L X I V M E T A L L U R G I C A L J O U R N A L DOBRA

Transkript

1 R O Č N Í K / V O L. R O K / Y E A R L X I V M E T A L L U R G I C A L J O U R N A L O D B O R N Ý Č A S O P I S P R O M E TA L U R G I I A M AT E R I Á L O V É I N Ž E N Ý R S T V Í B R A N C H P E R I O D I C A L F O R M E T A L L U R G Y A N D M A T E R I A L E N G I N E E R I N G W W W. H U T N I C K E L I S T Y. C Z I S S N DOBRA A D VA N C E D M E TA L T E C H N O LO G I E S

2 A D VA N C E D M E TA L T E C H N O LO G I E S

3 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN Vydavatel OCELOT s.r.o. Pohraniční 693/ Ostrava-Vítkovice IČO , DIČ CZ Registrace v obchodním rejstříku Krajského soudu v Ostravě, oddíl C, vložka Redakce, kontaktní adresa OCELOT s.r.o. Redakce časopisu Hutnické listy areál VŠB TU Ostrava, A listopadu 15/ Ostrava-Poruba Vedoucí redaktor Ing. Jan Počta, CSc j.pocta@seznam.cz Asistentka redakce Jaroslava Pindorová jaroslava.pindorova@seznam.cz Redakční rada Předseda: Prof.Ing. Ľudovít Dobrovský, CSc., Dr.h.c., VŠB-TU Ostrava Členové: Ing. Michal Baštinský, EVRAZ VÍTKOVICE STEEL, a.s. Ing. Karol Hala, U.S. Steel Košice, s.r.o. Prof. dr. hab. inž. Leszek Blacha, Politechnika Šląska Prof. dr. hab. inž. Henryk Dyja, Politechnika Częstochowska Prof. Ing. Vojtěch Hrubý, CSc. Univerzita obrany Ing. Henryk Huczala, TŘINECKÉ ŽELEZÁRNY, a.s. Prof. Ing. František Kavička, CSc., VUT v Brně Ing. Ludvík Martínek, Ph.D., ŽĎAS, a.s. Doc. Ing. Karel Matocha, CSc., MATERIÁLOVÝ A METALURGICKÝ VÝZKUM s.r.o. Ing. Radim Pachlopník, ArcelorMittal Ostrava, a.s. Prof. Ing. Ľudovít Pariľák, CSc., ŽP VVC s.r.o. Ing. Jiří Petržela, Ph.D., VÍTKOVICE HEAVY MACHINERY, a.s. Ing. Jaroslav Pindor, Ph.D., MATERIÁLOVÝ A METALURGICKÝ VÝZKUM s.r.o. Ing. Vladimír Toman, Hutnictví železa, a.s. Prof. Ing. Karel Tomášek, CSc., TU v Košiciach Grafika titulní strany Miroslav Juřica, grafik@konstrukce.cz Tisk T-print s.r.o., Průmyslová 1003, Třinec Registrační číslo MK ČR E Mezinárodní standardní číslo ISSN O b s a h Odborný časopis pro hutnictví a materiálové inženýrství. paliva, koksárenství Ing. Stanislav Czudek, PhD, Ing. Radek Hermann, Dr. Iwona Jelonek, prof. dr hab. Krystyna Kruszewska Zkoumání vztahu mezi petrografickou skladbou uhlí a parametry CSR/CRI korespondujícího karbonizátu výroba oceli prof. Ing. Karel Michalek, CSc., Doc. Ing. Libor Čamek, Ph.D., Ing. Tomáš Huczala, Ing. Vladimír Troszok Možnosti odsíření vysokolegované a střednělegované oceli na elektrické obloukové peci při použití vhodných syntetických strusek na bázi CaO-Al 2O 3 Ing. Lukáš Pindor, Ph.D., Ing. Jiří Cibulka, Ing. Rostislav Milata, Ing. Jan Kufa Vliv charakteru licích prášků na tuhnutí peritektických ocelí Ing. Jan Roháč, CSc., Ing. Alexius Pawlik Výzkum slučitelnosti elektromagnetického hladinoměru VÚHŽ s elektromagnetickými míchači v krystalizátoru výroba trubek Ing. Rostislav Turoň, Ing. Tomáš Huczala, Ing. Josef Bořuta, CSc., Ing. Petr Unucka, Ph.D. Výzkum napěťově deformačního chování 9Cr ocelí s ohledem na strukturní změny během procesu výroby bezešvých trubek při zavádění technologie tváření v podmínkách teplé válcovny Velký Mannesmann v TŘINECKÝCH ŽELEZÁRNÁCH, a.s. materiálové inženýrství Ing. Petr Unucka, Ph.D., Ing. Jan Kufa, Aleš Bořuta, Ing. Lukáš Pindor, Ph.D., Ing. Rostislav Turoň Tvařitelnost oceli S355J0 ve vztahu k tvorbě povrchových vad kontilitých sochorů Ing. Miroslav Olszar, Ing. Martin Olszar Příprava ultrajemnozrnných ocelí metodou STTAD koroze Ing. Richard Baron, Ing. Vojtěch Faja, Ing. Otakar Blahož Vliv stupně protváření na korozní odolnost austenitických ocelí při válcování speciálních profilů hutní výroba v ČR a SR 47 z hospodářské činnosti podniků 50 ze spolkového života a odborných akcí 53 ze života škol 56 recenze 61 společenská kronika 62 hutnictví ve světě

4 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN Hlavní články v časopisu jsou uváděny v českém, slovenském nebo anglickém jazyce. Odborný časopis pro hutnictví a materiálové inženýrství. C o n t e n t Fuel, Coke Making Časopis vychází 6x ročně. Cena jednotlivého čísla 200,-- Kč. K ceně se připočítává DPH. Roční předplatné základní 1190,- Kč, studentské 20 % sleva proti potvrzení o studiu. Předplatné se zvyšuje o poštovné vycházející z dodávek každému odběrateli. Předplatné se automaticky prodlužuje na další období, pokud je odběratel jeden měsíc před uplynutím abonentního období písemně nezruší. Objednávky na předplatné přijímá redakce. Informace o podmínkách publikace, inzerce a reklamy podává redakce. Za původnost příspěvků, jejich věcnou a jazykovou správnost odpovídají autoři. Podklady k tisku redakce přijímá v elektronické podobě. Recenzní posudky jsou uloženy v redakci. Žádná část publikovaného čísla nesmí být reprodukována, kopírována nebo elektronicky šířena bez písemného souhlasu vydavatele. OCELOT s.r.o., 2011 ISSN Czudek, S. - Hermann, R. - Jelonek,I. Kruszewska, K. Research of Relationship between Petrographic Coal Constitution and Corresponding CSR/CRI Parameters of Coke Steel Making Michalek, K. - Čamek, L. - Huczala, T. Troszok, V. Possibilities of High-alloy and Middle-alloy Steel Desulphurization Under Conditions of EAF by Use of Synthetic Slag Based on CaO- Al 2O 3 Pindor, L. - Cibulka, J. - Milata, R. Kufa, J. Influence of Mould Powder Characteristics on Solidification of Peritectic Steel Grades Roháč, J. Pawlik, A. Investigation of Compatibility of VUHZ Mold Level Detector with Mold Electromagnetic Stirrers Tube Production Turoň, R. - Huczala,T. - Bořuta,J. - Unucka, P. Research of Stress-Deformation Behaviour of 9Cr Steels with Respect to Microstructural Changes during the Production of Seamless Tubes at Implementation of Forming Process at the Hot Rolling Mill "Big Mannesmann" of Trinecke Zelezarny, a.s. Material Engineering Unucka, P. - Kufa, J.- Bořuta, A. - Pindor, L. Turoň, R. Formability of the S355J2 Steel in Relation to Formation of Surface Defects of Continuously Cast Billets Olszar, M. Olszar, M. Treatment of Ultra Fine grained Steels Using the STTAD Method Corrosion Baron, R. - Faja, V. Blahož, O. Effect of the Forming Grade on Corrosion Resistance of Austenitic Steels during Rolling of Special Sections Časopis zařazen Radou vlády ČR pro výzkum a vývoj do seznamu recenzovaných neimpaktovaných periodik vydávaných v ČR. Hlavní články jsou evidovány v mezinárodní databázi METADEX a ILLUSTRATA TECHNOLOGY, obě spravované firmou ProQuest, USA. Abstrakty hlavních článků jsou evidovány v české a anglické verzi na webových stránkách Hutnických listů. Dodavatelé příspěvků ve všeobecné informační části: Hutnictví železa, a.s. VŠB TU Ostrava, FMMI, doc. Ing. Václav Kafka, CSc. Ing. RNDr. Bohumil Tesařík Mgr. Viktor Mácha Dopisovatelé Redakce Inzerenti a objednatelé reklamy: TŘINECKÉ ŽELEZÁRNY, a.s. VÚHŽ a.s. MATERIÁLOVÝ A METALURGICKÝ VÝZKUM s.r.o. Hanácké železárny a pérovny, a.s.

5 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN Paliva, koksárenství Fuel, Coke Making paliva, koksárenství Zkoumání vztahu mezi petrografickou skladbou uhlí a parametry CSR/CRI korespondujícího karbonizátu Research of Relationship between Petrographic Coal Constitution and Corresponding CSR/CRI Parameters of Coke Ing. Stanislav Czudek, Ph.D, Ing. Radek Hermann, TŘINECKÉ ŽELEZÁRNY, a.s., Třinec - Staré Město, Dr. Iwona Jelonek, prof. dr hab. Krystyna Kruszewska, University of Silesia, Polsko Tato problematika je řešena v rámci projektu RFCR-CT , jehož cílem je ověření nového způsobu predikce kvality koksu na základě rozšířené analýzy macerálů komponent úhelné směsi. V současné době provozně provádíme dříve citovanou analýzu pouze v základním rozsahu. Existují však přístroje, které jsou schopny provést rozšířenou analýzu. Výsledky této rozšířené analýzy jsou následně použity jako vstupní údaje v modelu pro predikci kvality koksu. Předpokladem je přesnější odhad parametrů CSR/CRI koksu v porovnání s použitím modelů používajících jako vstup jen analýzu základní. Metallurgical coke is a solid carbon fuel used to melt iron ore and to produce high quality steel. It is received in the industrial carbonisation process of coal blends heating at the temperature up to 1200 o C out of contact with air in coke ovens. Coke fuel has increased caloric value in comparison to fossil carbon because it consists of % of clean carbon. The quality of coal carbonization process depends strongly on the coking coal blends composition and its properties. To obtain satisfactory coke strength and stability it is necessary to precisely predict its properties in the running carbonisation process. The planned scientific activities will be resolved by using empirical methods. The relative strength or stability of coke could be based on petrographic analysis. It has been shown that to achieve the high quality of coke it is required a relatively low percentage of inert components the inert material should be given in proper proportion. The ratio of inert to reactive components in the coal feed blend is used to determine the coke strength and stability. The traditional method of determination of coal components is based on optical features such as texture, colour, relief, etc. The reactive inertinite is a portion of total inertinite (mostly semifusinite) that undergoes radical changes during carbonization and is of reflectance intermediate between that of vitrinite and the semi-inert/inert portion of inertinite. It is therefore very difficult, if not impossible, to put the exact boundary between reactives, semireactives and inerts using maceral analyses. Since classical methods of maceral analysis fail to define the reactive inertinite precisely enough, several individual approaches have been made. Due to the desire to use less expensive coal fuels to produce high quality metallurgical coke, great effort is expended upon seeking ways to achieve high strength coke using alternative fuels. Non-coal waste materials are often introduced to coal blends for coke production. The possibilities of introducing the waste materials like tyres, plastics, remnants of electronic chips production are investigated to utilize them in the most effective and environmentally friendly way. The addition of the alternative fuels to coal blends should reduce emission of CO2 and other pollutants and should not decrease quality of coke. The industrial coke making technologies require effective systems for monitoring, control and optimization of coking coal blends during running process. The systems should analyse feed coal blend in a very short time and suggest 3

6 Paliva, koksárenství Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Fuel, Coke Making ISSN necessary modifications for improving the composition of the coal blend. The system should be flexible for different kinds of feeding coal blends with alternative fuels addition. The aim of the project is verification of using the advanced maceral analysis for coke quality prediction. Maceral analysis is currently used only in the basic range, but devices exist, which can perform advanced analysis. The results of this analysis are used as an input in model for coke quality prediction. The reason of using previously mentioned model is to achieve more exact predicted estimation of CSR/CRI parameters in comparison with the models, which just use the basic range of maceral analysis. Úvod Cena paliva pro výrobu surového železa hraje klíčovou roli v ekonomice této technologie. Jednou z hlavních energonosných látek, nauhličovadel pro tuto technologii je koks, tudíž jeho cena také výrazně ovlivňuje ekonomický výsledek hospodaření provozu výroby surového železa a výroby koksu. Z pohledu struktury ceny koksu je možno konstatovat, že nejdůležitějším (největším) faktorem je pak cena uhelné vsázky. Neustálé hledání optima míchání uhelné směsi pro výrobu vysokopecního koksu má tudíž velký význam a to nejen z pohledu změn ceny jednotlivých komponent dříve zmiňované směsi, ale také z hlediska nových metod analýzy těchto komponent umožňujících získání komplexnějších informací o připravovaných vsázkách koksárenských baterií. Organizace řešení projektu Na řešení projektu spolupracují subjekty z oblasti průmyslu, výzkumu a školství: 1) UNIWERSYTET ŚLĄSKI w Katowicach (Polsko) příjemce projektu, management projektu, rozšířená macerálová analýza uhlí 2) CONSEJO SUPERIOR DE INVESTIGACIONES CIENTIFICAS (Španělsko) obrazové analýzy uhlí 3) ÚSTAV GEONIKY AKADEMIE VĚD (ČR) analýzy uhlí a koksu 4) PETROGRAPHICS SA (Jihoafrická Republika) - rozšířená macerálová analýza uhlí 5) KOMBINAT KOKSOCHEMICZNY ZABRZE S.A. (Polsko) - karbonizační testy v průmyslovém měřítku 6) THYSSENKRUPP STEEL AG (Německo) - obrazové analýzy uhlí a koksu 7) TŘINECKÉ ŽELEZÁRNY (ČR) karbonizační testy na zařízení karbotest a v průmyslovém měřítku. Zhodnocení dosažených výsledků V první řadě bylo provedeno mapování již dříve zmíněných složek ve vybraných vzorcích uhlí z Kanady, Jihoafrické republiky a v neposlední řadě různých regionů Evropy. V současné době zahajujeme druhou fázi testování - výběr vhodných typů uhlí pro tvorbu uhelných směsí optimálních pro výrobu požadovaných jakostních parametrů koksu. Pro řešitele to znamená provedení laboratorních a následně provozních koksovacích zkoušek navržených uhelných směsí včetně kvantifikace dopadu změn složení těchto směsí na kvalitu koksu. Provedené testy na dříve citovaném okruhu vzorků uhlí byly doplněny o hodnotu Re Scan. Tato hodnota reprezentuje reaktivní petrografické složky uhlí (uhelné směsi), které mohou ovlivňovat jakostní parametry vyrobeného koksu. Data pro stanovení hodnot Re Scan jsou získávána na mikroskopu fy Zeiss, viz obrázek 1 na pracovišti koordinátora projektu. Cíle projektu Hlavním cílem projektu je definice optimálního podílu reaktivních a inertních petrografických složek ve směsi pro výrobu vysokopecního koksu. Díky lepšímu poznání petrografického složení komponent uhelné směsi očekáváme kvalitnější řízení procesu tvorby suroviny pro výrobu vysokopecního koksu a zároveň zajištění vyšší stability jeho jakostních parametrů. Obr. 1 Mikroskop Fig. 1 Microscop V rámci projektu byly mezi jinými následně provedené statistické analýzy ukazující vztah nově navrženého parametru s vybranými, klasickými parametry uhlí a 4

