfuric H2SO4 x 100ml și apă distilată în completare până la 100 ml soluție.

În urma examinării la microscop s-a măsurat adâncimea de coroziune, care în toate cazurile a fost sub 20m, față de 30m, deci o valoare acceptabilă a adâncimii de coroziune.

De asemenea, după îndoirea la rece, atât proba 1, martor, cât și probele din oțelul AMnNi, nu prezintă fisuri.

A doua serie de încercări s-a realizat tot după STAS 7114-91, metoda D, pentru toate grupurile de oțel studiate, soluția de coroziune a fost formată din acid azotic, cu densitatea 1,39 – 1,392 g/cm3, obținut prin adaos de apă distilată, corespunzătoare concentrației de 65%.

Viteza de coroziune s-a calculat cu relația:

K = (m/48 ore) (rel. 5.1)

Unde:

m – pierderea de masă în 48 ore, în grame;

– densitatea în g/cm3;

s – aria totală a suprafeței, în cm2.

Se consideră acceptabile din punct de vedere al rezistenței la coroziune intergranulară materialele cu viteza de până la 0,5 mm/an. Rezultatele sunt prezentate în tabelul 5.3 și figura 5.3.

Tabelul. 5.3

Fig. 5.3 – Rezistența la coroziunea intergranulară

În urma șlefuirii și atacului metalografic s-au făcut următoarele observații:

oțelurile AMnFNi sunt intens corodate și prezintă microfisuri de-a lungul limitei de grăunți;

celelalte oțeluri prezintă structuri cu fisuri de atac de gradul I, după STAS 7114-91.

5.4. Cercetări pentru determinarea potențiostatică a rezistenței la coroziune a oțelurilor studiate

Metoda se bazează pe mecanismul electrochimic de coroziune a metalelor în contact cu soluții ionice, cu potențial de declanșare de reacții pe suprafață. Ea constă în trasarea curbelor de polarizare, respectiv curentul de coroziune icr față de potențialul de suprafață .

Prin compararea lor pentru diferite oțeluri, poate fi stabilită rezistența la coroziune a acestora funcție de factorii de material (compoziția chimică, structură, tratamente termice).

În contact cu mediul ionic suprafața metalului se încarcă electric. În oțel se acumulează o sarcină negativă iar pe suprafața lui se produce o acumulare de ioni pozitivi. Se creează astfel un strat electric dublu, similar unui condensator. Datorită atracției ionice, se declanșează reacția de ionizare a fierului: FeFe2+ + 2e-, proces ce caracterizează instabilitatea termodinamică a acestuia în raport cu mediul. Reacția este caracterizată ca un transfer de sarcini (electroni) care se acumulează într-un oțel. Locul de declanșare al procesului este cel în care, pe suprafața materialului se găsește o fază structurală cu instabilitate termodinamică mai mare.

Acumularea de electroni în metal, ca urmare a procesului de dizolvare (ionizare) al fierului, este urmată în stadiul următor de o deplasare a electronilor pentru uniformizarea rezistenței lor pe suprafață.

Rezultă în acest mod un curent numit curent de coroziune ( icr ), care însoțește dizolvarea (coroziunea) fierului. Acumularea prin proces a electronilor în oțel conduce la o stare de dezechilibru energetic.

Echilibrul se obține prin cumulul electronilor format prin reacții adecvate de degajare a hidrogenului.

Procesul, în ansamblu, implică funcționarea unei pile electrice. Curba teoretică de polarizare este prezentată în figura 5.4.

Fig. 5.4 – Curba teoretică de polarizare

Trasarea curbei de polarizare se realizează prin variația potențiometrului. Trasarea poate fi realizată automat cu o viteză constantă, dus și întors sau normal din 50 în 50 mV cu staționare de 5-10 minute, pe fiecare valoare.

Realizând aceste curbe de polarizare se urmărește determinarea următorilor parametri:

0 – potențialul la curentul i=0;

cr – potențialul critic de coroziune la care viteza de coroziune este maximă;

p – potențialul la care prin condițiile termodinamice pe suprafața metalului apar oxizi;

t – potențialul la care metalul devine din nou activ și începe dizolvarea prin trecere în soluție a atomilor sub formă de ioni la valență superioară FeFe3+ + 3e-;

icr – curentul critic de dizolvare corespunzător potențialului critic cr;

ip – curentul în pasiv cu valoare minimă;

iT – curentul în transpasiv corespunzător vitezei maxime a reacției FeFe3+ + 3e-.

Pe curba trasată în sens invers prezintă interes doar apariția maximului de curent (zona Iib, fig. 5.4). Prin integrarea suprafeței de sub pic, poate fi calculată valoarea sarcinii de suprafață Q [mC/cm2].

Apariția vârfurilor de curent la reactivare reprezintă un indiciu că oțelurile studiate sunt sensibile la atac (coroziune) intergranulară.

Pentru cercetare s-a folosit ca mediu de coroziune H2SO4 20% și un activator pentru atacul limitei de grăunți 0,01% NH4SC. Temperatura mediului a fost 20C; viteza de lucru 250 mV/min; limita de variație a potențiometrului de la –700 mV până la +1650 mV. La potențialul de –700 mV a fost polarizată la un timp de 10 minute pentru curățirea completă a suprafeței.

Încercările au avut în vedere patru grupe din oțelurile studiate adică: grupa AMnFNi; AMnNi – șarjele 3 și 6; AMnNiV și AMnNiNb.

S-au înregistrat date asupra probelor tratate termic prin punere în soluție la 1050C cu răcire în apă și după un tratament de recoacere pentru sensibilizare la precipitarea carburilor la 700C cu menținere 30 min și răcire în aer.

Rezultatele obținute sunt arătate în tabelul 5.4.

Tabelul 5.4

Valorile sarcinii de suprafață Q [mC/cm2], deduse prin integrarea suprafeței de sub pic, sunt arătate în tabelul 5.5.

Tabelul 5.5

Rezultatele obținute cu prilejul acestor determinări sunt confirmate și cu ocazia analizei microscopice a probelor studiate. Astfel, în figura 5.5 se arată microstructura oțelului AMnFNi, după tratamentul de sensibilizare la 700C, unde se observă atac granular continuu cu precipitare de carburi la limitele grăunților, cu tendința spre distrugere intercristalină.

Fig. 5.5 – Microstructura oțelului AMnFNi după tratament termic de sensibilizare la 700C, 500:1

Grupa oțelurilor AMnNi reprezentată prin șarja 3 și șarja 6, prezintă o situație diferită. În figura 5.6 și 5.7 se arată microstructura șarjei 3 și șarjei 6 după tratamentul de punere în soluție și după sensibilizare.

Se remarcă precipitate restrânse după sensibilizare în cadrul șarjei 3 și foarte restrânsă în cazul șarjei 6, în ambele situații atacul granular fiind discontinuu.

Oțelul AMnNiV, fig. 5.8 prezintă după sensibilizare o precipitare restrânsă, cu atac discontinuu.

Oțelul AMnNiNb, fig. 5.9 prezintă după sensibilizare aceeași situație, adică o precipitare restrânsă pe fondul unei granulații mai fine, cu atac aproape continuu.

Din cele arătate mai sus rezultă că toate oțelurile studiate după punere în soluție prezintă sensibilitate la coroziune întrucât sarcina de suprafață Q este diferită de zero.

Valorile curentului în zona activă sunt mari, în special după sensibilizare prin recoacerea de la 700C.

După tratamentul de sensibilizare în structură apar precipitate de carburi, dispuse intergranular cu următoarele deosebiri:

cele mai intense precipitări cu tendință la rupere le înregistrează grupa AMnFNi, deci oțelurile fără nichel;

precipitările foarte mici și cea mai mică sensibilizare înregistrează grupa oțelurilor cu nichel, însă în mod diferit, adică la șarja 3 precipitările sunt mai intense iar șarja 6, cele mai mici. Consider că în această situație conținutul de carbon este determinant, la șarja 6 fiind de 0,04% iar la șarja 3 de 0,07%;

grupele AMnNiV și AMnNiNb, deși cu un conținut de carbon mai ridicat, respectiv 0,10% și 0,09%, înregistrează de asemenea sensibilizări mai mici, datorită prezenței vanadiului și niobiului.

Zona pasivă este destul de extinsă, curenții de zonă fiind foarte mici. Zona transpasivă este de asemenea caracterizată de valori mici ale curenților.

În concluzie oțelurile AMnNi au rezistență foarte bună la coroziune prin imersie, în medii de ceață salină, acid clorhidric 4%, acid sulfuric, acid acetic, apă cu 7% NaCl, însă inferioară oțelurilor CrNi clasice.