7 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN korespondujícího koksu. Dle provedené korelační analýzy lze konstatovat, že nový parametr nekoreluje s žádným klasickým parametrem uhlí, s výjimkou dilatace, viz tabulka 1 a obrázek 2. Tab. 1 Korelační analýza Tab. 1 Correlation analysis V daf B SI Re Scan V daf 1,000-0,005-0,707 0,248 b -0,005 1,000 0,221 0,772 SI -0,707 0,221 1,000 0,261 Re Scan 0,248 0,772 0,261 1,000 b Korelace? Re Scan Obr. 2 Párové korelace Fig. 2 Pair correlation Tento fakt naznačuje, že nové přidané informace o uhlí jsou kvalitativně jiné. Souvisí jenom s dilatací, což naznačuje spojitost s plastickými vlastnostmi uhlí. Obdobná analýza provedena s použitím jakostních parametrů korespondujícího koksu prokázala statisticky významný vztah s hodnotami CSR/CRI (reaktivita koksu podle metodiky japonské společnosti Nippon Steel), viz tabulka 2 a obrázky 3 a 4. Tab. 2 Korelační analýza Tab. 2 Correlation analysis CRI CSR Ro Re Scan CRI 1,000-0,940-0,255-0,843 CSR -0,940 1,000 0,337 0,791 Ro -0,255 0,337 1,000-0,058 Re Scan -0,843 0,791-0,058 1,000 CSR Korelace Paliva, koksárenství Fuel, Coke Making? Re Scan Obr. 4 Párová korelace Fig. 4 Pair correlation Potvrzená závislost byla dále testována za účelem determinace regresních rovnic pro prognózu parametrů CSR/CRI podle hodnoty Re Scan. S ohledem na charakter dat byl zvolen lineární model v obecném tvaru [Y] ~ p1+p2*[x], kde Y je parametr CSR nebo CRI a X je hodnota Res Scan. Výsledky regresní analýzy jsou uvedeny v tabulkách 3 a 4 a zobrazeny na obrazcích 5 a 6. Tab. 3 Vícenásobná lineární regrese (CRI) Tab. 3 Multiple linear regression (CRI) Vícenásobný korelační koeficient R : 0, Koeficient determinace R^2 : 0, Predikovaný korelační koef. Rp : 0, Střední kvadratická chyba predikce 41, MEP : Akaikeho informační kritérium : 56, Testování regresního tripletu Fisher-Snedecorův test významnosti modelu Hodnota kritéria F : 32, Kvantil F (1-alfa, m-1, n-m) : 4, Pravděpodobnost : Závěr : Model je významný CRI Regresní křivka - Sheet1 7,82E-05 CRI 60 Korelace ? Re Scan ? Re Scan Obr. 5 Regresní přímka (CRI) Fig. 5 Regression line (CRI) Obr. 3 Párová korelace Fig. 3 Pair correlation 5

8 Paliva, koksárenství Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Fuel, Coke Making ISSN Tab. 4 Vícenásobná lineární regrese (CSR) Tab. 4 Multiple linear regression (CSR) Vícenásobný korelační koeficient R : 0, Koeficient determinace R^2 : 0, Predikovaný korelační koef. Rp : 0, Střední kvadratická chyba predikce 60, MEP : Akaikeho informační kritérium : 62, Testování regresního tripletu Fisher-Snedecorův test významnosti modelu Hodnota kritéria F : 21, Kvantil F (1-alfa, m-1, n-m) : 4, Pravděpodobnost : 0, Závěr : Model je významný CSR Regresní křivka - Sheet1? Re Scan Obr. 6 Regresní přímka (CSR) Fig. 6 Regression line (CSR) Provedené regresní analýzy ukázaly, že lze najít statisticky významný model pro predikci obou výše citovaných parametrů. Závěr Provedené laboratorní testy potvrdily vhodnost stanovení nového parametru Re Scan. Tento parametr lze použít v modelu pro predikci parametrů CSR/CRI vyrobeného koksu a tím zpřesnit již existující model v našem podniku. Je předpoklad, že po dokončení projektových prací bude doplněno kvalitativní hodnocení parametrů uhlí a potažmo koksu o nové poznatky, údaje, metodiku a to za účelem zlepšení technologie celkové výroby surového železa z pohledu nákladů. Poděkování Výzkum, který vedl k těmto výsledkům, získal finanční prostředky z Výzkumného fondu pro uhlí a ocel (RFCS) Evropského společenství na základě grantové dohody č. RFCR-CT (RATIO-COAL). Literatura [1] N. SHAPIRO, R.J. GREY, G.R. EUSNER, Recent development in coal petrography, Blast Furnace, Coke Ovens and Row Materials, Am. Inst. Mining Engineers, 20 (1961), [2] J.J. AMMOSOW, J.V. EREMIN, S.F. SUCHENKO, L.S. OSHURKOWA, Calculation of coking charges on the basis of petrographic characteristics of coals. Koks i chim., 12 (1957), 9-12 [3] K.J. KRUSZEWSKA, Reports on the activities of the International Committee for Coal Petrology Reactive Inertinite Working Group ( ) [4] K. KRUSZEWSKA, The use of reflectance to determine maceral composition and the reactive-inert ratio of coal components, Fuel, 68 (1989), [5] K.J. KRUSZEWSKA, Reactive inertinite: definition and methods of determination, International Conference: Coal Structure and Reactivity. Cambridge (1990) [6] K.J., KRUSZEWSKA, A new method of measurements of vitrinite reflectance and maceral content. Proceedings of the XIII International Congress on the Carboniferous and Permian, Prac. Państwowego Instytutu Geololgii,. CLVII. (1997) [7] K.J., KRUSZEWSKA, Reactive inertinite in South African coals. Proceedings of 2nd Symposium on Gondwana Coals, Porto (1998) Recenze: prof. Ing. Miroslav Kaloč, CSc. doc. Ing. Ján Kret, CSc. Stát prohrál spor s Mittalem o miliardy tyden.cz Ocelářská společnost ArcelorMittal Ostrava nemusí platit miliardové pokuty českému státu za předražování koksu v letech 2004 a Pokuty udělilo firmě indického multimiliardáře Lakšmího Mittala Finanční ředitelství v Ostravě a následně je potvrdilo i ministerstvo financí. Městský soud v Praze však v dubnu 2010 uznal žalobu indického obra, pokuty zrušil a vrátil je resortu k dalšímu řízení a dopracování. Ministerstvo pak správní řízení překvapivě ukončilo a definitivně tím přišlo o možnost získat miliardy do státního rozpočtu. Spory státu a společnosti ArcelorMittal se táhnou již od roku Indové několikrát výrazně zdražili koks sesterským Vysokým pecím Ostrava, což následně pocítily na nákupu surového železa i tehdejší ocelárny Vítkovice Steel (dnes Evraz Vítkovice). Jejich majitelem byl do roku 2005 právě stát. 6 SB

9 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN Výroba oceli Steel Making výroba oceli Možnosti odsíření vysokolegované a střednělegované oceli na elektrické obloukové peci při použití syntetických strusek na bázi CaO-Al 2 O 3 Possibilities of High-alloy and Middle-alloy Steel Desulphurization Under Conditions of EAF by Use of Synthetic Slag Based on CaO-Al 2 O 3 Prof. Ing. Karel Michalek, CSc., Doc. Ing. Libor Čamek, Ph.D., Vysoká škola báňská -Technická univerzita Ostrava, Fakulta metalurgie a materiálového inženýrství, Ing. Tomáš Huczala, Ing. Vladimír Troszok, TŘINECKÉ ŽELEZÁRNY, a.s., Třinec - Staré Město Článek popisuje poznatky a dosažené výsledky experimentálních taveb provedených na Elektroocelárně Třineckých železáren, a.s., jejichž cílem bylo ověření možností hlubokého odsíření oceli v podmínkách redukční fáze tavby v zásadité 10 t elektrické obloukové peci. Experimentální postupy s použitím průmyslově vyráběné syntetické strusky byly aplikovány při výrobě vysokolegovaných chromových ocelí a středně legovaných nástrojových ocelí, jejichž odsíření je z hlediska termodynamiky obtížnější než odsíření chromniklových ocelí. S využitím navržených technologických postupů bylo dosaženo nízkých obsahů síry v oceli, a to až 0,002 hm. %. Dosažení těchto obsahů je podmíněno vhodným složením strusky zejména její bazicity a poměru CaO/Al 2 O 3. Za kritický faktor, který výrazně ovlivňuje konečné obsahy síry a tedy i stupeň odsíření oceli, lze na základě analýzy výsledků jednoznačně považovat obsah FeO v redukční odsiřovací strusce. Vyšší obsah MgO ve strusce (až 25 hm. %) neměl přitom zásadní vliv na dosažené výsledky odsíření oceli. The article deals with the results of experimental heats performed at the Electric Steel Plant of Třinec Steelworks. The aim was to verify the possibility of deep desulfurization of steel in the basic electric arc furnace in size of 10 t. Experimental procedures with the use of industrially produced synthetic slag were applied in the production of high-alloy chrome steels and middle-alloy tool steels at which the desulfurization in terms of thermodynamics is harder than chrome-nickel steel desulphurization. With the use of technological processes is possible to achieve low contents of sulphur in steel, below wt.%. Achieving these contents depends on a suitable of slag basicity, and in particular on ratio of CaO/Al 2 O 3. Based on the analysis of results, a critical factor that significantly affects the final content of sulphur and thus the efficiency of desulphurisation of steel, the content of FeO in the reduction slags is clearly considered. Higher MgO content in the slag (up to 25 wt.%) had no significant influence on the results of steel desulphurization. 1. Úvod Pouze zvládnutím technologie a metalurgie procesů lze docílit požadovaný stupeň odsíření oceli při dosažení optimalizace struskového režimu a dodržení základních termodynamických a kinetických podmínek strusky a kovu. Velkou předností je možnost použití kvalitních průmyslově vyráběných syntetických strusek, které jsou zárukou vyvážených a kvalitních výsledků a přinášejí řadu metalurgických a následně ekonomických výhod. Tyto lze spatřovat nejen v oblasti dosažení požadované čistoty oceli, ale také v možné náhradě absence moderních a rovněž finančně náročných 7 technologických zařízení pro výrobu a mimopecní zpracování oceli. Pomocí výrobní technologie s použitím syntetických strusek můžeme tak dosáhnout v elektrické obloukové peci (EOP) a následně po odpichu oceli v licí pánvi (LP) vysokých parametrů odsíření s koncovými obsahy síry až 0,002 hm. %. Pozitivní je doba zpracování oceli, která se projeví nejen v možnosti zvýšení výkonu jednotlivých výrobních agregátů, ale také ve snížení celkových nákladů zahrnující spotřebu energie, struskotvorných přísad, feroslitin, legujících prvků, žáruvzdorných materiálů a další. 2. Základní faktory ovlivňující požadovaný stupeň odsíření oceli

10 Výroba oceli Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Steel Making ISSN Při výrobě oceli v EOP je jedním z limitujících faktorů pro dosažení požadovaného stupně odsíření obsah síry obsažený v základní skladbě kovonosné vsázky externího ocelového odpadu nebo kovu interního výskytu (legující přísady, pevné surové železo, struskotvorné látky aj.). Na rozdíl od ryze kyslíkových výrobních procesů, kde převládají z hlediska odsíření nevhodné oxidační podmínky, je proces tavby v EOP mnohem variabilnější s možností volby podmínek vedení tavby a s tím spojeného struskového režimu. V EOP lze vytvořit nejen standardní oxidační podmínky, které jsou nutné pro proces oduhličení, oxidace doprovodných prvků a proces odfosfoření, ale rovněž i redukční podmínky, které naopak poskytují možnost úspěšného odsíření oceli. Podle iontové teorie strusek lze popsat odsíření iontovými rovnicemi: [S] + 2e = (S 2- ) (1) (O 2- ) - 2e = [O] (2) [S] + (O 2- ) = (S 2- ) + [O] (3) Podle rovnice (2) odevzdá anion kyslíku rozpuštěný ve strusce na rozhraní struska kov dva elektrony a přechází do kovu jako atom. Pro zdárnou funkci musí současně s přechodem kyslíku ze strusky do kovu, probíhat reakce (1), při které převezme atom síry při přechodu z kovu do strusky na mezifázovém rozhraní dva elektrony a rozpustí se ve strusce jako anion síry. Jak vyplývá z rovnice (3) i z výrazu rovnovážné konstanty K S, lze úpravou vyjádřit vztah pro výpočet hmotnostního obsahu síry v kovu (4). [ S] = f O K S [% O] a ( O 2 a ) ( S f 2 S ) % (4) Z rovnice vyplývá, že pro dosažení nízkého obsahu síry v kovu je zapotřebí dosáhnout zejména: vysoké hodnoty aktivity volných kyslíkových aniontů ve strusce, tzn. vysoké zásaditosti strusky s vysokým podílem zásaditých a nízkým podílem kyselých oxidů nízké aktivity kyslíku a o v oceli, tzn. nízkého obsahu rozpuštěného kyslíku a nízké hodnoty aktivitního koeficientu f o. Dalším negativním faktorem ovlivňujícím stupeň odsíření oceli je přítomnost lehce redukovatelných oxidů v rafinační strusce mimo FeO také MnO, P 2 O 5 a Cr 2 O 3. Jejich sumární procentuální obsah pro dobře pracující rafinační strusky se většinou doporučuje max. do obsahu 3 hm. %. Z kinetického hlediska má na odsíření oceli kladný vliv zvýšená teplota. Zvýšení teploty napomáhá snížení viskozity strusky i kovu, zvýšení součinitele difúze síry a snížení povrchového napětí, což vede k rychlejšímu přiblížení reakce rovnovážnému stavu. Efekt vhodné kinetiky probíhajících procesů je však úzce spjatý se splněním základních termodynamických podmínek. Tyto teoretické závěry jsou potvrzeny i praktickými zkušenostmi, že nízká bazicita strusky, vyšší obsahy zejména FeO a také MnO, P 2 O 5 a Cr 2 O 3 ve struskách a vysoká aktivita kyslíku v tekuté oceli působí velmi nepříznivě na průběh odsíření oceli. 3. Současné technologicko-metalurgické postupy při výrobě oceli s nízkým obsahem síry v podmínkách elektroocelárny TŽ, a.s. Technologie výroby oceli s nízkým obsahem síry pod 0,005 % je v podmínkách EOP Elektroocelárny TŽ, a.s. v současné době založena na použití vápenatých strusek obsahujících CaF 2 (fluorid vápenatý - kazivec). Příznivý vliv CaF 2 na průběh odsíření je v odborné literatuře a v metalurgické praxi všeobecně známý. U strusek s vyšším obsahem oxidu křemičitého můžeme příznivé působení CaF 2 vysvětlit reakcí, při níž se křemičitanové anionty rozkládají za vzniku jednodušších a potřebných kyslíkových aniontů a plynného SiF 4 [1]. 4 (F - ) + (SiO 4 4- ) = 4(O 2- ) + SiF 4 (g) (5) U strusek s nízkým obsahem oxidu křemičitého lze příznivé působení CaF 2 vysvětlit snižováním teploty tavení strusky vlivem tvorby eutektických lehce tavitelných fází CaO-CaF 2 případně CaO-Al 2 O 3 -CaF 2 s nízkou teplotou likvidu a nižší viskozitou, které jsou znázorněny na obr. 1 [2]. CaF 2 působí také na snížení aktivity síry ve strusce a vede ke zvýšení schopnosti strusky vázat síru. Nevýhody technologií s použitím kazivce lze spatřovat ve dvou hlavních aspektech: při styku kazivce s tekutým kovem nebo tekutou struskou se uvolňují ekologicky závadné fluoridy, které zhoršují pracovní a životní prostředí; fluoridy se koncentrují v kostních tkáních ve vazbě na Ca a Mg, čímž zabraňují těmto prvkům vykonávat jejich biochemické funkce. kazivec ve struskách způsobuje zvýšené opotřebení vyzdívky pece a licích pánví zejména v oblasti struskových čar a tím významně snižuje celkovou životnost vyzdívek. 8

11 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN Výroba oceli Steel Making Obr. 1 Vliv CaF 2 na teplotu likvidu a viskozitu strusky[2] Fig. 1 Influence of CaF 2 on liquidus temperature and slag viscosity V mnohých zahraničních i našich hutních provozech se výrazně omezuje používání kazivce jako struskotvorné přísady a hledají se jeho ekonomicky přijatelné náhrady v podobě průmyslově vyráběných homogenních syntetických strusek. Tyto struskotvorné přísady mají vysokou odsiřovací schopnost a používají se samostatně nebo většinou ve spojitosti s přísadou páleného vápna. Nejvíce používanými jsou strusky na bázi Al 2 O 3 -CaO- SiO 2 (výjimečně Al 2 O 3 -CaO-MgO), které tvoří v souladu s binárními resp. ternárními diagramy sloučeniny s nízkým bodem tavení (pod 1500 C). V důsledku toho se formuje struska s vysokou tekutostí, což vytváří z kinetického hlediska předpoklady pro dobré odsíření oceli. V současné nabídce renomovaných firem jsou kvalitní průmyslově vyráběné syntetické strusky, které jsou dodávány s různým poměrem Al 2 O 3 /CaO a ve formě kupříkladu granulí, pelet, briketek, nadrcených kusů aj. Jejich předností je především záruka přesného požadovaného chemického složení s vysokou homogenitou. Další skupinou struskotvorných materiálů jsou směsi připravované z různě upravovaných odpadních materiálů nebo jiných technologických produktů. Směsi tohoto typu lze také pojmenovat jako ředidla či tavidla pro ztekucení pánvových strusek, která však samostatně nemohou významně aktivovat podmínky pro hluboké odsíření. Za všechny lze zmínit kupříkladu odpadní produkt vznikající při aluminotermickém způsobu výroby ferovanadu. Nevýhodou tohoto produktu je rovněž to, že obsahuje kolem 3,5 hm. % V 2 O Výběr vhodných průmyslově vyráběných syntetických strusek pro provozní testování Na základě analýzy dostupných literárních údajů a vlastních zkušeností řešitelů byla pro provozní testování v podmínkách Elektroocelárny TŽ, a.s. cíleně vybrána syntetická struska firmy REFRATECHNIK pod názvem REFRAFLUX 4842 S. Materiál ve formě pelet a jejich zlomků s granulometrií od 5 mm do 15 mm je znázorněn na obr. 2. Tento materiál, který byl původně určen pro provoz konvertorové ocelárny. I když se jednalo o dodávku z roku 2008, byla granulometrie nezměněná a bez prachového podílu. Základ chemického složení syntetické strusky vycházel ze směsi dvou oxidů 41,1 hm. % Al 2 O 3 a 46,2 hm. % CaO, včetně 4,9 hm. % SiO 2, 1,2 hm. % MgO, 0,2 hm. % FeO a 1,9 hm. % TiO 2. Na obr. 3 je znázorněna oblast chemického složení testované průmyslově vyrobené syntetické strusky v ternárním diagramu Al 2 O 3 -CaO-SiO 2 [3]. Jedná se o syntetickou strusku, která je určena pro použití s vápnem, u kterého zabezpečuje vysokou rychlost asimilace a následné ztekucení celé struskové soustavy. 9

12 Výroba oceli Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Steel Making ISSN Obr. 2 Vzhled granulometrie syntetické strusky REFRAFLUX 4842 S Fig. 2 Granulometry of the synthetic slag REFRAFLUX 4842 S Obr. 3 Fig. 3 Oblast chemického složení testované syntetické strusky REFRAFLUX 4842 S v ternárním diagramu Al 2O 3-CaO- SiO 2 Area of chemical composition of the tested synthetic slag REFRAFLUX 4842 S in the ternary diagram Al 2O 3 CaO SiO 2 5. Výrobní podmínky experimentálních taveb Výrobní postupy odsíření byly testovány na 10 t EOP při výrobě žáropevné vysokolegované oceli jakosti P91 (X10CrMoVNb9-1) a u nástrojové středně legované oceli jakosti (X63CrMoV5.1). Tab. 1 je uvedeno interní uvolňovací chemické složení u obou ocelí. Tab. 1 Interní uvolňovací chemické složení oceli P91 a 19569, hm. %. Tab. 1 Internal release chemical composition of P91 and steels, wt. %. Složení; hm. % C Si Mn P S Cr Ni Mo Nb V W N Al P91 X10CrMoVNb X63CrMoV5.1 0,06-0,12 0,58-0,68 max. 0,50 0,30-0,60 0,7-1,1 0,25-0,55 max. 0,020 max. 0,015 max. 0,010 max. 0,010 8,00-9,50 4,5-5,5 max. 0,40 0,85-1,05 0,8-1,2 0,06-0,10 0,18-0,25 0,2-0,4 max. 0,6 0,030-0,070 max. 0,040 Technologie tvorby redukční strusky s vysokým rafinačním účinkem byla založena na použití směsi páleného vápna a syntetické strusky Refraflux, přičemž obě složky se do EOP přidávaly střídavým dávkováním na hladinu lázně. Poměr obou složek byl zvolen tak, aby se složení strusky po roztavení pohybovalo v optimálních dimenzích, vhodných pro odsíření oceli v hodnotách 50 až 55 hm. % CaO, 18 až 25 hm. % Al 2 O 3, 10 hm. % SiO 2, 12 hm. %MgO. Z hlediska dobré tekutosti strusky a její sulfidické kapacity bylo úkolem dodržovat optimální poměr CaO/Al 2 O 3 a její bazicitu. Pozornost byla věnována především obsahu oxidu železa, oxidu manganu, oxidu fosforu a oxidu chrómu. Udržet složení strusky v požadovaném rozmezí není v podmínkách EOP jednoduché. I při správně zvoleném optimálním dávkování struskotvorných přísad, může být složení mimo uvedený rámec a to v důsledku toho, že neustále probíhají reakce mezi struskou a kovem. Dochází k erozi a korozi žáruvzdorné vyzdívky pece, uvolňování nánosů strusky z předchozích taveb, žáruvzdorného opravárenského materiálu z půdy a struskových čar pece, rovněž dochází k fyzikálněchemickým pochodům pod oblouky EOP a významný je také faktor legování FeCr přes víko EOP do vytvořené redukční strusky. Konečné složení strusky na konci redukčního údobí je tedy značně rozdílné od počátečního složení. Z hlediska složení kovové lázňe bylo v souladu s teorií odsíření oceli velmi důležité udržovat nízkou aktivitu kyslíku v kovu. Tento požadavek byl v podmínkách EOP zabezpečen vyššími obsahy dezoxidačních prvků v tekutém kovu (zejména Al) během celého procesu odsíření. Pro zdárný průběh požadovaných chemických reakcí je kromě zajištění termodynamických podmínek nutno zabezpečit i vhodné kinetické podmínky. Vzájemné promíchávání strusky a kovu bylo v podmínkách EOP prováděno dmýchání argonu přes půdní dmyšnou tvárnici objemovými průtoky l.min -1, podle 10

13 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN průběhu jednotlivých výrobních fází. Následná tepelná a chemická homogenizace byla prováděna prodmýcháváním argonem porézní tvárnicí ve dně licí pánve. 6. Dosažené výsledky Je nutno uvést, že průběh každé experimentální tavby Výroba oceli Steel Making byl do jisté míry jedinečný. Celkem bylo provedeno 14 taveb s cílem dosáhnout požadovaných složení redukčních strusek a ostatních metalurgickotechnologických parametrů a tím dosáhnout i požadovaného odsíření oceli. Porovnání základních chemických analýz strusky a oceli z vybraných testovaných taveb jakosti P91 a jsou uvedeny v tab. 2 a 3. Tab. 2 Vybrané chemické analýzy konečné redukční strusky a oceli u t. č. 716 a 731 (P91), hm. %. Tab. 2 Selected chemical analyses of the final reduction slag and steel at heats No. 716 and No. 731 (P91), wt. %. č. tavby CaO Al 2 O 3 MgO SiO 2 FeO Cr 2 O 3 MnO S oc Odpich. teplota ,8 25,5 11,5 8,5 0,5 0,47 0,36 0, C ,1 21,2 12,6 7,2 5,57 5,70 1,35 0, C Tab. 3 Vybrané chemické analýzy konečné strusky a oceli u t. č. 649 a 686 (19569), hm. %. Tab. 3 Selected chemical analyses of the final reduction slag and steel at heats No. 649, and No. 686 (19569), wt. %. č. tavby CaO Al 2 O 3 MgO SiO 2 FeO Cr 2 O 3 MnO S oc Odpich. teplota ,6 23,0 19,4 6,0 1,5 0,71 0,45 0, C ,5 20,8 25,7 9,2 3,0 1,13 0,72 0, C Z obou tabulek je zřejmé, že složení redukčních strusek i při shodném dávkování syntetické strusky Refraflux a páleného vápna vykazovalo rozdíly. Poměr CaO/Al 2 O 3 se u většiny taveb pohyboval v rozmezí 1,8 až 2,1, bazicita (CaO/SiO 2 ) pak v rozmezí 5 až Vliv obsahu MgO v redukční strusce na parametry odsíření oceli U některých taveb byl zaznamenán zvýšený obsah MgO v redukční strusce (v některých případech až 25 hm. %), jehož zdroj lze spařovat v opotřebení vyzdívky a zejména pak v méně kvalitním opravárenském materiálu použitém pro mezitavbové opravy vyzdívky. Strusky při tomto obsahu MgO vykazovaly vyšší viskozitu, což ztěžovalo průběh odsíření. Je nutno ale konstatovat, že i při těchto vyšších obsazích MgO bylo dosaženo v některých případech finálního obsahu síry v oceli až na hranici 0,002 hm. %. Porovnání vlivu zvýšeného MgO v redukčních struskách je pak uvedeno na následujících grafech. Na obr. 4 a obr. 5 je zobrazen vývoj chemického složení oceli a strusky v průběhu redukčního údobí u tavby č. 686 a t. č Obr. 4 Vývoj chemického složení oceli a strusky v průběhu redukčního údobí u tavby č. 686 Fig. 4 Development of chemical composition of steel and slag during the reduction period in the heat No. 686 (19569, X63CrMoV5.1) 11

14 Výroba oceli Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Steel Making ISSN Obr. 5 Vývoj chemického složení oceli a strusky v průběhu redukčního údobí u tavby č.731 (P91, X10CrMoVNb9-1) Fig. 5 Development of chemical composition of steel and slag during the reduction period at the heat No. 731 (P91, X10CrMoVNb9-1) Pokud pomineme rozdílné obsahy chromu v oceli u jednotlivých jakostí oceli a zaměříme se pouze na obsah MgO v redukční strusce, tak můžeme konstatovat, že za podmínek značně rozdílných obsahů MgO u obou taveb (26 a 12 hm. %) při srovnatelných teplotách i poměrech CaO/Al 2 O 3 bylo dosaženo obdobného, nicméně nízkého stupně odsíření oceli (30 až 40%) a koncových obsahů síry 0,007 a 0,011 hm. %. Oblasti chemického složení konečné redukční strusky tavby č. 686 a tavby č. 731 jsou znázorněny v kvaternárním diagramu Al 2 O 3 -CaO-MgO-SiO 2 při 20 hm. % Al 2 O 3 na obr. 6. t. č. 686 t. č. 731 Obr. 6 Oblasti chemického složení konečné redukční strusky testovaných jakostí oceli u taveb 686 (19569, X63CrMoV5.1) a731 (P91, X10CrMoVNb9-1) v kvaternárním diagramu Al 2O 3-CaO-MgO-SiO 2 při 20 hm. % Al 2O 3[3]. Fig. 6 Areas of chemical composition of the final reduction slag of tested steel grades at the heats No. 686 (19569, X63CrMoV5.1) and No. 731 (P91, X10CrMoVNb9-1) in the quaternary chart Al2O3-CaO-MgO-SiO2 at 20 wt. % Al2O3 [3]. Obdobným způsobem jsou znázorněny na obr. 7 a obr. 8 vývoje chemického složení oceli a strusky v průběhu redukčního údobí u tavby č. 649 a t. č

15 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN Výroba oceli Steel Making Obr. 7 Vývoj chemického složení oceli a strusky v průběhu redukčního údobí u tavby č. 649 (19569, X63CrMoV5.1) Fig. 7 Development of chemical composition of steel and slag during the reduction period in the Heat No. 649 (19569, X63CrMoV5.1) Obr. 8 Vývoj chemického složení oceli a strusky v průběhu redukčního údobí u tavby č. 716 (P91, X10CrMoVNb9-1) Fig. 8 Development of chemical composition of steel and slag during the reduction period at the heat No. 716 (P91, X10CrMoVNb9-1) Pokud opět pomineme rozdílné obsahy chrómu v oceli u jednotlivých jakostí a zaměříme se pouze na obsah MgO ve strusce, tak můžeme konstatovat, že za podmínek značně rozdílných obsahů MgO v redukčních struskách u obou taveb (19 a 11 hm. %) při srovnatelných teplotách i poměrech CaO/Al 2 O 3 bylo dosaženo obdobného, ale vysokého stupně odsíření oceli (78 až 87 %), kterým odpovídají i velmi nízké koncové obsahy síry, a to 0,002 hm. %. Oblasti chemického složení konečné redukční strusky tavby č.649 a tavby č.716 jsou znázorněny v kvaternárním diagramu Al 2 O 3 -CaO-MgO-SiO 2 při 20 hm. % Al 2 O 3 na obr. 9. t. č. 649 t. č. 716 Obr. 9 Fig. 9 Oblast chemického složení konečné redukční strusky testovaných jakostí oceli u taveb 649 (19569, X63CrMoV5.1) a 716 (P-91, X10CrMoVNb9-1) v kvaternárním diagramu Al 2O 3 CaO MgO SiO 2 při 25 hm. % Al 2O 3 [3] The area of chemical composition of the final reduction slag of tested steel grades in the heat No. 649 (19569, X63CrMoV5.1) and No. 716 (P-91, X10CrMoVNb9-1) in the quaternary chart Al 2O 3 CaO MgO SiO 2 at 25 wt. % Al 2O 3 [3] 13

16 Výroba oceli Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Steel Making ISSN Z porovnáním znázorněných oblastí na obr. 6 a obr. 9 je možné usoudit, že negativní vliv zvýšeného obsahu MgO v redukční strusce na stupeň odsíření nebyl vždy i při vyšším obsahu v uvedených oblastech u experimentálních taveb prokázán. Zvýšení viskozity redukční strusky při vyšším obsahu MgO zřejmě nebylo tak významné, aby zásadně ovlivnilo průběh odsíření. 6.2 Vliv obsahu FeO v redukční strusce na parametry odsíření oceli Velmi negativně se ze všech sledovaných parametrů, které ovlivňovaly průběh odsíření a celkový stupeň odsíření, projevil obsah FeO v redukčních struskách. Jako příklad lze uvést průběh chování síry v redukčním údobí u tavby č. 731 (ocel P91) viz obr. 5. hodnot se stupeň odsíření poměrně významně snižuje a při obsahu 3 až 4 hm. % FeO dosahuje pouze hodnot kolem 30 až 40 hm. %. Tento poznatek je zcela v souladu s teorií i praxí odsíření redukčními struskami. 6.3 Dosažený stupeň odsíření v EOP Jak je zřejmé z obr. 11 a obr. 12 dosažené stupně odsíření při použití směsi Refraflux - vápno jsou zcela porovnatelné s tavbami, u nichž byla použita klasická technologie (vápno + kazivec), v některých případech bylo dosaženo výsledků výrazně lepších. Obsah síry v lázni na počátku redukčního údobí byl 0,018 hm. %, po provedení redukční rafinace pak 0,006 hm. %. V závěru redukčního údobí však došlo však k opětovnému zvýšení obsahu síry v oceli na hodnotu 0,009 hm. % (před odpichem) a 0,011 hm. % (analýza oceli v pánvi). Příčinu tohoto chování lze vydedukovat z průběhu složení strusky a kovu. Jak je zřejmé z obr. 5, docházelo v závěru tavby při finálním ohřevu taveniny na odpichovou teplotu pomocí oblouků k reoxidaci a nárůstu obsahu FeO ve strusce až na hodnoty kolem 5,5 hm. %. Spolu s tím se podstatně snížil obsah CaO (až na 43 hm. %) a vzrostl obsah MgO, patrně z opotřebení vyzdívky resp. s uvolněného opravárenského materiálu. Za hlavní příčinu nárůstu obsahu síry lze tedy považovat její zpětný přechod ze strusky do kovu při zvýšené teplotě a zvyšujícím se obsahu FeO ve strusce. Mechanismus zpětného přechodu síry ze strusky do kovu je potvrzen i souběžným snižováním obsahu síry ve strusce. Obr. 11 Fig. 11 Stupeň odsíření oceli P91 u experimentálních taveb s použitím syntetické strusky Refraflux (červené sloupce) The degree of desulphurization of the steel P91 in experimental heats using synthetic slag Refraflux (red columns) Stupeň odsíření oceli, % stupeň odsíření obsah síry Obsah FeO ve strusce, hm. % Obr. 10 Vliv obsahu FeO ve strusce na stupeň odsíření oceli a konečné obsahy síry Fig. 10 Effect of FeO content in the slag on degree of desulphurization and final sulphur contents Uvedené chování síry v oceli během redukčního údobí je společné všem provedeným tavbám, u kterých došlo ke zvýšení obsahu FeO. Jak je patrné z obr. 10 významnějších stupňů odsíření η = (S poč -S kon )/S poč lze dosáhnout pouze za předpokladu velmi nízkých obsahů FeO ve strusce (pod 1 hm. %). Při překročení těchto Konečný obsah síry v oceli, ppm Obr. 12 Stupeň odsíření oceli u experimentálních taveb s použitím syntetické strusky Refraflux (červené sloupce) Fig. 12 The degree of desulphurization of the steel in experimental heats using synthetic slag Refraflux (red columns) 7. Závěr V Elektroocelárně TŽ, a.s. byla u taveb na EOP provedena optimalizace procesu odsíření oceli spočívající ve využití syntetické strusky REFRAFLUX 4842S s požadavkem cílových obsahů síry pod 0,005 hm. %. 14