Verificarea oțelurilor AMnNi în unsprezece medii industriale din industria chimică și industria de celuloză-hârtie, a dovedit o rezistență corespunzătoare, ceea ce le face utilizabile în aceste ramuri industriale.

Rezistența la coroziune intergranulară este diferențiată între grupele de oțeluri studiate: necorespunzătoare la oțelurile fără nichel AMnFNi, unde înregistrează coroziune de 0,9m/an și corespunzătoare la restul grupelor unde se înregistrează coroziuni de 0,02 – 0,035 m/an.

Astfel, oțelurile fără nichel AMnFNi sunt cu totul necorespunzătoare în timp ce restul oțelurilor sunt sensibilizate în mică măsură în funcție de conținutul de carbon și de modificatori.

După tratamentele de recoacere, oțelurile prezintă sensibilitate diferită la coroziune.

Capitolul VI

Considerații privind prelucrabilitatea prin așchiere a oțelurilor inoxidabile austenitice aliate cu mangan

6.1 Prelucrabilitatea prin așchiere și metode de cercetare pentru determinarea acesteia

Prelucrabilitatea prin așchiere este o proprietate tehnologică care depinde de mulți factori și se poate determina prin mai multe procedee. Fenomen complex, prelucrabilitatea prin așchiere definește un material cu atât mai prelucrabil cu cât: durabilitatea sculei așchietoare este mai ridicată; timpul în care are loc îndepărtarea prin așchiere a unei cantități de material prelucrat este mai scurt; calitatea suprafeței obținute este mai bună; solicitarea mecanică și energetică generată prin așchiere este mai redusă; precizia de prelucrare este mai ridicată; așchiile au o formă mai convenabilă; etc.

Fig. 6.1 – Influența diferiților factori asupra indicatorilor de prelucrabilitate,

ridicați în condiții de așchiere

De asemenea, în literatură sunt menționate unele elemente comune ale noțiunilor de „prelucrabilitate prin așchiere a materialelor” și „capacitate de așchiere a sculelor”. Astfel multe dintre metodele utilizate pentru evaluarea prelucrabilității prin așchiere a materialelor metalice se utilizează și pentru evaluarea capacității de așchiere a sculelor. Prelucrabilitatea prin așchiere nu poate fi caracterizată cu ajutorul unui singur paramentru, ci este influențată de multe alte caracteristici specifice materialului studiat (proprietăți fizice, mecanice, chimice, structurale, …) sau legate de condițiile propriuzise de încercare, fig. 6.1.

În concluzie, prelucrabilitatea prin așchiere este o noțiune care caracterizează un ansamblu de proprietăți legate de tehnologia de execuție prin așchiere a unui reper din materialul studiat, proprietăți capabile să asigure desfășurarea în condiții avantajoase a operațiilor de așchiere, adică cu viteze mari de așchiere, cu uzuri minime a sculelor așchietoare, cu un consum redus de energie, cu obținerea unei rugozități cât mai reduse a suprafețelor, etc. După cercetătorul italian M.G. Jona încercările pentru determinarea acestei proprietăți trebuie să îndeplinească următoarele condiții: să poată fi efectuate în timp scurt și cu un consum minim de materiale; rezultatele să fie repetabile și încadrate în standarde.

Pe de altă parte, determinarea prelucrabilității necesită satisfacerea unor exigențe față de factorii importanți ai procesului de așchiere, cum sunt: materialul de prelucrat cunoscut din punct de vedere fizico-chimic; scula așchietoare respectiv materialul, modul de fixare, geometria activă; condițiile de așchiere, adică procedeul de prelucrare, mărimea avansului de lucru, a adâncimii și vitezei de așchiere.

O imagine a unor încercări de perlucrabilitate care au în vedere parametri primari de la care se pleacă și de la care prin parametri intermediari se ajunge la stabilirea unor criterii de prelucrabilitate se arată în fig. 6.2.

Fig. 6.2 – Schemă pentru stabilirea legăturii între diferitele condițiide așchiere și

criterile de evaluare a prelucrabilității.

Metodele pentru determinarea prelucrabilității pot fi directe când se realizează experimentări în condiții concrete de așchiere, încadrate în grupa încercărilor tehnologice și încercări indirecte, în care se corelează prelucrabilitatea cu proprietățile fizico-mecanice ale materialelor studiate. O clasificare a metodelor directe este arătată în fig. 6.3.

Fig. 6.3 – Clasificarea criteriilor de evaluare a prelucrabilității prin așchiere.

Cele mai folosite procedee pentru determinarea prelucrabilității, directe sau indirecte sunt următoarele:

determinarea prelucrabilității pe baza uzurii sculei așchietoare;

determinarea prelucrabilității pe baza studiului rugozității suprafeței;

determinarea prelucrabilității pe baza studiului formei și a modului de degajare a așchiei;

determinarea prelucrabilității pe baza altor indicatori din proces sau în mod indirect.

Un indicator principal la șchiere, pentru oțeluri greu prelucrabile, este viteza de lucru, motiv pentru care studiile de prelucrabilitate se fac pentru viteze mici de până la 25 m/min, viteze medii de 25-80 m/min și viteze mari, peste 80 m/min.

Relația între durabilitatea T a sculei și viteza de așchiere v este de tip Taylor:

v=K0Tm (rel 6.1)

unde K0 și m sunt constante care caracterizează cuplul material-sculă.

De asemenea se folosește noțiunea de durabilitate până la o uzură maximă aleasă, de exemplu până la un crater limită TKTmax sau o uzură frontală limită TVBmax pentru care relația cu viteza se exprimă:

v=K2 (rel 6.2)

(rel 6.3)

Pentru cele mai multe materiale se poate folosi relația generalizată care stabilește legătura între viteza v, avans f, adâncime de așchiere t și criteriul de uzură limită VB, de forma generalizată:

(rel 6.4)

Deci stabilirea precisă a prelucrabilității unui material, printr-o tehnică de uzinare, se face prin cunoașterea factorilor n,m,q,p din legea generalizată a lui Taylor.

După Leroy prima definiție a prelucrabilității este următoarea: prelucrabilitatea unui material M1 într-o operație de așchiere cu o sculă dată poate fi caracterizată prin cantitatea de așchiere care se obține într-o durată de viață a sculei. Această cantitate depinde de secțiunea așchiei (a x l) și de viteza de lucru. Dacă în aceleași condiții se prelucrează un material de referință M0 cu viteza v0 fără modificarea durabilității T a sculei, atunci se poate exprima indicele de productivitate:

U[%]=100 (rel 6.5)

A doua definiție a prelucrabilității: un material M1 se prelucrează cu o sculă dată cu durabilitatea T1, pentru o așchiere de o anumită secțiune și o anumită viteză de așchiere. În aceste condiții, față de un material de referință M0, cu durabilitate T0, se poate calcula indicele durabilitate relativă a sculei:

(rel. 6.6)

Ca o consecință a tendințelor actuale ale industriei constructoare de mașini. Se vorbește din ce în ce mai mult despre materiale de înaltă prelucrabilitate, de prelucrabilitate scăzută și de prelucrabilitate ameliorată.

Prin materiale cu prelucrabilitate scăzută se înțeleg acele categorii de materiale a căror prelucrare prin așchiere ridică probleme deosebite, fie sub aspectul uzurii sculelor așchietoare, fie din punctul de vedere al solicitărilor mecanice și energetice pe care le generează în timpul așchierii. Productivitatea scăzută la prelucrarea acestor materile se datorează următoarelor cauze: ecruisarea, fenomenele abrazive, cantitatea mare de căldură degajată, conductivitatea termică scăzută și nivelul ridicat al rezistenței la rupere.

În figura 6.4 este ilustrată compararea prelucrabilității unei serii întregi de materiale (între care se numără și unele mărci de oțeluri) de rezistență înaltă, cu o comportare foarte bună la temperaturi mari, cu o rezistență la agenți corozivi și care în același timp se prelucrează foarte greu prin așchiere, de exemplu oțeluri inoxidabile cu structuri feritice, austenitice, unele fonte de înaltă rezistență.

Fig. 6.4 – Compararea prelucrabilității unor materiale utilizate curent (materialul de bază cu prelucrabilitate 100% – oțelul francez Z12CF13)

6.2 Particularități privind prelucrabilitatea oțelurilor inoxidabile în comparație cu restul oțelurilor

Oțelurile inoxidabile se caracterizează prin câteva particularități specifice care le deosebesc de restul oțelurilor, în ceea ce privește prelucrabilitatea prin așchiere.

Principalele elemente care trebuie luate în considerare sunt: compoziția chimică, proprietățile fizice, granulația, conținutul de sulf, cantitatea de incluziuni etc.