17 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN Technologie provozních experimentálních taveb byla zaměřena na odsíření dvou základních značek vysokolegované oceli P91 (X10CrMoVNb9-1) a středně legované oceli (X63CrMoV5.1) s obsahy chromu 9,5 hm. % a 4,5 hm. %. Bylo zjištěno, že i při zhoršení kinetických podmínek při vyšších obsazích MgO v redukční strusce (až 26 hm. %) v důsledku vyšší viskozity strusky, lze dosáhnout velmi nízkých obsahů síry ve vyrobené oceli a to až 0,002 hm. %. Výsledky experimentálních taveb potvrdily, že vyššího stupně odsíření je možné dosáhnout pouze za velmi nízkých obsahů FeO ve strusce, nejlépe pod 1 hm. %. Poděkování Výroba oceli Steel Making Práce vznikla za finanční podpory Ministerstva průmyslu a obchodu České republiky v rámci řešení projektu číslo FR-TI3/374 Literatura [1] KALOUSEK, J., DOBROVSKÝ, L. Teorie hutních pochodů. Učební texty VŠB TU. Ostrava, ISBN [2] CHATTERJEE, A.K., ZHMODIN, G.I. The Phase Equilibrium Diagram of the System CaO-A1 2O 3- CaF 2. Journal of Materials Science, Vol. 7, (1972), s [3] ALLIBERT, M., GAYE, H., GEISELER J. ET. AL. Slag atlas. Vol. 1995, ISBN Na základě dosažených výsledků byly doporučeny změny výrobní technologie EOP, které umožnily dosáhnout výsledných obsahů síry v oceli pod 0,005 hm. %. Podstata doporučené technologie spočívá nejen v aplikaci nové syntetické strusky, nýbrž i vytvoření nutných termodynamických a kinetických podmínek, aby natavená struska prakticky vykazovala deklarovanou odsiřovací účinnost. Recenze: prof. Ing. Jozef Kijac, CSc. Ing. Ludvík Martínek, Ph.D. NWR vykázala v prvním pololetí zisk 87 milionů eur euro.cz, jak Těžební společnost NWR vykázala v druhém čtvrtletí čistý zisk 84 mil. a tržby 455 mil., za celé první pololetí vlastník OKD podle neauditovaných výsledků utržil 840 mil. a vytvořil zisk 87 mil.. Výsledky vykazují výrazné meziroční zlepšení, se 17% nárůstem výnosů a 48% navýšením EBITDA, což odráží silnou cenovou hladinu v globálním měřítku a robustní poptávku z odvětví spotřebovávajících ocel ve střední Evropě. Jedná se však jen o část celkového obrazu. Podpora efektivity a produktivity dosažená díky realizaci investičního programu POP 2010 a dalších provozních opatření umožňuje omezovat dopady navyšování cen vstupů. Zlepšení ziskovosti a kladné hodnoty volného cash flow vedly k rozhodnutí oznámit dividendu ve výši 0,16 za akcii druhu A v souladu s dividendovou politikou NWR vyplácet 50 % konsolidovaného čistého zisku v průběhu ekonomického cyklu. Firma v první polovině roku vytěžila 5,832 mil. t uhlí a prodeje uhlí činily 5,403 mil. t. Pololetní produkce koksu dosáhla 400 kt a externí prodeje 321 kt. Produkce uhlí tak byla meziročně o 7 % vyšší, externí prodeje uhlí byly v důsledku vyšších objemů prodeje energetického uhlí vyšší o 10 %. Pro letošní rok NWR předpokládá produkci ve výši zhruba 11 mil. t uhlí a externí prodeje ve výši 10,3 mil. t uhlí. Nicméně očekává, že produktový mix o objemu 10,3 mil. t externích prodejů bude tvořen přibližně z 52 % energetickým uhlím, ze 4 % PCI (uhlím pro dmýchání do vysokých pecí) a ze 44 % koksovatelným uhlím. S ohledem na současný neklid na trzích a nejisté makroekonomické prostředí, zejména v Evropě, je firma ve svých krátkodobých výhledech přesto opatrná. Ačkoliv doposud nezaznamenala žádné konkrétní známky zpomalení v regionálním trhu, má za to, že existuje riziko krátkodobé volatility cen a nestálosti objemů prodeje v roce Bude proto trhy nadále bedlivě sledovat. Ohledně dlouhodobého výhledu pro svůj cílový region však zůstává optimistou. SB 15

18 Výroba oceli Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Steel Making ISSN Vliv charakteru licích prášků na tuhnutí peritektických ocelí Influence of Mould Powder Characteristics on Solidification of Peritectic Steel Grades Ing. Lukáš Pindor, Ph.D., Ing. Jiří Cibulka, Ing. Rostislav Milata, TŘINECKÉ ŽELEZÁRNY, a.s., Třinec - Staré Město, Ing. Jan Kufa, MATERIÁLOVÝ A METALURGICKÝ VÝZKUM s.r.o., Ostrava - Vítkovice Licí prášky hrají důležitou roli v procesu kontinuálního odlévání oceli. Jejich charakter a chování má vliv nejen na procesy probíhající v krystalizátoru, ale také na povrchovou kvalitu kontislitku. Je tedy nezbytné pro každý druh oceli vybrat patřičný licí prášek. Na trhu v současné době existuje několik výrobců, kteří produkují nepřeberné množství osvědčených licích prášků se specifickými vlastnostmi, které by podle nich měly být pro daný druh oceli optimální. A právě zde se ukazuje jistý fenomén, který je nejlépe popsatelný na příměru s lidským tělem. Ukazuje se totiž, že stejně tak jako má podání určitého léku na různé lidi různé účinky, tak i licí prášky ukazují svou jedinečnost a zároveň i specifičnost a v jednotlivých hutních podnicích se chovají odlišně. Roli zde samozřejmě hrají technické a technologické odlišnosti jednotlivých oceláren a zařízení pro plynulé odlévání oceli. Z tohoto důvodu je pak důležitá úzká spolupráce výrobce licích prášků s hutním subjektem, jejíž konkrétním cílem je na základě zpětné vazby navrhnout a připravit nejvhodnější licí prášek. Zřejmě nejnáchylnější na charakter licího prášku jsou oceli peritektické. Díky přeměně delta feritu na austenit vykazují tyto oceli, v porovnání s ostatními ocelemi, nelineární typ povrchové smrštivosti.v tomto článku jsou srovnávány dva licí prášky určené pro peritektické oceli, které byly v podmínkách sochorového ZPO v Třineckých železárnách,a.s. odzkoušeny při odlévání oceli S355, přičemž byl hodnocen jejich vliv na povrchovou kvalitu odválcovaných tyčí. Mould powders play a major role in the process of continuous casting. Their character and behaviour have impact not only on the steelmaking processes inside the mould, but also on the surface quality of CC billets. Therefore, it is important to find a proper powder for a particular steel grade. Nowadays, many producers offer very wide range of proven casting powders with specific properties, which should be suitable for certain grades. A certain phenomenon comparable to the human body functioning emerges in this context: if for example drug administration may have different effects on different people, a similar model applies to casting powders with both their uniqueness and exceptionality for each individual metallurgical company. Here the technical and technological differences in steelmaking plants and continuous casting equipments count among the key factors. For this reason and based on technical feedback it is important to establish close cooperation of mould powders producers with metallurgical companies with the aim to design and manufacture the most suitable mould powder. Obviously, the group of peritectic steel grades is the most sensitive to finding of the most beneficial casting powder. In comparison with the rest of grades, non-linear surface shrinkage due to delta ferrite-to-austenite transformation appears during solidification of peritectic steel grades. This paper surveys two types of mould powders: a new one with lower viscosity and higher basicity, and the original one generally used on the billet caster for peritectic steel grades at Trinecke zelezarny, a. s. Behaviour of both powders was checked by measuring the molten powder layer, powder consumption and delta T. Influence of tested casting powders over surface quality of cast billets and rolled bars is discussed as well. The billets cast with use of the newly developed casting powder showed worse surface quality than with use of the original one, which was caused by slower melting behaviour of the tested powder. On the other hand, the bars rolled from these billets showed better surface quality index than bars rolled from billets cast with the original powder. The reason for such results is probably hidden in the higher basicity and lower viscosity of the developed powder. Úvod V poslední době se značně pokročilo v oblasti poznání mechanismů spojených s funkcí licího prášku v krystalizátoru na zařízení pro plynulé odlévání oceli (dále jen ZPO). U licích prášků jsou sledovány jejich fyzikálně-chemické parametry, které jsou nezbytné pro pochopení interakce s tekutou ocelí na straně jedné a relativně studeným vnitřním povrchem krystalizátoru na straně druhé. Jedná se zejména o chemické složení licích prášků a s ním související bazicitu, rychlost a 16 interval tavení, a průběh viskozity v závislosti na teplotě. Volbou správného chemického složení licího prášku tak lze zajistit optimální průběh tuhnutí oceli v krystalizátoru, přičemž funkce licího prášku nezabírá pouze tepelnou a chemickou izolaci povrchu oceli či absorbci vměstků, ale vztahuje se hlavně k odvodu tepla z tuhnoucího předlitku a produkci tekuté strusky, která působí jako lubrikant v tribologickém systému

19 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN krystalizátoru. Tyto dvě poslední vlastnosti mají pak bezprostřední vliv na kvalitu povrchu kontislitku. Výběr licího prášku pro určitý druh oceli je prováděn na základě doporučení výrobce licích prášků. Vhodnost licího prášku se však z důvodů specifičnosti jednotlivých oceláren a ZPO musí v praxi potvrdit až dlouhodobými provozními zkouškami na daném ZPO, přičemž rozhodující kritériem výběru bývá právě povrchová kvalita kontislitků. Z tohoto pohledu se ukazuje jako nejsložitější provedení selekce licích prášků pro peritektické oceli, které mají uhlíkový ekvivalent Cp (parametr vztahující se k peritektické reakci) od 0.1 do 0.20 hmot. %. Během tuhnutí peritektických ocelí dochází k přeměně delta feritu na austenit a právě rozdílnost mechanických vlastností austenitu a delta feritu způsobuje negativní chování oceli při odlévání, jež se projevuje například nerovnoměrnou tvorbou licí kůry v krystalizátoru, tvorbou hlubších oscilačních vrásek, snížením tepelného toku na rozhraní krystalizátoru a tuhnoucího povrchu předlitku aj. [1] Výroba oceli Steel Making stěnou krystalizátoru a meniskem oceli. Tato tekutá struska je pohybem krystalizátoru následně infiltrována do prostoru mezi smršťující se licí kůrou a krystalizátorem, kde pak slouží nejen jako lubrikační vrstva či absorbent nekovových vměstků, nýbrž také kontroluje přestup tepla. Rychlost přestupu tepla směrem ven z krystalizátoru pak záleží hlavně na fyzikálně chemických vlastnostech této strusky, která tvoří mezi stěnou krystalizátoru a tuhnoucí ocelí tři mezivrstvy (viz obr. 1). Blízko stěny krystalizátoru je vytvořen sklovitý film, na který navazuje film s krystalickou strukturou. V kontaktu s ocelí pak zůstává struska ve stavu likvidu [3]. V tomto článku jsou popisovány experimenty srovnávající vliv dvou různých licích prášků určených pro odlévání peritektických ocelí na ZPO v Třineckých železárnách, a.s. (dále jen TŽ,a.s.).Vyhodnocována zde je nejen povrchová kvalita odlitých sochorů kvadrátu 150 mm, ale také povrchová kvalita z nich odválcovaných tyčí. Výběr licího prášku Výrobci licích prášků jsou většinou schopni nabídnout pro určitý druh oceli několik typů licích prášků. Jednotlivé typy se pak s ohledem na chemické složení oceli většinou odlišují rychlostí tavení, intervalem tavení, viskozitou a bazicitou, tedy vlastnostmi působícími převážně na tření a tepelný tok v krystalizátoru. Pro výběr správného licího prášku je však nezbytné znát jeho funkci a s ní spojené i mechanismy a procesy probíhající v krystalizátoru. V podstatě lze všeobecně říci, že licí prášek by se měl za určitou dobu, v závislosti na jeho rychlosti tavení a operačních parametrech ZPO, přeměnit na lubrikant, jehož fyzikálně-chemické a reologické vlastnosti se sladí s termo-mechanickými charakteristikami systému. Schématické znázornění natavování licího prášku v krystalizátoru je uvedeno na obr.1 [2]. Během odlévání oceli je licí prášek pravidelně dodáván na povrch tekuté oceli, kde tvoří vrstvu o tloušťce cm. Tato vrstva je složena z vrchní, krycí, nezreagované vrstvy, která je důležitá nejen z pohledu zpětné reoxidace povrchu oceli, nýbrž i kvůli udržení dostatečné teploty pro procesy probíhající na úrovni menisku. S blížící se hladinou oceli se objevují postupně různé plastické stavy licího prášku a v oblasti bezprostředního styku s ocelí se vyskytuje již roztavený licí prášek (struska), který zatéká do prostoru mezi 17 Obr. 1 Schématické znázornění struskových a ocelových vrstev v krystalizátoru [2] Fig. 1 Schematic representation of various slag and steel layers in the mould [2] Charakteristické vlastnosti licích prášků Mezi nejdůležitější vlastnosti, na které je třeba brát ohled při výběru patřičného licího prášku, patří viskozita, rychlost tavení, teplota krystalizace a odvod tepla z tuhnoucího předlitku. Dynamická viskozita Viskozita je velmi důležitá vlastnost ovlivňující tření a tepelný tok v krystalizátoru, přičemž primárními faktory, které ji určují, jsou teplota a hlavně chemické složení licího prášku. S klesající viskozitou licího prášku dochází k zrovnoměrnění odvodu tepla a to díky zvýšené rychlosti doplňování sklovité vrstvy ve struskovém filmu. Autor [4] uvádí, že pro zrovnoměrnění odvodu tepla krystalizátorem je účinné kontrolovat parametr η.v, kde η je dynamická viskozita licho prášku při 1300 C (Poise), v je licí rychlost (m/min). Tato závislost byla ověřena provozními zkouškami, přičemž se ukázalo, že když je licí prášek vzhledem k licí rychlosti příliš viskózní, nemůže hladce vtékat k menisku a nevytvoří film o rovnoměrné tloušťce mezi stěnou krystalizátoru a licí kůrou. Na druhou stranu příliš nízká viskozita také způsobuje abnormalitu v

20 Výroba oceli Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Steel Making ISSN zaplňování prostoru licím práškem. Je tedy nezbytné použít licí prášek o optimální viskozitě. S klesající viskozitou může být také snížena třecí síla mezi licí kůrou a krystalizátorem a to převážně v rozích krystalizátoru. Na druhou stranu nižší viskozita zvyšuje měrnou spotřebu licího prášku. Rychlost tavení Rychlost tavení licího prášku kontroluje množství roztavené struskové vrstvy a je důležitým faktorem při optimalizaci celého procesu. Udává se [4], že tato rychlost tavení má být rovna nebo vyšší než rychlost jeho spotřeby a to proto, aby se udržela konstantní velikost struskového bazénu na úrovni 5-10 mm. Rychlost tavení je v licích prášcích ovlivněna také obsahem uhlíku. Teplota krystalizace Teplota krystalizace taveniny licího prášku napovídá jak velká část mezery mezi licí kůrou kontislitku a stěnou krystalizátoru bude zaplněna vykrystalizovanou hmotou a co zbývá na struskový film licího prášku v tekutém stavu, který snižuje třecí síly v krystalizátoru. Při zvyšujícím se obsahu uhlíku v oceli odlévané na ZPO klesá teplota likvidu oceli a teplota krystalizace licího prášku by měla být nižší, aby byla k dispozici tekutá tavenina potřebná pro zajištění vazkého mazání. Vysoká teplota krystalizace taveniny licího prášku pak na druhou stranu vytváří tlustší zkrystalizovanou vrstvu struskového filmu a tato zkrystalizovaná vrstva s početnými mikropóry způsobuje nižší odvod tepla [4]. Tepelný tok Na obr.1 je ukázáno, že mezi stěnou krystalizátoru a tekutou ocelí se vyskytuje licí prášek jak ve stavu taveniny, tak i v podobě utuhlé vrstvy skládající se z amorfní a krystalické fáze [5]. Tepelný tok přes tyto struskové vrstvy kontroluje rychlost tuhnutí oceli, přičemž přestup tepla je realizován konvekcí, kondukcí a radiací a nevztahuje se pouze na horizontální směr (viz obr.2) [6]. Pro některé typy ocelí musí být přestup tepla velký, pro jiné například peritektické oceli se doporučuje tento tepelný tok snížit. Tepelný tok je obecně kontrolován chemickým složením licích prášků. Licí prášky pro peritektické oceli Peritektické oceli jsou náchylné na vznik trhlin díky zvýšenému, nelineárnímu smršťování tuhnoucí povrchové vrstvy způsobené přeměnou delta feritu na austenit. Tato skutečnost s sebou přináší i specifické nároky na licí prášky a pro peritektické oceli jsou obecně preferovány tyto vlastnosti licích prášků [7]: - bazicita větší než 1, - vysoká rychlost tavení, - nižší tepelný tok, - nízká viskozita při 1300 C, - vysoká teplota krystalizace - větší krystalická vrstva ve struskovém filmu. Experiment Vlastní experiment byl připraven pro provozní podmínky sochorového zařízení plynulého odlévání v TŽ, a.s., kde je odléván kvadrát 150x150 mm, který slouží jako vstupní materiál pro kontijemnou a kontidrátovou trať. Pro praktické ověření základních předpokladů, tedy že pro odlévání peritektických ocelí je důležité používat licí prášek s nízkou viskozitou a vysokou bazicitou, byl připraven nový licí prášek, který byl odzkoušen u oceli s typickým chemickým složením: C ~ 0,17 %, Mn ~ 1,30 %; Si ~ 0,30 %; P ~ 0,015 %; S ~ 0,02 %. Porovnání základních charakteristických rysů běžně používaného a nově připraveného licího prášku udává tab. 1. Z tabulky je patrné, že nový licí prášek se vyznačuje, oproti standardnímu licímu prášku, velmi nízkou viskozitou a výrazně zvýšenou bazicitou. Oba parametry by měly zajistit jak dobré zatékání licího prášku do prostoru mezi povrchem předlitku a stěnu krystalizátoru, tak také snížení odvodu tepla v krystalizátoru. Negativním projevem nového licího prášku pak je delší doba natavování, jež se může projevit vyšší četností struskových míst na povrchu plynule litých předlitků. Tab. 1 Základní parametry zkoušeného a standardního licího prášku Tab. 1 Basic parameters of the new and standard mould powder Obr. 2 Tvorba povrchové vrstvy oceli v krystalizátoru [6] Fig. 2 Initial shell formation in the mould [6] Vliv jednotlivých licích prášků na povrchovou kvalitu byl vyhodnocen jak u litých sochorů, tak také u válcovaného materiálu (konkrétně tyčí). 18