În studiile anterioare s-a arătat influența compoziției chimice a acestor oțeluri asupra structurii și proprietățiilor fizico-mecanice.

Compoziția chimică influențează în mod direct și prelucrabilitatea acestor oțeluri.

Astfel, dintre elementele, carbonul influențează negativ prelucrabilitatea având un efect puternic asupra durității și rezistenței la uzare.

Manganul, în cantități mici, în oțelurile obișnuite, în concentrații de până la 1,35%, durifică slab ferita și îmbunătățește prelucrabilitatea.

Situația se modifică în cazul oțelurilor cu mult mangan, care devin austenitice iar în prezența carbonului de circa 1% formează carburi, înrăutățind prelucrabilitatea. La peste 12% mangan, aceste oțeluri devin neprelucrabile.

În cazul oțelurilor studiate, când alierea se face și cu nichel și crom, prelucrabilitatea se îmbunătățește. În acest sens se menționează proprietățile fizice ale manganului, adică conductibilitatea termică mică 50W/m.C și coeficient de dilatare mare, 22 x 10-6 [1/C], față de nichel 92 W/m.C conductibilitate termică și 13,3 x 10-6 [1/C] coeficient de dilatare, ceea ce influențează negativ prelucrabilitatea.

Cromul, în concentrații mari în aceste oțeluri, generează carburi cu efecte negative asupra prelucrabilități, în special asupra forțelor de așchiere și uzării sculelor.

Nichelul are o influențe nesemnificativă asupra prelucrabilității, mai ales prin concentrația mai redusă, față de oțelurile inoxidabile austenitice obișnuite cu 8% nichel.

Dintre celelalte elemente chimice este de menționat influența pozitivă a sulfului și fosforului în concetrații mai mari de 0,1%, cât și a azotului.

Proprietățile fizice care influențează mai mult prelucrabilitatea prin așchiere sunt conductibilitatea termică și coeficientul de dilatare.

Datorită conductibilității termice scăzute se produce o evacuare dificilă a căldurii în zona de așchiere, o concentrare a căldurii în scule și materialul de prelucrat și deci o uzură accentuată.

Un alt element care afectează într-o măsură importantă prelucrabilitatea este coeficientul de dispersie termică, definit prin raportul între conductibilitatea termică a materialului prelucrat și densitatea acestuia.

Cu cât acesta va fi mai mic, cu atât dispersia căldurii se va produce mai greu, după cum se arată în figura 6.5.

De asemenea, coeficientul de absorbție al căldurii, definit prin produsul dintre conductibilitatea termică și căldură specifică, influențează prelucrabilitatea, figura 6.6.

Fig. 6.5 – Modul de variație a coeficientului de dispersie termică și a vitezei de așchiere pentru câteva dintre clasele de oțeluri mai des utilizate

Fig. 6.6 – Evidențierea corespondenței între coeficientul de absorbție termică și prelucrabilitatea prin așchiere a unor oțeluri apreciate prin vitezele economice de așchiere.

6.3 Obiectivele cercetării prelucrabilității oțelurilor inoxidabile austenitice aliate și cu mangan

Considerând rezultatele obținute la elaborarea, caracterizarea și prelucrarea la cald a acestor oțeluri inoxidabile, austenitice și amagnetice, la care nichelul este înlocuit parțial cu manganul, se impun în continuare cercetări privind prelucrabilitatea prin așchiere, proprietatea tehnologică ce nu a fost studiată și pentru care datele din literatura de specialitate sunt sărace.

Având în vedere direcțiile de cercetare privind prelucrabilitatea prin așchiere a diferitelor materiale, funcție de cerințele aplicării în industrie, principalele obiective de cercetare a prelucrabilității oțelurilor de tip AMnNi au fost următoarele:

în prima etapă s-au realizat studii preliminare de burghiere, din care se vor desprinde informații referitoare la parametrii regimului de așchiere, forma și modul de detașare a așchiei, rugozitatea suprafeței prelucrate;

în ceea de-a doua etapă s-au studiat metodele directe de caracterizare a prelucrabilității: metoda uzurii sculei așchietoare, metoda durabilității maxime, studiul rugozității suprafeței prelucrate, caracterizarea așchiei; studiul comportării la prelucrarea prin așchiere în comparație cu oțelurile inoxidabile austentice clasice cu mult nichel, de tip Cr-Ni 18-8 și Cr-Ni 20-12; caracterizarea capacității de prelucrare prin forța de așchiere (cuttability) cât și prin proprietatea materialului de a nu produce o uzură mare sculei așchietoare (machinability); studiul comportării acestor oțeluri la prelucrarea prin burghiere și stunjire longitudinală de degroșare; studiul prelucrabilității prin metoda Mathon în comparație cu oțelul etalon Cr-Ni 18-8, cu determinarea funcției de prelucrabilitate ; studiul prelucrabilității prin așchiere, la strunjirea longitudinală de degroșare, a oțelurilor studiate AMnNi (inoxidabile, austenitice aliate cu mangan) în comparație cu oțelurile clasice Cr-Ni 18-8 și 20-12; determinarea unor funcții optime de prelucrabilitate ce au în vedere studiul forțelor de așchiere, rugozității suprafețelor prelucrate, cât și uzurii și durabilității sculei așchietoare;

în ceea de-a treia etapă, ce reprezintă o parte importantă a cercetărilor, s-a urmărit aprecierea prelucrabilității prin metode indirecte, care au în vedere compoziția chimică, capacitatea de ecruisare, structura și granulația, proprietăți fizico-mecanice, tratamente termice;

stabilirea, în final a unor corelații între informațiile furnizate de metodele indirecte de apreciere a prelucrabilității și metodele directe, prin aprecierea unor dependențe între caracteristicile mecanice, fizice, chimice și comportarea la prelucrarea prin așchiere;

6.4 Prelucrarea prin burghiere

6.4.1 Considerații inițiale

Încercările preliminare de așchiere au avut ca obiectiv burghierea unor table cu grosime de 10-12 mm din grupa oțelurilor de studiu AMnNi, șarja 9. S-a folosit un burghiu elicoidal STAS 573-80, din oțel rapid de scule, tip Rp3, ascuțire tip A1 (STAS R1270-74), cu unghiul la vârf 2=1183; unghiul de așezare =11- 14; unghiul de înclinare al tăișului transversal =50; unghiul de degajare =12.

Datorită eforturilor mecanice importante, prelucrarea a avut în vedere și influența răcirii, lichidul de răcire utilizat fiind ulei emulsionat tip PE-5EP, STAS 113113-79.

S-a studiat influența aceluiași regim de așchiere asupra comportării materialului la eforturi mecanice diferite, determinate de diametrul burghiului.

S-au făcut măsurători ale forței axiale și momentului de torsiune cu ajutorul unei punți tensometrice tip N23/614.22 și al unui dinamometru cu captori încastrați în placă, bucșă cu pereți subțiri și traductoare tensometrice rezistive.

Parametrii tehnologici ai regimului de așchiere sunt prezentați în tabelul 6.1.

Tab. 6.1 – Parametrii tehnologici ai regimului de burghiere

O parte din probe au fost analizate în ceea ce privește calitatea suprafeței prin înregistrarea rugozității Ra cu ajutorul unui profilometru tip Taylor-Hobson.

În figurile 6.7, 6.8, 6.9 se prezintă diagramele rugozității în cazul burghierii fără răcire, cu burghiul de 8 mm, la avansuri de 0,1 mm/rot, 0,19 mm/rot și 0,38 mm/rot.

Fig. 6.7

Fig. 6.8

Fig. 6.9

În cazul burghierii cu răcire, la același diametru al burghiului și pentru aceleași valori ale avansului s-au înregistrat graficele de rugozitate prezentate în figurile 6.10, 6.11 și 6.12.

Fig. 6.10

Fig. 6.11

Fig. 6.12

Așchia rezultată este prezentată în figura 6.13a și 6.13b la burghierea fără răcire și în figura 6.14a și 6.14b la burghierea cu răcire.

Fig. 6.13a – Tipuri de așchii la burghierea fără răcire cu burghiul 10Rp3, avans 0,1mm/rot

Fig. 6.13b – Tipuri de așchii la burghierea fără răcire cu burghiu 8Rp3, avans 0,1 mm/rot

Fig. 6.14a – Tipuri de așchii la burghierea cu răcire cu burghiu 10Rp3, avans 0,1 mm/rot

Fig. 6.14b – Tipuri de așchii la burghierea cu răcire cu burghiu 8Rp3, avans 0,1mm/rot

Concluziile desprinse sunt următoarele, după cum se observă rezultatele la încercări sunt corelate cu dimensiunile burghiului și efectul răcirii:

rugozitatea Ra crește odată cu avansul;

se înregistrează o așchie continuă tip dinte de fierăstrău, la avansuri mici între 0,10 și 0,19 mm/rot și sfărâmată la avansuri de 0,38 mm/rot;

în cazul răcirii la burghiere procesul de sfărâmare al așchiei este mai intens.