21 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN Výroba oceli Steel Making Výsledky a diskuze Pro získání prvních informací o chování nového licího prášku během odlévání bylo rozhodnuto o jeho prvním nasazení na jednom licím proudu vybrané tavby. Na zbylých sedmi licích proudech byl nasazen standardní licí prášek. Pro získání objektivnějšího posouzení rozdílných účinků obou prášků bylo porovnání provedeno vůči licímu proudu, kde byl použit stejně starý krystalizátor jako na licím proudu s novým licím práškem. Taktéž odlévací rychlost byla během odlévání celé pokusné tavby držena na stejné konstantní hodnotě na všech licích proudech. Chování licích prášků bylo během odlévání ověřováno měřením tloušťky taveniny licího prášku na povrchu hladiny oceli v krystalizátoru, měřením spotřeby licího prášku a sledováním hodnoty delta T v krystalizátoru. Bylo zjištěno, že nový licí prášek vykazuje pouze cca třetinovou vrstvu tekuté fáze na povrchu hladiny oceli v krystalizátoru, což je důsledek jeho pomalejšího natavování a může znamenat významný problém. Neníli totiž na hladině oceli dostatečná vrstva nataveného licího prášku, pak dochází k jeho nesouvislému zatékání v krystalizátoru, čímž se v některých místech výrazně zvyšuje tření. Pomalejší natavování nového prášku potvrzuje také chování delta T chladící kapaliny v krystalizátoru, které vykazovalo znatelnější rozptyl právě u nového licího prášku. Vysoká fluktuace delta T totiž svědčí o změnách tepelného toku v krystalizátoru způsobené přítomností či nepřítomností licího prášku v prostoru mezi stěnou krystalizátoru a licí kůrkou. Dále bylo vypozorováno, že spotřeba licího prášku u nového typu vzrostla o cca 30 %, což má svůj původ v nižší viskozitě, protože tekutější licí prášek velmi dobře zatéká do pracovního prostoru krystalizátoru. Chování testovaného licího prášku vykazovalo během odlévání značné odlišnosti od standardů vypozorovaných běžně užívaného stávajícího licího prášku. Bylo proto očekávané pozorovat jisté odlišnosti v povrchové kvalitě sochorů i tyčí. Praktické dopady nového licího prášku na povrchovou kvalitu sochorů jsou zřetelné z obr. 3 a obr. 4. Povrch sochorů odlitých na obou typech prášků byl velmi dobrý, nicméně u testovaného typu se nacházely občasné pozůstatky od nenataveného licího prášku, což je projevem nižší rychlosti natavování. Sochory odlité na obou typech prášků byly následně cíleně nasazovány na válcovně jemných profilů, přičemž výsledky byly kvantifikovány pomocí indexu povrchové kvality. Obr. 3 Povrch sochorů odlitých na standardním licím prášku Fig. 3 Surface of billets cast with use of the standard mould powder Obr. 4 Povrch sochorů odlitých na novém licím prášku Fig. 4 Surface of billets cast with use of the new mould powder Z obr. 5 jasně plyne, že index povrchové kvality tyčí dosahuje vyšších hodnot právě u nového licího prášku, kdy tyče pocházející ze sochorů odlitých na novém prášku vykazují přibližně o 20 % lepší povrchovou kvalitu, přestože na sochorech byly četnější výskyty struskových míst. To je velmi zajímavé zjištění. Lepší výsledky lze tak připsat vyšší bazicitě, která výrazně snižuje přestup tepla v krystalizátoru a nižší viskozitě, která zajišťuje dobré vnikání licího prášku do prostoru mezi stěnou krystalizátorem a licí kůrkou. Index povrchové kvality Standardní licí prášek 0.82 Nový licí prášek Obr. 5 Porovnání indexu povrchové kvality mezi standardním a nově testovaným licím práškem Fig. 5 Comparison of surface quality index between standard and new tested mould powder 19

22 Výroba oceli Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Steel Making ISSN Závěr Peritektické oceli mají, díky své podstatě, specifické nároky na vlastnosti licího prášku. Zkoušky nového licího prášku s vyšší bazicitou a nižší viskozitou se prozatím pro potřeby sochorového zařízení plynulého odlévání TŽ, a. s., jeví velmi slibně. Slabou stránkou testovaného prášku je jeho pomalé natavování, které není schopné zajistit dostatečnou tloušťku tekutého prášku na hladině oceli v krystalizátoru. Nedostatečně rychlé natavování se pak projevuje jeho nerovnoměrným vnikáním do pracovního prostoru krystalizátoru, což má za následek místní zvýšení tření a proměnlivost v přestupu tepla v krystalizátoru. Na sochorech se pak také vyskytuje větší množství povrchových necelistvostí, které jsou způsobeny nenataveným licím práškem. Zajímavostí ovšem je, že i přes výskyt povrchových vad dochází k výraznému zlepšení povrchových kvality tyčí. Příčina je zřejmě ukryta právě ve vyšší bazicitě a nižší viskozitě licího prášku, čímž dochází k snižování a hlavně zrovnoměrnění přestupu tepla a lepšímu zanášení licího prášku mezi stěnu krystalizátoru a povrch plynule litého předlitku. Výsledkem je tak pozitivní ovlivnění povrchové kvality peritektických ocelí. V další fázi se nyní pracuje na přípravě licího prášku, který by oproti testovanému licímu prášku zajišťoval rychlejší natavování při zachování zvýšené bazicity a snížené viskozity. Užíváním takovéhoto licího prášku je možno zajistit výrazné snížení výskytu povrchových vad plynule litých sochorů i válcovaných produktů. 20 Příspěvek vznikl za přispění projektu FR-TI2/536, v rámci programu TIP MPO ČR. Literatura [1] XIA, G., BERNHARD C., FUERST C., ILIE S.: Why are some peritectic steels susceptible to surface crack formation for the continuously cast slab? In Conference on Surface Quality of Continuously Cast Semis. Carlton House Terrace, London UK, November 2006, [2] MANTOVANI, F., SPAGNUL, S.: A Reliable powder control based on an automatic closed loop system including measurement, powder feeding and powder thickness control. In Seventh European Conference on Continuous Casting, (7th ECCC., Düsseldorf, Germany, 27 th June - 1 st July, 2011, [3] 104_G%F6rnerup.pdf [4] NAKANO, T., KISHI, T., KOYAMA, K., KOMAI, T., NAITOH, S.: Mold Powder Technology for Continuous Casting of Aluminum-Killed Steel. Trans. Iron Steel Inst. Jpn. Vol. 24, no. 11, 1984, pp , [5] technical_papers/10.pdf [6] RAMIREZ LOPEZ, P.E., MILLS, K.C., LEE, P.D., SANTILLANA,B.: A unified mechanism for oscillation mark formation. In Seventh European Conference on Continuous Casting, (7th ECCC., Düsseldorf, Germany,,27th June - 1st July, 2011 [7] DEY, A., RIAZ, S.: Some results from mould powder benchmarking exercise. In Seventh European Conference on Continuous Casting, (7th ECCC). Düsseldorf, Germany, 27 th June - 1 st July, 2011, Recenze: prof. Ing. Jiří Bažan, CSc. prof. Ing. Karel Michalek, CSc. Česká republika si vymezí surovinové a energetické potřeby euro.cz, Tereza Čapková Vláda v měsíci srpnu projednala energetickou a surovinovou budoucnost České republiky. Výhledy pro příští léta předložil ministr průmyslu a obchodu Martin Kocourek. Bezpečnost ČR v této oblasti podle jeho úřadu zatím jen okrajově řeší některé jiné strategické materiály. Předkládáme východiska pro koncepci, kterou v konečné podobě představíme nejspíš během příštího roku. Naše surovinová a energetická bezpečnost totiž musí vycházet z aktualizované podoby státní energetické koncepce a státní surovinové politiky. Oba dokumenty chceme dokončit v závěru letošního roku, uvedl ministr Kocourek. Zatímco například o energetické bezpečnosti se podle něj v Evropské unii mluví už nejméně jednu dekádu, ta surovinová je zatím stále spíše jen velkou neznámou. Doplnil, že Japonsko obdobnou strategii dodržuje už přes padesát let a výrazně mu to pomohlo zařadit se mezi nejprůmyslovější země světa, ačkoli vlastní nerostné zdroje nemá prakticky žádné. Materiál ministerstva průmyslu a obchodu mapuje situaci v oblasti zajišťování surovinových a energetických potřeb republiky. Nezabývá se jen domácími zdroji, reaguje také na situaci na globálních trzích. Východiska pro koncepci identifikují rizika a navrhují možná řešení, kam patří například další diverzifikace zdrojů a přepravních cest, posilování infrastruktury nebo zatraktivňování technického školství tak, aby energetika i těžební průmysl dokázaly lákat nové odborníky. Bez stabilního, bezpečného a ekonomicky efektivního přístupu k surovinám a energiím nelze v současné době plně zajistit ekonomickou, sociální, politickou a ani globální stabilitu, ani obstát ve stále sílící konkurenci rostoucího počtu globálních hráčů, upozornil ministr. SB

23 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN Výroba oceli Steel Making Výzkum slučitelnosti elektromagnetického hladinoměru VÚHŽ s elektromagnetickými míchači v krystalizátoru Investigation of Compatibility of VUHZ Mold Level Detector with Mold Electromagnetic Stirrers Ing. Jan Roháč, CSc., Ing. Alexius Pawlik, VÚHŽ a.s., Dobrá Na krystalizátoru zařízení plynulého odlévání oceli se mohu setkat dvě obtížně slučitelná elektromagnetická zařízení: elektromagnetický míchač tekuté oceli v krystalizátoru a elektromagnetický detektor úrovně hladiny tekuté oceli v krystalizátoru - hladinoměr. Článek zmiňuje dvě základní uspořádání snímačů používaných elektromagnetických hladinoměrů: snímač umístěný na hraně krystalizátoru a zavěšený nad hladinou tekuté oceli; porovnává jejich základní vlastnosti z hlediska všeobecné použitelnosti a dále pak z hlediska jejich slučitelnosti s elektromagnetickými míchači v krystalizátoru. Dále pro snímač umístěný na hraně krystalizátoru popisuje jednotlivé druhy nežádoucích účinků na signál hladinoměru včetně principů vzniku těchto nežádoucích účinků. Poznání těchto principů umožňuje navržení, realizaci a provozní zavedení opatření vedoucích k potlačení vlivů elektromagnetických míchačů umístěných v krystalizátoru na signál elektromagnetického hladinoměru. Při splnění předpokladů, které jsou v článku prezentovány, je problematika elektromagnetické slučitelnosti dvou tak krajně odlišných elektromagnetických zařízení, jakými jsou hladinoměr a míchač, řešitelná. Předpoklady je vhodné zohlednit již v době projektové přípravy zařízení plynulého odlévání oceli. Contemporary continuous casting machines utilize many special technologies for improvement of quality of cast steel and for increasing of production efficiency. The focus is mainly on solidification of liquid steel, as well as on high stability of the liquid steel level in the mold during casting. Electromagnetic stirrers in the mold (MEMS) are used for solidification control and the best mold level stability is achieved with use of electromagnetic mold level detectors. The paper mentions two basic types of electromagnetic mold level sensors: edge type sensor, which is placed on the top edge of the copper mold wall and the sensor suspended above the liquid steel surface. The paper briefly highlights the advantages and drawbacks of both types, including the MEMS influence. The main part of the article deals with two basic principles of undesirable influence of MEMS on the mold level detector signal. On the one hand it is direct penetration of interfering voltages of MEMS with frequencies close to the mold level detector working frequency into the detector which results in additional white noise of the mold level detector output signal. And on the other hand it is an interaction between the MEMS electro-magnetic field at its working frequency and the mold level detector electro-magnetic field in ferromagnetic areas near the mold level sensor, which results in shifting of the detector output signal in dependence on intensity of the MEMS current, and in jamming of the detector output signal by MEMS working frequency, and especially by its harmonic frequencies. The paper summarizes the techniques for suppression of the mentioned influences in dependence on the principle of interference. The influence of white noise can be suppressed by suitable philosophy of switching of power transistors of the MEMS inverter; by insertion of LC (chokes-condensers) filter between the inverter and MEMS coils, or by suitable arrangement of the MEMS coils with shielding - a method patented by ABB. The interaction between the MEMS and detector electro-magnetic field in ferromagnetic areas near the mold level sensor can be suppressed to a certain extent by special functions, which are implemented into the mold level detector evaluation unit. However, thick ferromagnetic coating of the copper mold wall just below the mold level sensor could be an obstacle for smooth coexistence of MEMS and electromagnetic detector, especially at the moment of switching on and off of the MEMS. Úvod Moderní zařízení plynulého odlévání oceli (ZPO) používají řadu speciálních technik pro průběžné zlepšování kvality a efektivnosti produkce. V této souvislosti je velká pozornost věnována dějům souvisejícím s přechodem tekuté fáze oceli v pevnou, která začíná v krystalizátoru ZPO. Pro získání kvalitního produktu - kontislitku - je mimo jiné velmi důležitá stabilita hladiny oceli v krystalizátoru a optimální proudění tekuté oceli v tekutém jádru kontislitku, kterého se v některých případech dosahuje použitím elektromagnetických míchačů (EMS). Kvalitní regulace hladiny oceli v krystalizátoru je založena zpravidla na použití elektromagnetického hladinoměru a pokud je míchač umístěný v krystalizátoru (MEMS), 21