6.4.2 Experimentări asupra grupelor de oțeluri studiate

În tabelul 6.2 se prezintă rezultatele obținute în timpul experimentărilor la burghiere. În figurile 6.15 și 6.16 sunt prezentate diagramele de înregistrare a forței respectiv momentului de torsiune la burghierea oțelului AMnNi, șarja 6, gaura nr. 20.

Tab. 6.2.

Fig. 6.15 – Forța la burghiere, AMnNi, șarja 6, gaura 20

Fig. 6.16 – Moment de torsiune la burghiere, AMnNi, șarja 6, gaura 20

Înregistrarea globală a uzurii ca funcție de numărul de găuri realizate pe fiecare grupă de șarje de oțeluri, se arată în figura 6.17.

Fig. 6.17

Se desprind următoarele concluzii:

șarjele 3 și 6 care fac parte din grupa oțelurilor AMnNi prezintă cea mai bună prelucrabilitate, înregistrând uzură lentă și în mod progresiv, fără distorsiuni;

grupa oțelurilor AMnFNi au o permeabilitate slabă, înregistrând uzură încă de la gaura 3, care avansează în mod rapid cu distorsiune;

o comportare diferită se observă la grupa oțelurilor AMnNiV, care la un număr mic de găuri prezintă cea mai accentuată uzură, datorită conținutului maxim de (C+Mn+N)%, care determină o creștere a rezistenței la uzură;

grupele de oțeluri AMnNiNb și AMnNiNbV au o prelucrabilitate bună însă inferioară grupei AMnNi. La aceste grupe se ajunge în final la uzura catastrofală a sculei așchietoare, cu o evoluție progresivă, lentă fără distorsiuni puternice, înregistrate la grupele AMnFNi și AMnNiV.

Se înregistrează totodată valori ridicate ale forțelor și momentelor de torsiune pentru grupele de oțeluri AMnFNi și AMnNiV datorită compoziției chimice a acestora.

Pentru studiul așchiei s-a utilizat clasificarea adoptată în STAS 12046/2-84 și G/ISO 3685.

Caracterizarea așchiilor pe grupe de oțeluri este prezentată în tabelul 6.3.

Tab. 6.3

Caracterul așchiei s-a cercetat și cu ajutorul microscopului electronic cu baleiaj BS 343 la diferite măriri.

Forma și dimensiunile așchiilor sunt determinate de o serie de factori: vibrațiile care se produc în sistemul mașină-sculă-material; geometria sculei; materialul de prelucrat; parametrii regimului de așchiere; lichidul de așchiere.

Din studiile și cercetările asupra formării așchiilor s-a constatat că acest proces nu este regulat, așchia prezentând pe suprafața exterioară neregularități, rizuri, asemenea unor dinți, datorită oscilațiilor forței Fc în timpul așchierii. În majoritatea cazurilor așchiile au forma unor dinți de fierăstrău ca urmare a proceselor de deformare plastică până la forfecare. Așchiile cu rizuri mici, caracteristice oțelurilor plastice, se caracterizează prin benzi de alunecare ale austenitei cu carburi a căror grosime este cu atât mai mică cu cât viteza de așchiere este mai mare.

Aceste benzi reprezintă de fapt fragmentarea periodică a așchiei, la început datorită deformării plastice, apoi datorită forfecării.

Rezultatele cercetărilor asupra așchiilor făcute cu ajutorul microscopului electronic cu baleiaj, sunt arătate în tabelul 6.4 și sunt în concordanță cu datele din literatura de specialitate.

Tab. 6.4

Cercetările care au avut în vedere studiul comportării la prelucrarea prin burghiere, cât și influența compoziției chimice asupra prelucrabilității la burghiere a acestor oțeluri, au scos în evidență următoarele:

toate grupele de oțeluri studiate au o prelucrabilitate bună;

prelucrabilitatea cea mai bună se constată la grupa oțelurilor AMnNi, care înregistrează o uzură minimă, cu evoluție lentă și progresivă. Așchia este elicoidal conică, la începutul procesului mai lungă, apoi se sfărâmițează și se elimină ușor;

în cadrul acestei grupe se observă un comportament diferit între șarjele 3 și 6, în ceea ce privesc forțele de așchiere și în mai mică măsură uzura, datorită conținutului diferit de carbon;

oțelurile fără Ni, grupa AMnFNi au o prelucrabilitate inferioară celor cu nichel, datorită durității austenitei formată numai din mangan – carbon – azot. Din această cauză ele înregistrează o uzură mai mare și forțe de așchiere mai mari.

Așchiile și caracterul acestora este corelat cu concluziile arătate, având în vedere următoarele:

la grupa oțelurilor fără nichel, AMnFNi, ele se manifestă sub formă de benzi de austenită grosolană și rupere grosieră, păstrându-și continuitatea, adică forma de așchie tip IVA;

grupa oțelurilor cu nichel prezintă benzi fine de austenită, în care se evidențiază carburile;

la grupa oțelurilor cu nichel și modificatori, finețea benziilor de alunecare ale austenitei este mai mică, cu tendința de a forma conuri la margine și cu o ruptură mai neregulată, datorită tensiunilor de deformare provocate de carburile formate de modificatori, respectiv niobiu și vanadiu.

Interpretări ale influenței compoziției chimice asupra prelucrabilității la burghiere, se vor face în capitolul următor (cap. 6.5.1).

6.5 Factori de influență ai prelucrabilității

6.5.1 Influența compoziției chimice

Rezultatele experimentărilor asupra prelucrabilității prin burghiere permit obținerea de informații cu privire la influența compoziției chimice a oțelurilor studiate, prezentate în capitolul 6.4.2. Considerând elementele chimice principale care influențează rezistența la uzură: carbonul, manganul și azotul, evaluate individual sau prin însumare, grupele de oțeluri studiate se poziționează ca în figurile 6.29, 6.30 și 6.31.

Fig. 6.29 – Variația cantității de carbon la oțelurile studiate

Fig. 6.30 – Variația cantității de carbon și mangan la oțelurile studiate

Fig. 6.31 – Variația cantității de carbon, mangan și azot la oțelurile studiate

Fig. 6.32 – Variația forței la burghiere pentru oțelurile studiate

Comparând aceste evaluări cu valoarea forței de burghiere, după cum se arată în figura 6.32, se observă următoarele:

grupa oțelurilor fără nichel AMnFNi, cu cea mai mare concentrație de carbon și cantități mai mici de mangan și azot, solicită o forță de așchiere mai mare, necorelată cu compoziția chimică, datorită rezistenței la uzură mai mari ce caracterizează această austenită;

grupa oțelurilor cu nichel AMnNi, reprezentate de două șarje, au conținuturi diferite de carbon și, deși au o prelucrabilitate excelentă, ele înregistrează o forță de așchiere mai mare la șarja cu mult carbon, respectiv șarja 3 cu 0,07%C, față de șarja 6 cu numai 0,04%C. Se evidențiază și o finețe mai mare a benzilor de alunecare a austenitei la șarja 6 față de șarja 3;

grupa oțelurilor cu nichel și cu modificatori (vanadiul) AMnNiV, are cea mai scăzută prelucrabilitate, pe care o datorează conținutului ridicat în carbon de 0,10%C cât și concentrației mai mari de mangan și azot. Această cauză se manifestă prin creșterea forței de așchiere, a uzurii, așchie cu rupere neregulată etc.;

celelalte grupe de oțeluri, în care s-au introdus modificatori, dar cu un conținut mai mic de 0,10%C, înregistrează forțe de așchiere corelate cu compoziția chimică, mai mari decât la oțelurile AMnNi.

6.5.2 Capacitatea de ecruisare

Durificarea straturilor de metal prin deformare plastică în timpul așchierii este un proces fizic asemănător celui ce se înregistrează la prelucrarea prin deformare plastică la rece, bine evidențiată de exempul prelucrării prin laminare la rece sau tragere.

Pentru calcule orientative se folosesc funcții empirice, care exprimă legătura dintre mărimea deformațiilor la una din încercările mecanice, cu sunt: întinderea, răsucirea, comprimarea și duritatea, ca în figura 6.33.

Fig. 6.33

Pentru deformarea plastică, se modifică dimensiunile stratului așchiat, care definesc coeficienții de comprimare plastică a așchiei Kl=l/ll, de îngroșare a așchiei Ka=a1/a și lățime a așchiei Kb=b1/b, așa cum se observă în figura 6.34.

Fig. 6.34

Principalul indicator care caracterizează stratul durificat este gradul de durificare:

(rel. 6.7)

unde Hmax reprezintă duritatea maximă, iar Ho duritatea inițială a materialului.

Danielan M.A. recomandă rezolvarea aceastei probleme asemenea celei întâlnite în teoria plasticității. Dacă presăm cu o bară rigidă un material plastic, configurația zonei deformate plastic este localizată în zona OABC, alcătuită la rândul ei din două părți: ABC cu o stare de tensiune constantă și zona ACD în care tensiunile cresc pe măsura apropierii de marginea piesei.

Mulțimea de linii reciproce, perpendiculare (raze și cercuri) corespund liniilor de alunecare, adică liniilor de acțiune a tensiunilor maxime, figura 6.35a.

Dacă se consideră că la tăierea liberă rolul fațetei penei din fig. 6.35a îl joacă suprafața de despicare, care acționează asupra straturilor de metal dispuse mai jos, zona deformată plastic va ocupa suprafața OABCD fin figura 6.35b. Astfel se pot trage următoarele concluzii: zona deformată plastic se extinde în fața suprafeței de despicare de la punctul O cu:

(rel. 6.8)

ceea ce face ca la materialul aflat sub liniile de tăiere să suporte o deformare plastică la o anumită adâncime. După cum se observă în figura 6.35b, această adâncime este egală cu:

(rel. 6.9)

Întrucât deformarea plastică generează ecruisarea materialului, relația de mai sus stabilește cu aproximație adâncimea stratului ecruisat, fără a lua în considerare și fenomenele ce au loc pe fața posterioară a sculei, unde se înregistrează o uzură cu înălțimea D, figura 6.36.

Fig. 6.36

În final, în procesul de așchiere, se disting trei zone principale în care se produce durificarea, figura 6.36: zona suprafeței de forfecare d, zonele de contact cu fațeta anterioară a cuțitului b și zona posterioară c, și zonele care determină efectiv deformări plastice I și II. Pentru determinarea gradului durificare, ca urmare a prelucrării prin strunjire a fost determinată microduritatea Vickers cu sarcina de 100 grame, la distanțele 0,05; 0,15; 0,25 și 0,30 mm de la margine pe secțiunea transversală a epruvetelor.

Microduritățile pentru cele patru grupuri de oțeluri studiate se prezintă în figurile 6.37, 6.38, 6.39 și 6.40, unde a, b, c reprezintă regimuri de așchiere cu avansuri diferite, respectiv 0,12 mm/rot, 0,28 mm/rot și 0,42 mm/rot.

Considerând duritățiile inițiale ale grupelor de oțeluri, gradul de durificare maxim H% pentru cele partru grupe de oțeluri este prezentat în fig. 6.41.

Se observă că gradul de durificare maxim se obține la oțelurile austenitice fără nichel și cu mult mangan AMnFNi, iar cel minim la oțelurile cu modificatori, cu atât mai mic cu cât cantitatea de modificatori este mai mare, grupa AMnNiNb.

La analiza micrografiilor probelor pe care s-a determinat duritatea, se observă o diferențiere între amprentele de margine față de cele din zonele secțiunii interioare. Diferențierea este mai pronunțată la oțelurile cu durificare intensă (AMnFNi și AMnNi) și mai puțin modificată la oțelurile aliate cu modificatori (AMnNiV și AMnNiNb).

Analiza microscopică a materialelor așchiate, în marginea prelucrată, evidențiază aceleași aspecte. În figura 6.42 este prezentată microstructura oțelului AMnFNi, care arată o maximă ecruisare, cu denivelări și fisuri, mărire 100:1.

Oțelul AMnNi prezintă o suprafață prelucrată mai puțin deformată, denivelări mai mici și linii de deformare mai mici, figura 6.43, mărire 100:1.

Fig. 6.41 – Gradul de deformare

Fig. 6.42 –Microstructura oțelului AMnFNi (100:1)

Fig. 6.43 – Microstructura oțelului AMnNi (100:1)

Oțelurile cu modificatori AMnNiV au suprafața de prelucrare regulată, cu linii de alunecare fine, figura 6.44, mărire 100:1.

Fig. 6.44 – Microstructura oțelului AMnNiV (100:1)

Capitolul VII

Proiectarea tehnologiei de fabricație a reperului arbore de acționare a clapetei de reglare de pe capacul coptorului cu flacără

7.1 Itinerarul tehnologic de prelucrare

Strunjire I

Strunjire frontală

Centruire

Debitare: l=295 mm.

Centruire

Strunjire de degroșare: 24,5×221.

Strunjire de finisare: 24×221.

Canelare: 16×2.

Teșire: 2×450.

Strunjire II

Strunjire de degroșare: 24,5×64.

Strunjire de finisare: 24×64.

Teșire: 2×450.

Frezare

Frezare de degroșare: t=3,5 mm; l=184 mm.

Frezare de finisare: t=0,5 mm; l=184 mm.

Frezare canal de pană.

Găurire: 3 găuri 8,4×11.

Filetare: 3 găuri M 10×16.

Tratament termic.

Rectificare 24×64.

Control final.

7.2 Calculul adaosurilor de prelucrare

Dimensiunea 24

Operația precedentă Strunjirii de finisare este strunjirea de degroșare.

Rz=50 m, Sp=50 m,

c=0, Sc=0,15,

lc=221 mm, p=2Sc lc=33,15 m.

dnom=26,4 mm,

dmin=26,4-0,280=26,22 mm.

Deci operația de strunjire de degroșare se va executa la cota: 26,4mm.

Pentru strunjirea de degroșare operația anterioară este laminarea:

Rzp=150 m, Sp=250 m,

Sc=0,15, lc=221 mm,

p=2Sclc=66,3 m, centr=390 m,

2Acmin=1,582 mm.

Se extrage din tabelul 3.1 [8], Ai la diametrul barei laminate: Ai=0,7 mm.

2Acnom=1,582+0,7=2,282 mm.

Diametrul nominal al barei laminate:

d=26,4+2,282=28,68628,7 mm.

Se va alege o bară laminată cu diametrul STAS: mm, pentru că arborele are un umăr cu acest diametru.

Același procedeu se va folosi și pentru tronsonul de lungime l=64 mm. Deci adaosul de prelucrare, pentru cele două tronsoane, care mai rămân, va fi:

2Acnom=35-28,68=6,32 mm

Dimensiunea l=295 mm.

Rzp+Sp=0,2 mm.

p=0,45s=0,04535=1,575 mm.

Adaosul minim pentru strunjire:

m.

m.

2Acnom=2Acmin+Tp=266,3+280=546,3 m.

dmax=24+0,546=24,56 mm.

dnom=25,54 mm.

dmin=24,54-0,28=24,26 mm.

Deci operația de strunjire de degroșare se va executa la cota 24,54mm.

Pentru strunjirea de degroșare operația anterioară este tot o strunjire de degroșare.

Rz=150 m, c=2Sc,

lc=66,3 mm, Sp=250 m,

c=0, Sc=0,3.

lc=221 mm,

Adaosul minim de prelucrare este:

m.

2Acnom=2Acmin+Tp=1582+280=1,862 mm,

dmax=24,54+1,862=26,40 mm.

Din tabelul 3.6 [8], rezultă că abaterea inferioară la lungimea barei debitate este:

Ai=0,35 mm.

2Acnom=2Acmin+Ai=3,55+0,35=3,9 mm, Acnom=1,95 mm.

Dimensiunea nominală pentru debitare este: Lnom=295+3,9=298,9299 mm.

La debitare se va respecta cota: L=2990,35 mm.

Valoarea efectivă a adaosului nominal este: 2Acnom=299-295=4 mm.

Pentru fiecare suprafață frontală adaosul este: Acnom=2 mm.

La debitare: Ap=2 mm.

La canelare: Ap=35-16=9 mm.

La găurire: Ap=8,4 mm. – diametrul burghiului

La frezarea canalului de pană: Ap=6 mm.

La frezarea plană: Ap=6 mm.

La rectificare: Ap=0,05+0,1.

7.3 Calculul regimurilor de așchiere

Strunjirea de degroșare.

Alegerea sculei: h=32, b=20.

Durabilitatea sculei: T=60 min.

Alegerea adâncimii de așchiere: mm.

Verificarea avansului din punct de vedere al rezistenței corpului cuțitului:

;

y1=0,75 h=32

b=20 h/B=1,0…0,5

c4=27,9 x1=1,0

HB=200 n1=0,75

mm/rot 0,4 mm/rot.

Deci avansul se verifică.