24 Výroba oceli Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Steel Making ISSN je nutno zajistit slučitelnost těchto elektromagnetických zařízení. 1. Elektromagnetické hladinoměry tekuté oceli v krystalizátoru Nejstabilnější hladiny při odlévání se dosahuje s elektromagnetickými hladinoměry tekuté oceli v krystalizátoru. Používají se dva základní typy elektromagnetických snímačů hladiny [1] (viz obr. 1): a) zavěšený snímač (suspended sensor), b) snímač montovaný na hraně krystalizátoru (edge type sensor). - Pro umístění do pracovní polohy potřebuje manipulátor, nebo jej do pracovní polohy vždy po začátku lití umisťuje obsluha. - Překáží obsluze; proto se až na výjimky nepoužívá při startu; lze s ním pouze obtížně provádět výměny licí trubice na bramových krystalizátorech při odlévání v automatickém režimu. ad b) Snímač na hraně krystalizátoru [2] + Snímá a průměruje poměrně velkou plochu hladiny zpravidla v blízkosti licí trubice; regulace hladiny je proto výrazně méně náchylná na lokální fluktuace hladiny. + Neomezuje obsluhu; nepotřebuje manipulátor; používá se pro auto-start i při výměně licí trubice při odlévání v automatickém režimu. + Těleso snímače je ocelové, odolné vůči přelití struskou i krátkodobému přelití tekutou ocelí; i značně poškozený snímač je zpravidla opravitelný v dílnách výrobce. - Ke snímači je blíže horní část krystalizátoru než hladina tekuté oceli, proto dochází k nežádoucímu ovlivňování elektromagnetického pole snímače - a tím signálu hladinoměru - horní částí krystalizátoru, a to především feromagnetickým pokovením krystalizátorové desky. Prakticky dochází ke zhoršení přesnosti měření. - Kmitočet elektromagnetického pole, které snímač používá, je kolem 1 khz, což je v oblasti kmitočtů, které jako rušení generují výkonové měniče (invertory) elektromagnetických míchačů některých výrobců. Obr. 1 Fig. 1 Zavěšený snímač a snímač na hraně bramového krystalizátoru; vrstevnice naznačují oblasti citlivosti obou typů snímačů na lokální změny hladiny tekuté oceli Suspended sensor and edge type sensor on the slab mold; contour lines indicate the areas of sensitivity of both sensor types to local variations of liquid steel surface Každý z těchto základních typů elektromagnetických snímačů hladiny má své přednosti a nedostatky: ad a) Zavěšený snímač + Je blíže hladiny tekuté oceli, jejíž úroveň se měří. Jeho signál proto tak v silné míře neovlivňují např. vlastnosti desek krystalizátoru a jejich případná feromagnetická pokovení. + Kmitočet elektromagnetického pole, které snímač používá, je v řádu desítek khz, což je mimo pásmo kmitočtů, které jako rušení generují výkonové měniče (invertory) elektromagnetických míchačů. - Snímá poměrně malou plochu hladiny; regulace je proto náchylná na lokální fluktuace hladiny pod snímačem způsobené např. výronem argonu. - Těleso snímače je keramické, v daných provozních podmínkách zranitelné (mechanicky či rozstříknutou ocelí). 2. Slučitelnost VÚHŽ elektromagnetického hladinoměru s MEMS 2.1 Fyzikální příčiny vlivů MEMS na elektromagnetický hladinoměr Analýzou principů ovlivnění signálu hladinoměru elektromagnetickým polem MEMS lze oddělit dva různé mechanismy ovlivnění, jež se na výsledném nežádoucím znehodnocení signálu elektromagnetického hladinoměru podílí různým způsobem. A) Přímé pronikání rušivého napětí generovaného výkonovým měničem MEMS ve frekvenční oblasti blízké pracovnímu kmitočtu hladinoměru do snímače hladiny a tím do elektroniky zpracovávající jeho signál. Toto způsobuje přídavný tzv. bílý šum výstupního signálu detektoru hladiny. B) Interakce mezi elektromagnetickým polem MEMS a elektromagnetickým polem snímače hladiny ve feromagnetických materiálech v blízkosti snímače. Magnetická indukce ve feromagnetiku je nelineární funkcí intenzity budicího pole [3], což vede ke dvěma různým nežádoucím ovlivněním výstupního signálu detektoru hladiny: 22

25 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN B1) Posunu (ofsetu) výstupního signálu detektoru hladiny v závislosti na intenzitě MEMS pole. B2) Rušení signálu hladinoměru základní míchací frekvencí MEMS a zvláště jejími harmonickými složkami. 2.2 Možnosti potlačení vlivů MEMS na elektromagnetický hladinoměr Možnosti potlačení vlivu A) Invertory některých výrobců MEMS negenerují nadměrný šum v oblasti pracovního kmitočtu VÚHŽ detektoru; naopak invertory jiných vytváří i stonásobně vyšší rušení, které znehodnocuje signál detektoru hladiny. Výroba oceli Steel Making Příčinou takových rozdílů je především rozdílnost filozofie spínání výkonových tranzistorů v invertoru daná hlavními cíli výrobce invertoru, kterých chce dosáhnout. Pouze ty invertory, které pracují s konstantní spínací frekvencí a regulaci svého výstupního napětí realizují změnou šířky pulzů v čase symetricky umístěných vzhledem k pevné frekvenci spínání, vytvářejí sice vyšší úroveň rušení kolem své spínací frekvence, ale naopak produkují jen nízké přídavné rušení na polovině své spínací frekvence, čehož využívá elektromagnetický hladinoměr. Pro invertory, jejichž spínání je založeno na jiných principech, je obecně použitelným, byť dražším řešením, zařazení pasivního LC filtru mezi invertor a cívky MEMS. Obvyklá dolní propust prvního řádu pro proudy řádu stovek ampérů, se kterými MEMS pracují, je těžší a dražší než rezonanční LC filtr, se kterým bylo v praxi dosaženo potlačení rušení v oblasti pracovního kmitočtu hladinoměru více než desetkrát (obr. 2). Významného snížení rušení lze dosáhnout i vhodným provedením MEMS cívek opatřených stíněním. Tato metoda je patentována společností ABB. Možnosti potlačení vlivu B) VÚHŽ hladinoměr je vybaven speciálním hardware (hw) a software (sw) pro efektivní potlačení ofsetu (bod B1)) i rušení harmonickými složkami MEMS (bod B2)). K vyhodnocovací jednotce hladinoměru se pro tento účel připojují snímače proudu MEMS k získání informace o aktuální velikosti proudu EMS. Protože rozsah vlivů B1) a B2) závisí především na vlastnostech krystalizátoru, je nutno pro dostatečné potlačení postupovat ve dvou krocích: během několik minut trvající učící procedury, která se provede po výměně krystalizátoru před prvním odléváním, si hladinoměr změří aktuální posun (ofset) výstupního signálu hladinoměru a jeho rušení harmonickými složkami pro různé velikosti proudu MEMS a v druhém kroku pak elektronika hladinoměru použije tyto údaje při odlévání se zapnutým MEMS pro potlačení vlivu MEMS. 2.3 Nutné předpoklady pro dostatečné potlačení vlivů MEMS na elektromagnetický hladinoměr Obr. 2 Resonanční pasivní LC filtr pro potlačení rušení invertoru MEMS 400 A / 600 V Fig. 2 Resonance type of passive LC filter for suppression of interference of the MEMS inverter 400 A / 600 V Předpoklady pro dostatečné potlačení vlivu A) Při projektování použití elektromagnetického hladinoměru VÚHŽ musí být indikováno použití MEMS v krystalizátoru. Pokud se předpokládá použití MEMS výrobce, s jehož MEMS (přesněji výkonovým měničem) se VÚHŽ dosud nesetkal, je nutná spolupráce VÚHŽ s tímto výrobcem, jejímž cílem je ověření vlastností daného výkonového měniče a v případě nutnosti stanovení technických opatření pro potlačení bílého šumu v oblasti pracovního kmitočtu hladinoměru. 23

26 Výroba oceli Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Steel Making ISSN Předpoklady pro dostatečné potlačení vlivu B) Z popisu příčin vzniku ofsetu signálu hladiny a rušení harmonickými složkami při činnosti MEMS je zřejmé, že velikost těchto nežádoucích vlivů závisí na množství a vlastnostech feromagnetických materiálů v okolí snímače hladinoměru. V praxi to znamená především vyrobit chladicí skříň krystalizátoru z nemagnetické oceli, což při použití MEMS je běžný požadavek. Rozhodující vliv na velikost vlivů MEMS na signál z hladinoměru má i případné feromagnetické pokovení měděné stěny krystalizátoru, které se často používá pro zvýšení životnosti krystalizátoru při odlévání. Pokud uživatel trvá na feromagnetickém pokovení krystalizátorové měděné stěny až po samotnou horní hranu, na níž je umístěn snímač hladiny, je třeba zajistit velmi malou tloušťku této vrstvy do 0,3 mm v horní části desky vysoké asi 60 mm (obr. 3). Protože není k dispozici spolehlivá nedestruktivní metoda měření tloušťky feromagnetického pokovení na měděné desce - jen elektromagnetický hladinoměr je na ni citlivý - je nejspolehlivější cestou feromagnetické pokovení v této kritické oblasti nepoužívat, neboť ani z provozního hlediska pro toto nejsou důvody. V dané oblasti se při obvyklých podmínkách tekutá ocel nevyskytuje a pokovení pod snímačem hladiny nevyžadují ani jiné důvody, jako např. opotřebení široké krystalizátorové desky při změně šířky bramového krystalizátoru při odlévání. 3. Příklady praktického použití metod potlačení vlivů MEMS na elektromagnetický hladinoměr Činnost MEMS firmy ABB instalovaného na blokovém krystalizátoru bez feromagnetického pokovení horní části měděné krystalizátorové trubky se na výstupním signálu elektromagnetického hladinoměru projevila pouze zvýšeným šumem. Směrodatná odchylka při odlévání se po zapnutí MEMS zvýšila z 0,4 mm na 1,5 mm. Úspěšně byly aplikovány dvě z výše zmíněných metod potlačení vlivu A). Zařazení resonančního pasivního LC filtru snížilo úroveň šumu napětí na cívkách MEMS v okolí pracovního kmitočtu snímače i šumu výstupního signálu hladinoměru asi 10krát. Snížení šumu 5krát bylo dosaženo dodatečným opatřením cívek MEMS stíněním vyvinutým společností ABB. Toto druhé řešení se z provozního hlediska ukázalo jako jednodušší a dostatečné. Jiným příkladem je potlačení vlivu MEMS firmy Danieli-Rotelec instalovaného na bramovém krystalizátoru s feromagnetickým pokovením až k horní hraně krystalizátorových desek. Šum výstupního signálu elektromagnetického hladinoměru působením vlivu A) se zvýšil asi o polovinu, což může být přijatelné, ale následkem vlivu B) výstupní signál hladinoměru činností MEMS se posunul až o 40 mm a objevila se na něm především druhá harmonická složka pracovního kmitočtu MEMS o amplitudě až 10 mm v závislosti na použitém krystalizátoru, tj. tloušťce a typu jeho feromagnetického pokovení. Po optimalizaci algoritmů potlačování rušení hladinoměr potlačuje posun signálu 8krát na přijatelných max. 5 mm a druhá harmonická složka v ustáleném režimu MEMS je potlačena asi 100krát a zaniká v šumu. Závěr Obr. 3 Doporučená oblast bez feromagnetického pokovení měděné stěny bramového krystalizátoru o výšce X = 60 mm Fig. 3 Recommended area with the height of X = 60 mm without ferromagnetic coating of the slab mold copper plate Všechny výše uvedené předpoklady dostatečného potlačení vlivů MEMS se týkaly ustáleného stavu činnosti MEMS. Posledním důležitým problémem k řešení je potlačování popsaných vlivů při změně proudu MEMS. Zkušenosti ukazují, že přijatelným omezením rychlosti změny proudu MEMS lze zajistit dostatečné potlačení v rozsahu proudu MEMS asi 10 až 100 %. Krátkodobou změnu signálu hladinoměru při vlastním zapnutí a vypnutí MEMS je nutné řešit jinými prostředky v regulátoru hladiny. Na základě mnoha zkušebních i trvalých instalací elektromagnetických hladinoměrů na bramových i blokových krystalizátorech vybavených elektromagnetickými míchači v krystalizátoru (MEMS) byly identifikovány principy ovlivňování signálu elektromagnetických hladinoměrů těmito typy míchačů. Znalost principů ovlivňování byla dále využita k hledání cest potlačení jejich vlivů na signál elektromagnetického hladinoměru. Při splnění předpokladů prezentovaných v článku je problematika soužití dvou tak krajně odlišných elektromagnetických zařízení, jakými je hladinoměr a míchač, řešitelná, ale vyžaduje individuální přístup ke každé realizaci a vstřícnost všech zúčastněných. Literatura [1] ROHÁČ Jan, PIŠOFT Václav: Einsatz der Emissions und elektromagnetischen. Badspiegelmessung in der Stranggiesskokille, Stahl und Eisen 112, (1992) No. 3, p.89 24

27 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN [2] ROHÁČ Jan, PAWLIK Alexius, KRHUT Tomáš: Electromagnetic mold level detectors, in AIST 2011Proceedings - Volume I, p.1719 Výroba oceli Steel Making [3] BOZORTH Richard, M.: Ferromagnetism, D. van Nostrand Company, Inc., Princeton 1959, New Jersey Recenze: prof. Ing. Karel Michalek, CSc. prof. Dr. Ing. Miroslav Pokorný Desatero grantového zelenáče 1. Včasné zahájení přípravy Projekt lze sice napsat za jediný týden, dobrý projekt ale potřebuje času nesrovnatelně více. S větší časovou náročností přípravy je třeba počítat zejména v případě, že má projekt partnery či je připravován v mezinárodním konsorciu, ale i v případě, že je k projektové žádosti nutno přiložit stavební povolení či územní rozhodnutí, vyjádření k životnímu prostředí apod. Lhůty vydání těchto dokumentů zpravidla nelze zkrátit. 2. Podrobné prostudování dokumentů Před započetím přípravy projektu je nezbytné prostudovat dokumenty upravující podmínky zvoleného dotačního programu. Jedná se zejména o programový dokument (upravující hlavní charakteristiky programu - na co je program zaměřen, jaké aktivity podporuje, co jsou základní cíle programu a co a za jakých podmínek má napomoci k jejich naplnění), příručku pro žadatele a výzvu k předkládání projektů, případně také příručku k elektronické žádosti. Tyto dokumenty mějte po ruce po celou dobu přípravy projektu. 3. Oprávněnost žadatele a místa realizace projektu Ne ve všech programech mohou být žadatelem školy či podniky a ne všechny projekty lze realizovat na území Prahy nebo jinde. Ve výzvě si proto ověřte, zda váš projektový záměr (konkrétní představa o budoucím projektu - co a proč se v něm bude dít, jaký je jeho cíl, pro koho je určen, kde, kdy a za kolik bude realizován) můžete uskutečnit právě vy a můžete ho realizovat tam, kde to máte v úmyslu. 4. Cíle a aktivity projektu jsou v souladu s výzvou Soulad cílů a aktivit projektu s výzvou je základním předpokladem úspěchu projektu. Hodnocení, zda je tento předpoklad naplněn, je většinou již součástí kontroly formální přijatelnosti projektu a je častým důvodem pro vyřazení projektu z dalšího hodnocení. V průběhu přípravy projektu si proto ověřujte, zda se nevzdaluje od cílů a aktivit podporovaných výzvou. 5. Vnitřní konzistence projektu Při psaní projektu dbejte na to, aby byly vzájemně provázány jeho klíčové části: aktivity, rozpočet, harmonogram a realizační tým. Pokud váš projekt nebude vnitřně konzistentní, vyvolá dojem nepřipravenosti a neprofesionality, a zmenší se tak jeho šance na úspěch. 6. Hodnotící kritéria Hodnotící kritéria projektů jsou v mnoha případech předem známa. Mějte je při psaní projektu po ruce, budete se moci soustředit na části projektu, jejichž nedostatečným popisem byste ztratili nejvíce bodů, a eliminujete tak také možná opomenutí. 7. Konzultace a semináře vyhlašovatele Nebojte se konzultovat projektový záměr již před započetím přípravy projektu i jakékoli nejasnosti, na které narazíte v průběhu psaní. Eliminujete tím možné chyby v projektu. Navštěvujte také semináře a informační dny, dozvíte se tam informace, které jinde nezískáte a které mohou zvýšit šanci na úspěch vašeho projektu. 8. Skutečné potřeby a udržitelnost projektu Projekt by měl reagovat na skutečné potřeby cílové skupiny (lidí, kterých se dotýká realizace projektu, tzn. těch, kdo mají z projektu přímý i vzdálenější užitek), které jsou v textu doložené, např. odkazy na průzkumy, strategické dokumenty apod. Pouze reakce na reálnou potřebu může projektu zajistit zájem o jeho aktivity a určité příjmy z nich i po skončení dotačního financování, tedy udržitelnost projektu. 9. Posouzení nezávislého čtenáře Dejte svůj projekt přečíst někomu, kdo se nezúčastnil jeho přípravy. Nezávislý čtenář pomůže odhalit v textu nejen chyby a překlepy, ale i logické nesrovnalosti nebo nejasnosti formulací. 10. Formální požadavky Formálními požadavky nejsou jen čísla stránek, ale i doložení všech příloh žádosti a dodržení jejich určitého pořadí, pevně svázané listy, podpisy na různých místech žádosti, určená podoba popisu obálky apod. Pokud předepsané náležitosti nedodržíte, vypadne váš projekt již při formálním hodnocení a nikdo jej nebude číst. (Podle příručky M. Netolické: Technikův průvodce grantovým financováním, Centrum spolupráce s průmyslem ČVUT FEL, Praha 2010; vybral a upravil : - tes - ). 25