Verificarea avansului din punct de vedere al rigidității piesei:

7

Fx=c4 tx1 Sy1 HBn1

Fy=c5 tx2 Sy2 HBn2

c5=0,0027 x2=0,9

y2=0,75 n2=2,0

Fx=0,0027 1,80,9 0,40,75 2002,0=92,19 daN

Fy=27,9 1,8 0,40,75 2000,75=1343,36 daN

daN

mm.

E=2,1106 daN/mm2

l=0,05s=0,05354=75031 mm4

f<fadm=0,01 mm

Deoarece f<fadm rezultă că avansul ales se verifică.

Determinarea vitezei de așchiere se face cu formula:

c=60,8 T=60 min t=2 mm s=0,4 mm/rot

HB=200 x=0,25 y=0,66 n=125

=0,08 q=0,42=0,8

=450 =0,6

a=10 =100

=0,1 =1 mm

k5= k6= k7= k8= k9=1

m/min

rot/min

Se alege la MU: n=250 rot/min.

Vprec=m/min

Strunjirea de finsare.

Adâncimea de așchiere.

mm.

Se alege avansul: s=0,12+0,17 mm/rot; luăm 0,15 mm/rot.

Verificarea avansului din punct de vedere al calității suprafeței prelucrate.

mm/rot 0,4 mm/rot.

Rz=4Ra=43,2=12,8 cs=0,008

x=0,3 y=1,4

z=0,35 =900

s=100

Deci avansul este verificat.

Determinarea vitezei de așchiere:

.

m/rot

=450 =0,6

=0,2 =1 mm

k5= k6= k7= k8= k9=1

rot/min

Se alege n=800 rot/min.

Vprec=m/min

Strunjire frontală.

Adâncimea de așchiere: t=Ac=2 mm.

Avansul manual. Viteza de așchiere.

v=kvp=1,04527,48=28,71 m/min

– coeficient de corecție.

d/D=24/35=0,68

=450

s=100

Frezarea suprafeței plane.

df=20 mm, zf=5 dinți

Adâncimea de așchiere: td=3,5 mm, tf=0,5 mm, te=18 mm.

Avansul:

PMU=9,8 Kw

PMU5 Kw

Din Sd=0,04…0,06 mm/dinte, Sf=1…2,6 mm/rot, se alege:

Sd=0,05 mm/dinte, Sf=1,5 mm/rot.

Verificarea avansului în funcție de rezistența mecanică a mecanismului de avans:

(0,6…0,9)F Fmaș=120 daN

F=CF t s tuF z d-qF

CF=82 xF=1,1

yF=0,8 uF=0,95

qF=1,1

F=82 1,81,1 0,050,8 3,50,95 5 20-1,1=109,26 daN

0,8 F=0,8 109,26 daN <120 daN

Viteza de așchiere:

m/min.

T=120

rot/min

Se alege la MU n=600 rot/min.

Frezarea canalului de pană.

df=5 mm, zf=3 dinți, d=0,01…0,02 mm/dinte

d=0,015 mm/dinte, tl=df=6 mm, t=3 mm, n=290 rot/min.

Găurirea

Alegerea sculei: burghiu elicoidal 8,4 mm.

2=116…1200 =300 2s’=00 =120

=300 u=0,6 T=12 min.

Adâncimea de așchiere.

mm.

Avansul: s=ks cs D0,6=10,0478,40,6=0,16 mm/rot.

ks=1, cs=0,047

Viteza de așchiere:

m/min

cv=5 zv=0,4

n=0,2 yv=0,7

kvp=kMV kTV kLV kSV

kMV=11,14111=1,14

.

Se alege: n=560 rot/min.

Forțele și momentele la burghiere.

F=cF DxF syF kF =1438,41,10,160,71=412 daN

M=cMDxM syM kM=5,38,40,780,160,761=7,18 daNcm

cF=143 xF=1,1 yF=0,7 kF=1

cM=5,3 xM=0,78 yM=0,76 kM=1

Puterea efectivă la găurire:

Kw

Centruirea.

Viteza de așchiere se poate lua între 7 și 15 m/min. S-a ales v=10 m/min. Avansul se poate lua între 0,02 și 0,05 m/min. S-a ales s=0,04 m/min.

Rectificarea.

Pentru rectificare, s-a ales un disc abraziv E40L-NI de lățime B=12 mm. Se lucrează fără avans longitudinal, sl, pentru că lungimea de prelucrat este mai mică decât lățimea discului. Avansul transversal este st=0,022 mm/cursă, iar viteza periferică a discului este vpd=30 m/s.

Viteza periferică a piesei:

m/min.

T=5 min t=0,05 mm

k1=0,95 k2=0,85

rot/min.

Determinarea forței de așchiere.

F=cF v0,7 sl0,7 t0,6 =0 daN

sl=0

7.4 Normarea tehnică

Pentru normarea tehnică se folosesc următoarele relații de calcul:

Tu=Top+tde+ton

Top=tb+ta1+ta2+taBi+ta4

tde=(tdt%+tdo%)tb

unde:

Tu – timp unitar;

Top – timp operativ;

tdt – timp de deservire a lucrului;

ton – timp de odihnă și necesități;

tb – timp de bază;

ta – timp ajutător;

lp – lungime de prelucrare;

l1 – lungime de angajare;

l2 – lungime de ieșire;

l3 – lungime de măsurare;

i – număr de treceri;

n – turație [rot/min];

s – avansul [mm/rot].

Strunjire frontală.

Tu=Top+tde+ton

Top=tb+ta1+ta2+taBi+ta4

tde=(tdt%+tdo%)tb

ta1=0,5 min – timp ajutător pentru comanda mașinii;

ta2=0,1 min – timp ajutător legat de fază;

ta3=0,2 min – timp ajutător pentru măsurări de control;

ta4=0 min – timp ajutător pentru prinderea și desprinderea piesei;

Top=0,2+0,5+0,1+0,2+0=1 min

ton=2% Top=0,021=0,02 min

tde=3,5%tb=0,0350,2=0,007 min

Tu=1+0,007+0,02=1,027 min

Centruirea.

Timpul unitar pentru centruire este Tu=1,5 min.

Debitarea.

min

Top=0,2+0,5+0,1+0,2+0=1 min

tde=3,5%tb=0,0350,2=0,007 min

Tu=1+0,007+0,02=1,027 min.

Centruirea.

Timpul unitar pentru centruire este Tu=1,5 min.

Strunjirea de degroșare.

Top=6,96+0,7+0,1+0,0353+0,33=9,14 min

ton=2% Top=0,029,14=0,18 min

tde=3,5%tb=0,0356,96=0,24 min

Tu=9,18+0,24+0,18=9,56 min

ta1=0,7 min

ta2=0,1 min

ta3=0,35 min

ta4=0,33 min

Strunjirea de finisare.

l=221 mm.

n=800 rot/min.

s=0,15 mm/rot.

l=1

tde=3,5%tb=0,0351,85=0,064 min

Top=1,85+0,3+0,1+0,0313+0,21=2,76 min

ton=2% Top=0,022,76=0,055 min

Tu=2,76+0,064+0,055=2,87 min

ta4=0,21 min.

Canelare.

Timpul unitar pentru canelare este Tu=0,5 min.

Teșire 2×450.

Timpul unitar pentru teșire este Tu=0,3 min.

Strunjire de degroșare de 35 la 24,4.

l=64 mm.

Top=2,25+0,3+0,1+0,35+0,21=3,91 min

tde=3,5%tb=0,0352,25=0,078 min

Tu=3,91+0,078+0,078=4,06 min

Strunjire de finisare.

l=64 mm.

Top=0,62+0,3+0,1+0,3+0,21=1,435 min

ton=2% Top=0,021,435=0,028 min

tde=3,5%tb=0,0350,625=0,021 min

Tu=1,435+0,021+0,028=1,48 min 1,5 min.

Teșire.

Timpul unitar pentru teșire este Tu=0,3 min.

Frezare de degroșare.

sz=0,04 mm/dinte z=5 dinți df=20 mm

ta1=0,15 min ta2=0,28 min ta3=0,15 min

ta=0,15+0,28+0,15=0,58 min

Top=1,58+0,58=2,16 min

ton=4,5% Top=0,0452,16=0,097 min

tde=5,5%tb=0,0551,58=0,086 min

Tu=2,16+0,086+0,097=2,34 min.

Frezarea de finisare.

sz=0,02 mm/dinte z=5 dinți

ta=0,15+0,28+0,15=0,58 min

Top=2,37+0,58=2,95 min

ton=4,5% Top=0,0452,95=0,14 min

tde=5,5%tb=0,0552,37=0,13 min

Tu=2,95+0,13+0,14=3,21 min.