28 Výroba trubek Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Tube Production ISSN výroba trubek Výzkum napěťově deformačního chování 9Cr ocelí s ohledem na strukturní změny během procesu výroby bezešvých trubek při zavádění technologie tváření v podmínkách teplé válcovny Velký Mannesmann v TŘINECKÝCH ŽELEZÁRNÁCH, a.s. Research of Stress-Deformation Behaviour of 9Cr Steels with Respect to Microstructural Changes during the Production of Seamless Tubes at Implementation of Forming Process at the Hot Rolling Mill "Big Mannesmann" of Trinecke Zelezarny, a.s. Ing. Rostislav Turoň, Ing. Tomáš Huczala, TŘINECKÉ ŽELEZÁRNY, a.s., Třinec - Staré Město, Ing. Josef Bořuta, CSc., Ing. Petr Unucka, Ph.D., MATERIÁLOVÝ A METALURGICKÝ VÝZKUM s.r.o., Ostrava- Vítkovice Příspěvek popisuje experimentální stanovení optimálních termických podmínek při ohřevu, děrování a poutním válcování oceli X10CrMoVNb9-1 dle ČSN EN (P91 dle ASTM A335) do podoby bezešvých trubek v podmínkách teplé válcovny Velký Mannesmann v TŘINECKÝCH ŽELEZÁRNÁCH, a.s. K postupu bylo využito výstupů rozboru mikrostruktury a mechanických vlastností ze vzorků z tratě Velký Mannesmann v různém stádiu rozpracovanosti a dále doporučení vyplývajících zkoumáním napěťově-deformačního chování této oceli na dvou laboratorních pracovištích typu plastometr. Jedná se o pracoviště využívajících zařízení Plastometr SETARAM VÍTKOVICE, který je součástí laboratorního vybavení ve společnosti MATERIÁLOVÝ A METALURGICKÝ VÝZKUM s.r.o. Druhým laboratorním pracovištěm, je plastometr typu GLEEBLE, respektive jeho část, využívající principu tlakové zkoušky s rovinnou deformací, kde studium deformačního chování probíhalo ve spolupráci s VYSOKOU ŠKOLOU BÁŇSKOU-TECHNICKOU UNIVERZITOU v Ostravě. Výstupem byl návrh pro nalezení optimální technologie tváření bezešvých trubek Mannesmannovým způsobem u této skupiny oceli a to přímo pro trať Velký Mannesmann. The article describes experimental identification of optimum thermal conditions during heating, punching, and pilger rolling of steel grade X10CrMoVNb9-1 according to ČSN EN (or P91 per ASTM A335) into the form of seamless tubes at the Big Mannesmann hot rolling mill of TŘINECKÉ ŽELEZÁRNY, a.s. The research plan used not only the outputs from the analysis of micro-structure and mechanical properties of the samples taken from the Big Mannesmann mill at various levels of processing, but also the recommendations based on investigation of strain-deformation behavior of this type of steel in two laboratory working sites, which both have at their disposal plastometric measurement equipment. The first laboratory working site is represented by SETARAM VÍTKOVICE Strain-Gauge, which is a part of the company MATERIAL AND METALLURGICAL RESEARCH Ltd. named MATERIÁLOVÝ A METALURGICKÝ VÝZKUM s.r.o. The second laboratory working site is the GLEEBLE type strain-gauge, or better to say just more precisely only its part, using the principle of a pressure test with plane deformation, where the deformation behaviour was studied in cooperation with the Technical University of Ostrava. The aim of the research aim was to find an optimum technology for forming of seamless tubes with use of the Mannesmann process for this type of steel grades manufactured directly on the Big Mannesmann mill. When establishing the technology for forming of seamless tubes during experimental rolling, we used the findings and recommendations indicated above with respect to the thermal regime together with the optimum time for heating, logistics and the capacity of the mill, especially in its first block of equipment. The priority was to achieve and maintain an optimum thermal profile along the length and across the section of the rolled product, so that the material was not unnecessarily overheated or at the end it was not rolled in the range of temperatures that would be critical for proper operation of the pilger mill. It should be noted that implementation of the entire technology reflected also the correlation between the dimensions of input ingots and final product together with 26

29 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN Výroba trubek Tube Production fine-tuning of the calibration, mainly in the area of ingot punching The crucial point here was the adoption of punching philosophy with the sub-critical deformation for certain dimension series of tubes when the rolled product is heated up, punched and elongated in multiple passes (2x-3x,) and subsequently it is rolled to the final seamless tube. This philosophy was adopted for alloyed materials at the Big Mannesmann mill in order to reduce the evolution of internal irreparable defects due to a possibility of uncontrolled elongation and opening of the hollow space during uneven wrapping of the material, which comes from the gap between the punching rolls and the piercing plug. The priority is to roll a tube that does not show any defects mainly on the internal surface and that is almost homogenous from the point of view of micro-structure with a fine structure having the lowest possible level of δ-ferrite. Úvod V České republice postupně už od r dožívají odsířené uhelné elektrárny, které tvoří více než polovinu instalovaného výkonu ČEZ. Obnova zdrojů s elektrickou energií tepelných elektráren je kombinací tzv. retrofitu (výměna staré technologie za novou) a výstavby zcela nových elektrárenských bloků. Samozřejmě to znamená i řízené definitivní ukončení provozu některých technicky a morálně zastaralých bloků. Rozsah tohoto programu představuje postupnou investici zhruba 100 mld. Kč. v ČR (např. Elektrárna Ledvice pilotní projekt na USC kotel v ČR, paroplynová elektrárna Počerady, Paroplynová elektrárna Malženice atd.)[1] Vývoj nových technologií pro vyšší využitelnost energetického potenciálu významných zdrojů používaných paliv (uhlí, plyn) přináší nové možnosti i ve vývoji nových sofistikovaných materiálů, které unesou pracovní zatížení při vysokém tlaku a teplotě. Jde především o vývoj v oblasti žáropevných ocelí. Ten se soustřeďuje především na modifikované 9 12% Cr oceli s perspektivou použití do 625 až 650 C při očekávané exploataci do h a maximálním zatížení 100 MPa, kdy tyto "high-tech" materiály jsou vyvíjené pro přesně zadané provozní parametry zařízení s využitím nových výrobních technologií [2, 3]. Příkladem takovéhoto přesného použití může být systém spalovacího kotle na uhlí založeném na generování přehřáté páry pro výrobu elektrické energie. Pro přívod a odvod médií v kotli slouží speciální systém rozvodů, který je sestaven z bezešvých trubek různých jakostí žáropevných ocelí, spojených speciálními svary, obr. 1. Popis technologie válcování 9 Cr ocelí na trati Velký Mannesmann Samotná výroba bezešvých trubek na dvou tratích - Velký a Malý Mannesmann provozu válcovny trub v TŘINECKÝCH ŽELEZÁRNÁCH, a. s. se sestává ze dvou samostatných, ale technologicky na sebe navazujících tvářecích operací. Tento příspěvek se věnuje válcování bezešvých trubek 9 Cr ocelí na trati Velký Mannesmann, zejména v jeho I. technologickém uzlu, obr 2. Obr. 2 I. technologický uzel teplé válcovny tratě Velký Mannesmann Fig. 2 1 st technological block of the Big Mannesmann hot rolling mill Obr. 1 Schéma kotle tepelné elektrárny Fig. 1 Diagram of the thermal Power Plant boiler První technologický uzel teplé válcovny tratě Velký Mannesmann začíná ohřevem materiálu na teplotu atmosféry T1, která musí korespondovat s teplotou T2 pro děrování a následné kosé válcování dutého tlustostěnného předvalku (Mannesmannův způsob) z plného nebo předvrtaného vstupního materiálu kruhového průřezu na dvouválcovém děrovacím stroji a následné vyválcování tohoto předvalku na trubku požadovaných rozměrů na poutnické stolici za 27

30 Výroba trubek Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Tube Production ISSN předepsané výstupní doválcovací teploty T3. Druhý uzel začíná opětným ohřev na teploty do oblasti austenitu s následným kalibrováním vnějšího průměru s velmi malou redukcí. Po té následuje operace tepelného zpracování a dalších úpravárenských činností (např. nedestruktivní kontrola rozměrů a vady). Samotnému procesu tváření a tedy i tvařitelnosti této jakosti byla zatím věnována pozornost pouze sporadicky. Právě experimentálnímu studiu problematiky tváření trubek z oceli X10CrMoVNb9-1 dle ČSN EN (dále bude uváděno pod názvem P91 dle ASTM A335) Mannesmannovým způsobem a implementaci výstupů experimentálního zkoušení do technologie výroby bezešvých trubek především tratě Velký Mannesmann je věnován tento příspěvek. Nemůžeme však opomenout, že samotné napěťově deformační chování materiálu si v sobě nese odkaz technologie výroby samotné oceli na ocelárně, která se odráží v chemické složení materiálu, v homogenitě rozložení charakteristických prvků pro danou ocel v celém objemu vstupního polotovaru. Nezanedbatelnou roli zde hraje i fakt, v jakém stavu je samotný vstupní materiál a to jak z pohledu středových i povrchových nehomogenit, tak z hlediska rozměru a tvaru (lití do kruhových kokil typu A nebo V). V tomto případě se jedná o materiál z ingotu kruhového průřezu typu A, u kterého je středová oblast před vstupem do karuselové pece odstraněna vrtáním a povrch celoplošně ohrubován. tepla s výstupem pro stanovení optimálních teplotních hranic technologie tvářecího procesu bezešvých trubek v podmínkách tratě Velký Mannesmann a doladění časového profilu propustnosti tratě. Na plastometru SETARAM-VÍTKOVICE lze provádět zkoušení v tzv. klasickém programu, který představuje soubor nepřerušovaných zkoušek krutem. Tyto zkoušky jsou prováděny za účelem experimentální analýzy vlivu termomechanických a metalurgických činitelů, zejména teploty, velikosti a rychlosti deformace na přirozené deformační odpory (PDO), resp. tvařitelnost zkoumaných materiálů a stanovení matematických popisů kinetiky dynamické rekrystalizace. Nebo lze zkoušet materiál v tzv. programu anizotermických přerušovaných zkoušek krutem (APZ) při klesající či stoupající teplotě, při zvolených semikonstantních velikostech a rychlostech deformací a mezideformačních přestávek. Tyto zkoušky se provádějí za účelem zjištění účinku kumulace postupných deformací na PDO a strukturní stav zkoumaných materiálů včetně stanovení teplotních oblastí deformací ovlivněných strukturních změn [4, 5]. V tomto případě byla provedena analýza deformačního chování včetně ověření vlivu předehřevu na napěťovědeformační charakteristiky oceli P91 a to v následujícím rozsahu: Experimentální výzkum výzkum deformačního chování oceli P91 Deformační chování oceli P91 je nutno znát pro stanovení optimálních deformačních podmínek technologického procesu válcování trubek. Je důležité experimentálně stanovit procesy dynamické rekrystalizace v průběhu deformace za tepla a mezní tvařitelnosti do vzniku lomu při různých napjatostních stavech (děrování a poutnické válcování). Za tímto účelem byly experimenty provedeny na torzním plastometru SETARAM VÍTKOVICE (torní napjatost v procesu děrování, stanovení tvařitelnosti do lomu) a Gleeble 3800 (tlaková napjatost při poutnickém prodlužování). 1) SETARAM-VÍTKOVICE (MATERIÁLOVÝ A METALURGICKÝ VÝZKUM s.r.o.) Pro fyzikální modelování tváření kovů a experimentální studium strukturotvorných procesů, při výzkumu zákonitostí jejich plastické deformace i při vývoji nových, resp. optimalizaci stávajících technologií tváření nejrůznějších materiálů a výrobků, lze velmi efektivně využít možnosti experimentálních laboratorních zařízení typu plastometr. V rámci výzkumu zhodnocení výsledků experimentálního studia deformačního chování oceli P91 při tváření za tepla v podmínkách VTTŽ byly provedeny zkoušky na univerzálním plastometru SETARAM-VÍTKOVICE a plastometr Gleeble 3800 americké firmy Dynamic Systems INC v polských Gliwicích. Zkoušením byly získány podklady identifikující deformační chování za 28 A) Pro stanovení optimální tvářecí teploty byly provedeny nejprve krutové zkoušky bez předehřevu v oblasti teplot 1150 až 1300 C za deformační rychlosti 0,503; 2,513 a 5,027 s -1. Tyto parametry experimentu měly simulovat teplotní podmínky při procesu děrování obr. 3. Získané hodnoty intenzity deformace do lomu (Se f ) pro jednotlivé teploty deformace (Td) jsou pak mírou tvařitelnosti zkoušené oceli. B) Pro ověření vlivu předehřevu na napěťovodeformační charakteristiky byly rovněž provedeny krutové zkoušky při konstantní zvolené teplotě deformace 1150 C a rozdílných teplotách předehřevu. Série izotermických zkoušek byla provedena s předehřevy v rozmezí 1150 až 1275 C odstupňovaných po 25 C. Obr.3 Teplotní závislost intenzity deformace do lomu u zkoušek bez předehřevu v teplotním intervalu C. Fig. 3 Temperatutre depending of strain to fracture without preheating in a temperature interval between 1150 and 1300 C.

31 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN Výroba trubek Tube Production C) Pro studium deformačního chování a tvařitelnosti byla následně provedena série krutových zkoušek se zvolenou teplotou předehřevu 1200 C za různých deformačních teplot. Zkoušky byly provedeny v rozmezí 900 až 1200 C v intervalu 50 C. Za účelem sledování vlivu rychlosti defomace na deformační chování byly experimenty vykonány pro různé deformační rychlosti, obr. 4 a 5. Teplotní podmínky experimentů, popsané v odstavcích B) a C), měly za úkol simulovat teplotní podmínky v tvářecích procesech při a po děrování, tzn. proces elongace na děrovacím stroji a rozválcování na poutní stolici. Obr. 5 Teplotní závislost kritického napětí na píku σ p a kritické intenzity deformace do lomu, z výsledků spojitých zkoušek krutem oceli P91 s předehřevem 1200 C při různých rychlostech deformace. Fig. 5 The critical tension at the peak σp and critical intensity of the deformation until the breaking, from the results of continuous torque testing of the steel grade P91 with the preheating at 1200 C with different deformation speeds. 2) Gleeble 3800 (VŠB-TU Ostrava) Pro potřeby důkladného matematického popisu průběhu deformačního odporu zejména v závislosti na deformaci ε, ale i na dalších termomechanických parametrech, jako je teplota T [K] a případně deformační rychlost ε [s -1 ] byla provedena série experimentů rovněž na plastometru Gleeble 3800 při tlakovém namáhání. Obr.4 Napěťově-deformační křivky pro jednotlivé deformační teploty a dvě deformační rychlosti s předehřevem 1200 C. Fig. 4 Evaluation of verification of the impact of preheating on the strain-deformation characteristics with the preheating at 1200 C with different temperatures and deformation speeds. Z provedených krutových zkoušek bez předehřevu (ve výše uvedeném rozsahu, obr. 3 až 5 byla získána data identifikující parametry deformačního chování oceli P91 za vysokých teplot, včetně matematického popisu. Z hlediska tvařitelnosti se jeví jako nejvhodnější oblast tváření okolo 1200 C, oproti tomu již jako nevhodnou nejen z hlediska deformace, ale i ohřevu lze považovat oblast blízkou 1300 C zřejmě z důvodu již enormního hrubnutí zrna a natavování hranic zrn. Na základě výsledků z provedených zkoušek se tedy jeví jako optimální tvářecí teploty okolo 1200 C a ohřev na teploty okolo 1250 C [6]. Z grafů na obr. 6 lze konstatovat, že deformační odpor, získaný z plastometrických zkoušek na zařízení Gleeble 3800, má očekávaný průběh. S teplotou se výrazně zvyšují hodnoty napětí; zatímco při nejvyšší teplotě 1260 C se pohybujeme v oblasti okolo 50 MPa, tak při nejnižší teplotě je deformační odpor skoro 7x vyšší a dosahuje cca 350 MPa. Pokud bychom porovnávali tyto závislosti s jinými známými výsledky u jiných ocelí, je nárůst s poklesem teploty výraznější. Jak je z průběhů zřejmé, dochází ve většině případů k dynamické rekrystalizaci, která je charakterizována píkovým napětím a píkovou deformací. Hodnoty píkových deformací se pohybují mezi 0,3 až 0,4, z toho vyplývá, že při klasické analýze křivky zpevňování Hollomonovou rovnicí σ=k e n bude mít exponent zpevnění podobnou hodnotu. To vypovídá o veliké zásobě plasticity za daných teplotních podmínek. Navíc probíhající dynamická rekrystalizace vede ke snižování napětí a tím i deformačnímu odporu a tím méně zatěžuje tvářecí stroj. 29