Frezarea canalului de pană.

sz=0,015 mm/dinte z=3 dinți df=20 mm

ta1=0,15 min ta2=0,28 min ta3=0,15 min

ta=0,15+0,28+0,15=0,58 min

Top=3,65+0,58=4,32 min

ton=4,5% Top=0,0454,32=0,19 min

tde=5,5%tb=0,0553,65=0,2 min

Tu=4,23+0,2+0,19=4,62 min.

Găurire.

l=11 mm l1=4 mm

l2=0 mm vs=16 m/rot

n=560 rot/min s=0,25 mm/min

ta1=0,5 min ta2=0,15 min

ta=0,15+0,5=0,65 min

Top=0,93+0,65=1,58 min

ton=3% Top=0,031,58=0,047 min

tde=6%tb=0,061,58=0,056 min

TU=1,58+0,056+0,047=1,68 min.

Tu=31,68=5,05 min.

Filetare.

l=10 mm l1=(3…5)p=41,5 mm

l2=0 mm vp=5 m/min.

Timpul unitar pentru filetare este: Tu=3T’u=23=6 min.

Rectificare.

Timpul unitar pentru rectificare este: Tu=5 min.

Timpul unitar total.

Timpul unitar total pentru strunjire este:

Tustr=1,027+1,5+1+1,5+9,56+2,87+0,5+0,3+4,06+1,5+0,3=23,21 min.

Timpul unitar total pentru frezare este:

Tu fr=2,34+4,62+3,21=10,17 min

Timpul total este:

Tn=Tnstr+Tnfr+Tng+Tnf+Tnr=23,21+23+10,17+29+5,05+8+6+5+5+10125 min.

Tn=125 min=2 h și 5 min.

Capitolul VIII

Calculul prețului de cost la elaborarea aliajelor inoxidabile fără nichel, Ni-Mn și fără Mn (clasice)

În acest capitol se va încerca compararea prețului de cost al oțelurilor inoxidabile clasice cu cele elaborate și studiate în acest proiect. Vom alege astfel 3 oțeluri inoxidabile: fără nichel, cu nichel și mangan și fără mangan – clasic. Compoziția acestora se prezintă în tabelul următor (tab. 8.1), fiind ales un oțel inoxidabil clasic cu raportul Cr-Ni 18-9, standardizat la noi în țară, și anume 5NiCr180, conform STAS 3583-87.

Tab. 8.1 – Compoziția chimică a oțelurilor inoxidabile studiate

Pentru elaborarea acestor oțeluri se folosesc ca materii prime de bază fierul ARMCO, nichelul electrolitic, manganul metalic și ferocromul de azot. Pentru elaborarea unei șarje este necesară cunoasțerea proporției aproximative a acestora în baie. Acest calcul se face pe baza compoziției chimice a acestora, prezentată în tabelul următor (tab. 8.2).

Tab. 8.2 – Compoziția chimică a prealiajelor folosite la elaborarea oțelurilor inoxidabile

Cunoscând compoziția chimică a materiilor prime se poate calcula proporția acestora necesară în elaborarea unei șarje informative de 1kg (vezi tab. 8.3):

Tab. 8.3 – Proporția materiilor prime la elaborarea oțelurilor inoxidabile

Cu proporția informativă a acestor materii prime, se poate calcula prețul de cost relativ al unui kg din oțelurile luate în calcul. Prețurile pentru prealiajele folosite au fost preluate de pe Internet, ca prețuri informative. Este posibil ca acestea să nu fie corecte. Toate aceste date au fost calculate și completate în următorul tabel (tab. 8.4), iar ca rezultat avem prețul de cost al fiecărei mărci de oțel.

Tab. 8.4 – Prețul de cost relativ al oțelurilor inoxidabile studiate

Precizăm că aceste prețuri sunt cele cu privire la materia primă și nu cuprind costurile de prelucrare. Se observă că, oțelul AMnFNi este cel mai ieftin din acest punct de vedere, cu un preț de cost relativ de 8.136 lei/kg, iar oțelul clasic inoxidabil 5NiCr180 are cel mai mare preț de cost, și anume 20.717 lei/kg, de două ori prețul oțelului austenitic inoxidabil fără nichel. Așa cu s-a demonstrat însă în această lucrare, acest oțel nu prezintă proprietăți comparative cu oțelurile inoxidabile cu privire la rezistența la coroziune. Totuși, oțelul aliat cu mangan și cu nichel, în proprție mai mică, care are proprietăți la coroziune comparabile cu oțelurile inoxidabile clasic, are un preț de cost mai redus decat aceste, așa cum reiese din calcul, cu aproximativ 5.800 lei/kg mai ieftin, adică un sfert. La o șarjă de 50kg, diferența este de aproape 300.000 lei, adică încă 14 kg în plus de oțel 5NiCr180.

În graficul următor sunt prezentate prețurile relative în comparație, a oțelurilor sudiate.

Fig. 8.1 – Prețurile comparative de elaborare a oțelurilor inoxidabile

Capitolul IX

Norme de Protecție și Tehnică a Securizării Muncii

În România protecția muncii constituie o problemă de stat și trebuie tratată, de toți oamenii muncii, ca atare. Normele de protecția muncii trebuiesc cunoscute, pentru a devenii eficiente, atât de către muncitorii direct productivi cât și de către ceilalți specialiști.

Instrucțiunile expuse în acest capitol cuprind elemente de protecția muncii în timpul execuției, montajului, punerii în funcțiune și exploatării utilajului de tratament termic a cilindrilor de laminator de dimensiuni mari. Aplicarea prevederilor cu privire la așezarea în locurile periculoase a indicatorilor de securitate, informare, avertizare, de interzicere și de siguranță este obligatorie. La fel, este obligatorie efectuarea instructajului preliminar și periodic al tuturor lucrătorilor din zona de lucru, cu privire la specificul activității, la pericolele care le prezintă și la măsurile de prim ajutor în caz de accidente.

Organizarea lucrărilor de construcții-montaj se face de către constructor luând în considerare normele de protecția muncii aflate în vigoare.

Organizarea activității în exploatare, inclusiv reparații și refaceri, se execută de cătree beneficiar, respectând normele de protecție și tehnică a securității muncii.

Este interzisă începerea lucrărilor de construcție-montaj și activității de exploatare în condiții care nu garantează siguranța muncii.

Este interzis a se folosi muncitori insuficient pregătiți sau trecerea de la un specific de muncă la altul fără efectuarea instructajului corespunzător de protecția muncii.

Lucrările de înzidire și montare trebuiesc conduse de un maistru zidar și respectiv de un maistru montor.

Este interzisă intrarea în cuptor, dacă acesta este încă cald, pentru efectuarea de reparații. Se vor lua măsuri corespunzătoare în ceea ce privește manevrarea macaralei, ținând seama că piesele (cilindrii de laminor) ce se tratează au dimensiuni foarte mari. De asemenea se va avea grijă la manevrarea instalației de ardere.

Personalul de deservire și întreținere va fi dotat cu echipament de protecție corespunzător.

Organizarea primului ajutor în caz de accidente constituie obligația societății de construcții-montaj. Acest lucru se impune să se facă conform normelor republicane de protecția muncii și normelor speciale ale Ministerului Sănătății. Toate locurile de muncă trebuie să aibă posturi de prim ajutor și truse cu materiale și medicamente, conform normelor stabilite de Ministerului Sănătății.

Deservirea acestor posturi se face de către angajații inteprinderilor, instruiți în prealabil de către personalul mediacal.

Capitolul X

Concluzii finale

Au fost studiate probleme legate de proiectarea compoziției, elaborarea și prelucrarea oțelurilor inoxidabile austenitice aliate cu mangan și având un conținut redus de nichel de tip AMnNi.

De asemenea, au fost cercetate comparativ și alte grupe de oțeluri inoxidabile austenitice cu mangan, adică cele fără nichel AMnFNi, sau cu modificatori: cu vanadiu AMnNiV, cu niobiu AMnNiNb, cu vandiu și niobiu AMnNiVNb, cu concentrații diferite de carbon, mangan și crom. Oțelurile inoxidabile clasice de tip 301 (Cr-Ni 18-8) și tip 304L (Cr-Ni 20-12), din punct de vedere al prelucrabilității la cald cât și al prelucrabilității prin așchiere.

Concluziile cele mai importante ce se desprind în urma acestor cercetări sunt următoarele:

Privind proiectarea compoziției chimice, elaborarea și proprietățile oțelurilor inoxidabile de tip AMnNi, AMnNi cu modificatori și AMnFNi:

compozițiile chimice proiectate au confirmat o structură austenitică stabilă la temperatura mediului ambiant și proprietăți amagnetice;

deformabilitatea la cald a fost studiată prin încercări la torsiune, la temperaturi între 800 și 1200C cu viteze de deformare 1 s-1. Cuplul maxim de deformare este superior oțelurilor inoxidabile austenitice clasice cu nichel, deoarece numărul de răsuciri efectuate în aceleași condiții de încercare este inferior celui corespunzător oțelurilor clasice cu nichel. În concluzie oțelul AMnNi are o deformabilitate la cald bună, puțin inferioară oțelului clasic cu nichel (fig. 4.7 și fig. 4.8);

atât procesul de deformare plastică la cald cât și cel efectuat la rece, au confirmat plasticitatea corespunzătoare a oțelului AMnNi studiat, fără să se înregistreze defecte de rupere în timpul prelucrării;

s-a determinat temperatura optimă de punere în soluție, în plaja 1050 – 1100C, cu durata de menținere de 60 minute; numărul carburilor scade pe măsura creșterii temperaturii de punere în soluție prin dizolvarea acestora în austenită; același efect îl are creșterea duratei de menținere la temperatura de punere în soluție;

structura oțelurilor studiate este austenitică, cu poliedrii neregulați peste care se dispun carburi globulare în șiruri și numai restrâns intergranular;

granulația celor cinci grupe de oțeluri este diferită: foarte mare și neregulată la oțelurile fără nichel AMnFNi; fină la oțelurile din studiu AMnNi și din ce în ce mai fină la oțelurile cu modificatori, în funcție de concetrația acestora;

cercetările cu privire la încercările mecanice au scos în evidență următoarele diferențieri între grupele de oțeluri studiate:

grupa AMnFNi – rezistență mecanică maximă datorită caracterului durificator al manganului; limită de curgere mică; fragile la temperaturi de -60C (26 J/cm2);

grupa AMnNi – rezistență mecanică corespunzătoare; limită de curgere mare; plasticitate maximă; tenace până la -196C (146 J/cm2), deci criogenice;

grupa AMnNi cu modificatori prezintă creșteri importante ale rezistenței la rupere și limitei de curgere și reducerea plasticității prin alungire și gâtuire. Păstreză tenacitatea la temperaturi criogenice;

oțelurile studiate au o permeabilitate magnetică mică (1,23 Gs/Oe), fiind amagnetice; în cazul oțelului AMnNi, această proprietate a fost valorificată prin utilizarea acestora ca bandaje amagnetice pentru motoare electrice;

verificarea oțelurilor AMnNi în 11 medii industriale chimice, confirmă rezistența corespunzătoare, ceea ce le face utilizabile în medii cum sunt: acetat de vinil, acid acetic, amoniac, azotat de amoniu, sulfat feros și sulfat feric, leșie din hidroxid de sodiu, sulfură de sodiu și carbonat de sodiu;

oțelurile prezintă sensibilitate la coroziune intergranulară, după tratament de recoacere pentru sensibilizare, însă în mod diferențiat:

oțelurile fără nichel AMnFNi sunt necorespunzătoare;

oțelurile cu nichel AMnNi au sensibilitate mică, cu precipitări mici de carburi la un conținut mai mic de 0,04%C;

oțelurile cu modificatori, AMnNiV și AMnNiNb, deși cu conținut în carbon mai mare (0,09-0,10%C), manifestă o sensibilitate mică datorită acțiunii benefice a modificatorilor;

Privind prelucrabilitatea prin burghiere a oțelurilor inoxidabile cu mangan:

cercetările preliminare de așchiere prin burghiere, au evidențiat corelația forțelor și momentelor de torsiune cu diametrul burghiului; forțe și rugozități mai mari la așchierea fără răcire și tendința de sfărâmare a așchiilor, mai pronunțat la răcire;

cercetările finale de așchiere prin burghiere au urmărit influența compoziției chimice asupra prelucrabilității, cu înregistrarea forțelor și momentelor de torsiune, numărul de găuri până la uzura maximă a sculelor și măsurarea uzurii sculelor;

prelucrabilitatea cea mai bună se constată la grupa oțelurilor AMnNi, care înregistrează forțe de așchiere mici, o uzură minimă cu evoluție lentă și progresivă, așchii sub formă de dinți de fierăstrău, din benzi de austenită cu carburi, care se fărâmițează pe măsura creșterii vitezei de așchiere;

diferențieri relevante se produc însă datorită conținutului de carbon, cazul șarjei 3 cu mult carbon 0,07%C, care solicită o forță de așchiere mult mai mare, față de șarja 6 cu 0,04%C;

oțelurile cu modificatori vanadiu și niobiu, înregistrează forțe de așchiere mai mari și un număr mai mic de găuri până la uzura maximă a sculei iar așchia prezintă benzi de austenită mai fine;

oțelurile fără nichel AMnFNi, prezintă forțe de așchiere mari, datorită rezistenței la uzură a austenitei ce le caracterizează, iar așchiile au benzi de austenită foarte mari;

Privind influența sculei așchietoare la așchierea oțelurilor studiate:

sculele din carburi metalice neacoperite de tip P10 au o comportare inferioară din punct de vedere al uzurii, față de sculele din carburi metalice acoperite cu TiCN, de tip P20;

pentru sculele din carburi metalice neacoperite viteza optimă recomandată este de 110 m/min, iar pentru sculele din carburi metalice acoperite cu TiCN viteza optimă recomandată este de 180 m/min.;

solicitarea termică maximă se înregistrează la sculele din carburi metalice neacoperite, are influențează și caracterul așchiei;

sculele ceramice cu baza de oxid de aluminiu (Al2O3 + ZrO2) prezintă o comportare necorespunzătoare la așchierea acestor oțeluri, cu toate că au rezistență la temperaturi mai mari.

Privind relația prelucrabilitate – forțe de așchiere:

am studiat oțelul AMnNi în comparație cu oțelul clasic 301 (CrNi 18-8) și 304L;

variabilele independente au fost viteza, avansul și adâncimea de așchiere;

forța Fc, în cazul oțelurilor AMnNi, înregistrează o scădere în funcție de viteză și o creștere în adâncimea de așchiere și avansul; forțele Ff și Fp prezintă aceleași variații;

forța Fc crește cvasiliniar cu adâncimea de așchiere;

forța Fc crește mai accentuat cu creșterea avansului;

oțelurile de comparația au comportări asemănătoare, astfel că la valorile medii ale parametrilor, forțe de așchiere este superioară la oțelul 304L (Cr-Ni 20-12) și apropiată, puțin inferioară, la oțelul 301 (Cr-Ni 18-8), figura 9.1;

Fig. 9.1

Privind relația prelucrabilitate-rugozitate:

cea mai importantă influență asupra rugozității Ra o prezintă avansul și în mică măsură viteza de așchiere;

în cazul oțelurilor AMnNi, rugozitatea Ra crește accentuat în funcție de avans;

rugozitatea înregistrează valori mai ridicate față de oțelurile 301 și 304L;

valoarea mai ridicată o rugozității oțelurilor AMnNi este determinată de solicitări mai intense ale sculei, datorită austenitei cu mangan, deci o structură mai rezistentă la uzură, care la formarea și desprinderea așchiei, lasă asperități mai mari;

Privind influența compoziției chimice asupra prelucrabilității:

din figurile 6.29, 6.30 6.31 se observă corelația dintre compoziția chimică și prelucrabilitate;

dintre oțelurile studiate, cele cu nichel prezintă cea mai bună prelucrabilitate, prin forțe de așchire mici, șarja 6 cu mai puțin carbon 0,04%C, figura 6.32;

oțelurile fără nichel prezintă o prelucrabilitate mai scăzută decât AMnNi șarja 6, iar cele cu modificatori, prezintă cea mai scăzută prelucrabilitate;

Privind influența proprietății fizice de conductibilitate termică asupra prelucrabilității:

oțelurile studiate de tip AMnNi au conductibilitate termică apropiată, puțin inferioară oțelului 301(Cr-Ni 18-8) dar superioară oțelului 304L (Cr-Ni 20-12);

pe măsura creșterii concentrației de mangan, carbon și alte elemente de aliere, se produce o scădere a conductibilității termice deci a prelucrabilității prin așchiere;

Alte concluzii importante:

durificarea sub efectul așchierii este diferențială, mai intensă la oțelurile fără nichel, medie la oțelurile cu nichel AMnNi și minimă la oțelurile cu nichel și modificatori (AMnNiV; AMnNiNb);

cercetările au pus în evidență o corelație pregnantă între modificările granulației oțelurilor austenitice AMnNi, temperatura de punere în soluție și comportarea la prelucrarea prin așchiere. În acest sens s-a constatat că pe măsura creșterii granulației, cresc forțele de așchiere și uzura, iar durabilitatea scade, rezultate evidențiate prin ecuațiile funcțiilor de regresie multiplă de prelucrabilitate prezentate grafic în lucrare.

Bibliografie