32 Výroba trubek Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Tube Production ISSN Experimentální výzkum analýza strukturního stavu a mechanických vlastností v průběhu procesu výroby bezešvých za tepla válcovaných trubek Obr. 6 Vyhodnocení ověření vlivu předehřevu na napěťovodeformační charakteristiky s předehřevem 1200 C při různých teplotách a rychlostech deformace na zařízení Gleeble Fig. 6 Evaluation of verification of the impact of preheating on the strain-deformation characteristics with the preheating at 1200 C with different temperatures and deformation speeds on Gleeble Pokud se týká rychlosti deformace, přesto že byla měněna až o tři řády, tedy od 0,1 do 10 s -1, nezaznamenali jsme podstatné zvýšení se stoupající rychlostí deformace, ocel je tedy na změnu deformační rychlosti méně citlivá [7]. Nutno poznamenat, že zkušební tyče pro výzkum deformačního chování byly vyrobeny výhradně z jednoho materiálu a to ingotu, jehož strukturní stav byl litý (nehomogenní), navíc výrazně ovlivněn deformační zónou po děrování středu lisováním (viz strukturní stav). Tento byl vybrán výlučně z technických důvodů pro dosažení potřebné délky zkušebních tyčí, ale zejména pak pro možnost dosažení úměrného počtu zkoušek z jednoho materiálu (stejná tavba - stejné chemické složení relativně stejný výchozí stav zkoušky). Litý výchozí stav zkušebních tyčí je ovlivněn tedy místem odběru, neboť středová část ingotu je výrazně deformačně ovlivněna od protlačování a je toto nutno zohlednit při interpretaci dosažených výsledků krutových zkoušek. Experimentální výzkum deformačního chování oceli P91 byl veden ve dvou na sebe navazujících směrech. Tím prvním bylo zmapování mechanicko-strukturního stavu materiálu dodaného ve čtyřech úrovních rozpracovanosti. Pro analýzu byl dodán zkušební materiál: ingot v litém stavu, předvalek ve stavu protvářeném po děrování, bezešvá trubka proválcována na poutnické stolici a konečně bezešvá trubka po tepelném zpracování normalizace a popouštění. Z hlediska metalurgického byly zkoumány vzorky ze čtyř různých taveb oceli P91, analyzovaných po průchodu jednotlivými etapami I. technologického uzlu pro zmapování strukturních a mechanických charakteristik. Analýzou mikrostruktury (obr. 7), výše uvedených vzorků byly zjištěny tyto skutečnosti: - U všech studovaných vzorků se leptáním zviditelnila martenzitická struktura, která je pro tuto ocel typická (ocel je samokalitelná na vzduchu). Jsou zde patrné rozdíly ve velikosti a orientaci martenzitických jehlic u struktury z litého stavu a strukturami různých úrovní tvářecího procesu. - V martenzitické matrici vzorku po děrování v blízkosti vnějšího povrchu i ve větší vzdálenosti od něj byl zaznamenán výskyt proeutektoidního feritu v důsledku oduhličení v průběhu děrování nebo ohřevu za vysokých teplot. - V martenzitické matrici byl zaznamenán i výskyt δ - feritu s různým % zastoupením dle jednotlivých stádií v procesu výroby bezešvých trubek. Výskyt δ- feritu ve struktuře po tepelném zpracování byl již minimální, pod 1% plošného podílu, viz obr Celková mikrostruktura drobných martenzitických jehlic a popuštěného feritu odpovídala požadavku na homogenní mikrostrukturu po tepelném zpracování. - Mikrostruktura se jeví po tloušťce stěny trubky jako vcelku homogenní, heterogenita se vyskytuje především spíše v celkovém průřezu trubky, což je i důsledkem teplotní nehomogenity během ohřevu materiálu, procesu tváření, především na poutnické stolici a technologií tepelného zpracování v závislosti na konečných rozměrových parametrech trubky a to především na poměrném číslu mezi průměrem hotovní trubky a tloušťkou stěny. Z výsledku mechanického zkoušení tahových zkoušek a zkoušek vrubových byl potvrzen vliv heterogenity po celém obvodu trubky. Největší vypovídací schopnost vykazoval údaj o pevnosti Rm (MPa). Hodnoty pevnosti mezi patní a hlavovou částí na bezešvé trubce po rozválcování na poutnické stolici se mohou lišit až o 100 MPa. Tento vztah zřejmě souvisí s teplotním profilem trubky při rozválcování, kdy patní část 30

33 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN Výroba trubek Tube Production Obr. 9 Plošné měření teploty na vnějším povrchu pomocí termovize A) při zavádění předvalku do poutní stolice (po opadnutí okují) a B) při výstupu bezešvé trubky z poutní stolice (povrch mírně zokujený). Fig. 9 Measuring of temperature on the external surface by thermo vision A) when the rolled product enters the pilger mill (after falling off of scales) B) when the seamless tube exits the pilger mill (some scales on the surface). Závěr Obr. 7 Analýza mikrostrukturního stavu oceli P91 v různém stádiu rozpracovanosti: ingotu tepelně zpracovaná bezešvá trubka. Fig. 7 Analysis of micro structural state of the steel grade P91 at different stages of processing: ingot heat treated seamless tube. Obr. 8 Struktura tepelně zpracovaného vzorku oceli P91-normalizace a popouštění (zvět.1000x). Fig. 8 Structure of heat treated sample of the steel grade P91- normalization and tempering (magn. 1000x) vyděrovaného předvalku je válcována za již nižších teplot, obr. 9. Z toho plyne, že trubka mění mechanické vlastnosti po svém obvodu při dané technologii postupného rozválcování v závislosti na trnu v poutnické stolici (pozn. celý válcovací proces na poutnické stolici s ohledem na rozměr hotovní trubky trvá u těchto ocelí cca 6 min). Při zavádění technologie tváření bezešvých trubek bylo využito v průběhu experimentálního válcování výše uvedených poznatků a doporučení co se teplotního režimu týče ve spojení s optimální dobou ohřevu a logistikou propustnosti tratě, především v jejím prvním uzlu. Prioritou bylo dosažení a udržení optimálního teplotního profilu po délce i průřezu předvalku, tak aby materiál nebyl zbytečně přehříván anebo na konci nebyl válcován v oblasti teplot, které jsou kritické pro správný chod poutnické stolice. Jako optimální se jeví teploty kolem 1270 C, měřeno na vnitřní straně předvalku po děrování a doválcovací teploty by neměly podkročit 870 C. Teplotní rozsah se upravuje vzhledem k válcovanému rozměru bezešvé trubky. Důsledky nesprávného sladění teplotního režimu s logistikou průchodu materiálu I. technologickým uzlem tratě velký Mannesmann jsou uvedeny na obr. 10 a 11. Je důležité podotknout, že celá tvorba technologie se odvíjela i od toho, jak mezi sebou korespondují rozměry vstupních ingotů s požadovanou rozměrovou řadou bezešvých trubek a doladění kalibrace, především v oblasti děrování ingotu. Zde došlo k zásadnímu přijetí filozofie děrování s tzv. podkritickou deformací od určité rozměrové řady trubek, kdy předvalek je ohříván, děrován a elongován násobně (2x-3x) a následně pak rozválcován do hotovní bezešvé trubky. Tato filozofie u legovaných materiálů na trati Velký Mannesmann byla přijata z důvodu zmenšení tvorby vnitřních neodstranitelných vad vlivem možnosti nekontrolovatelné elongace a rozevírání dutiny při 31

34 Výroba trubek Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Tube Production ISSN nežádoucích fází, způsobujícím změny ve struktuře oceli (vyvolaným tepelně aktivovanými procesy materiálu během creepové expozice), které mohou vést k degradaci a ztrátě soudržnosti materiálu. Trubky jsou vystaveny nadkritickému pracovnímu prostředí vlivem tlaku a teploty a mohou vlivem těchto fází rychle ztrácet plastické vlastnosti až do porušení materiálu ještě před ukončením požadované creepové životnosti. Obr. 10 Fig. 10 Patní část vyděrovaného předvalku při kombinaci vysoké teploty ohřevu a technologie nadkritické deformace v procesu děrování. The tail part of the pierced rolled product in combination of high heating temperature and the technology of abovecritical deformation during the piercing process. Rovněž že je třeba dodat, že tato filozofie nemusí platit pro jiný typ tratí pro válcování bezešvých trubek. Společným pojítkem je však nalezení mezních hranic, kdy materiál i jednotlivé výrobní agregáty jsou již přetěžovány a kdy může dojít k tvorbě defektů v lepším případě na trubce a v tom horším k závažným poruchovým stavům ve výrobním cyklu. Příspěvek vychází z výsledků řešení projektu FI IM5/049 v rámci programu IMPULS MPO ČR. Literatura [1] KUBOŇ, Z.; STEJSKALOVÁ, Š.; KANDER, L.: Dílčí zpráva- Výzkum deformačního chování oceli P91 při tváření za tepla v podmínkách VTTŽ,D18, MMV, spol. s.r.o., 2008, s [2] FREMUNT, P. PODRÁBSKÝ, T.: Konstrukční oceli, ČERM, Brno, 1996, s [3] KERN, T. U. ; STAUBLI, M. ; MAYER, K. H. ; ESCHER, K. ; ZEILER, G.: Proc. of the 7th Liege Conf. Materials for Advanced Power Engineering 2002, Ed.:J. Lecomte-Beckers, M. Carton, F. Schubert, P. J. Ennis, 2002, Liege, s. II-1049 Obr. 11 Fig. 11 Patní část bezešvé trubky po válcování na poutnici s podkročením doporučovaného minima teploty vhodné pro doválcování The tail part of the seamless tube after rolling at the pilger mill with not achieving the recommended minimum temperature suitable for rolling. nestejnoměrném obtékání materiálu vycházejícího z mezery mezi děrovacími válci a děrovacím trnem. Prioritou je vyválcovat trubku, která nevykazuje vady především na vnitřním povrchu a která je téměř homogenní z pohledu mikrostrukturního s jemnozrnnou strukturou a s co možná nejmenším výskytem fáze δ- feritu. Ten spolu s množstvím příměsových prvků má zásadní vliv nejen na krátkodobé mechanické vlastnosti materiálu (Re, Rm, KV), ale především na tvorbu [4] BOŘUTA, J.; GEMBALOVÁ, P.; JÍLEK, L.; KUBINA, T.; RUSZ, S.: History and present days of Materials Forming Research in VITKOVICE. In HADASIK, E.; SCHINDLER, I. (eds). Plasticity of Metallic Materials, Gliwice, Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, 2004, s ISBN [5] SCHINDLER, I.; BOŘUTA, J. Utilization Potentialities of the Torsion Plastometer. Poland, Katowice, Silesian University, 1998, 106 s. ISBN [6] BOŘUTA, J.; Vichnar M.: Technická zpráva- Výzkum deformačního chování oceli P91 při tváření za tepla v podmínkách VTTŽ, MMV, spol. s.r.o.,.2008, s [7] KLIBER, J., KOCICH, R. Výzkum, vývoj a ověření nových technologií výroby 9 Cr ocelových trubek pro energetiku - Zpráva za rok 2008,VŠB-TU Ostrava, 2008, s. 32 Recenze: prof. Ing. Jiří Kliber, CSc. prof. Ing. Ivo Schindler, CSc. 32

35 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN Materiálové inženýrství Material Engineering materiálové inženýrství Tvařitelnost oceli S355J0 ve vztahu k tvorbě povrchových vad kontilitých sochorů Formability of the S355J2 Steel in Relation to Formation of Surface Defects of Continuously Cast Billets Ing. Petr Unucka, Ph.D., Ing. Jan Kufa, Aleš Bořuta, MATERIÁLOVÝ A METALURGICKÝ VÝZKUM s.r.o., Ostrava - Vítkovice, Ing. Lukáš Pindor, Ph.D., Ing. Rostislav Turoň, TŘINECKÉ ŽELEZÁRNY a.s., Třinec Staré Město Hodnocení metalurgické tvařitelnosti jednotlivých ocelí a slitin zahrnuje studium a výzkum materiálu nejen v oblasti deformačního chování, ale také v oblasti vývoje mikrostruktury v závislosti na historii výroby polotovaru pro tváření za tepla. Deformační chování ocelí může pro konkrétní jakost oceli poukázat na intervaly deformačních parametrů, v kterých může vlivem snížené tvařitelnosti existovat zvýšené nebezpečí vzniku nespojitostí jako jsou povrchové vady. V rámci výzkumu zaměřeného na povrchové vady vyskytující se u válcovaného sortimentu dlouhých výrobků tj. tyčí a drátů, je jedním ze sledovaných směrů přenositelnost vad z kontilitého vstupu ve formě sochoru až na konečný válcovaný produkt. V prvé etapě byl tento výzkum zaměřen na oblast vzniku povrchových vad u kontislitku včetně vlivu jednotlivých parametrů technologického procesu kontilití. Pro experimentální část výzkumu byla zvolena konstrukční peritektická ocel S355J0 vzhledem ke své náchylnosti na vznik vad v procesu kontilití. Výzkum deformačního chování za vysokých teplot byl proveden na univerzálním torzním plastometru SETARAM a na zkušebním zařízení INOVA TSM 100. Stanovení deformačního chování probíhalo v rozsazích teplot asi 600 až 1300 C při rozsahu deformačních rychlostí v řádech 10-1 až 10 1 s -1. Součástí výzkumných prací bylo také detailnější studium mikrostrukturního stavu povrchové a podpovrchové oblasti kontilitého sochoru. Evaluation of metallurgical formability of steels and alloys involves study and research of material not only from the viewpoint of its deformation behaviour, but also from the viewpoint of development of microstructure depending on the history of stock for hot forming. Deformation behaviour of steels for the specific steel grade can point to intervals of deformation parameters, in which an increased risk of discontinuities such as surface defects can occur as a result of reduced formability. Within the frame of the research focused on surface defects occurring in long rolled products, i.e. rods and wires, one of the investigated directions is transferability of defects from continuously cast blanks in the form of billets to the final rolled product. In its first stage this research was focused on the area of surface defects on continuously cast billets, including the influence of the parameters of technological process of continuously casting. For the experimental part of the research a peritectic S355J2 steel was chosen due to its susceptibility to the formation of defects at continuous casting process. Research of the deformation behaviour at high temperatures was carried out on a universal torsion plastometer SETARAM (hot torsion test) and testing machine INOVA TSM 100 for hot tensile test. Temperature range of analysed deformation behaviours was 600 to 1300 C, and deformation strain rate was of the order of 10-1 to 10 1 s -1. The research work comprised also a more detailed study of micro-structural state of surface and sub-surface areas of continuously cast billets. The presence of a thin network (film) proeutectoid ferrite at the border of austenitic grains is one of the main factors of transverse cracks in the two-phase austenite-ferrite area. The second factor is represented by the tensile stresses that are present at the stage of straightening of the top surface of the billet. If we combine both factors, i.e. when straightening billets will be held at the temperatures near the temperature of A3, then a substantial risk of cracking exists. Ferritic intergranular areas generate very narrow strip, which can be characterized as ferrite film. Although the incidence of micro-cracks in the ferrite film is relatively limited, the existence of these films can be considered as critical microstructural parameter that can significantly contribute to the degradation levels of properties of continuously cast billets. The value of 10% is considered as a critical volume fraction of ferrite films in the microstructure of continuously cast billet. It may be concluded from results of the analysis of deformation behaviour that the steel S355J0 has low formability at low deformation rate and in the interval of approx to 1100 C. 33

36 Materiálové inženýrství Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Material Engineering ISSN Úvod Aby současní výrobci oceli dokázali čelit zvyšující se konkurenci na světovém trhu, musí pokračovat ve snižování výrobních nákladů, zvyšování kvality oceli a rozšiřování nabídky výrobků. Velmi často stojí před problémem povrchové kvality plynule litých produktů, která má nepříznivý vliv na povrchovou kvalitu finálních válcovaných výrobků [1]. Ve většině případů lze povrchové vady přenesené do finálních výrobků odstranit broušením, nebo loupáním, což má ovšem nepříznivý dopad na výnosnost celého výrobního procesu. V extrémních případech je plynulé odlévaní určitých značek ocelí vyloženě problematické. Povrchové defekty na kontislitcích Jako velmi nebezpečné a nežádoucí jsou především trhliny. Tuto problematiku zasahuje celá řada prací [2-25] Všeobecně se předpokládá, že vznikají v krystalizátoru a pod ním pouze zvětšují své rozměry a šíří se v důsledku tepelných a mechanických pnutí. Také při vzniku jejich zárodků mají rozhodující význam napětí, tedy trhliny vznikají tehdy, když působící napětí je větší než pevnost primárních zrn. Podélné trhliny se vyskytují převážně u ocelí s vyššími pevnostmi konstrukční a mikrolegované oceli. Rozhodující vliv se připisuje obsahu uhlíku a síry, dále pak Mn, Al, N a mikrolegur. Podélné trhliny Hlavními faktory a příčiny vzniku těchto trhlin jsou: - Chemické složení a čistota oceli - Kvalita a vlastnosti licího prášku - Konstrukce a nastavení ponorné výlevky - Kolísání hladiny taveniny v krystalizátoru - Rychlost lití - Frekvence kmitání krystalizátoru - Amplituda kmitání krystalizátoru - Chlazení krystalizátoru - Intenzita a rovnoměrnost sekundárního chlazení - Technický stav a nastavení licího stroje. Oceli s obsahem uhlíku 0,09-0,15 % jsou citlivé na vznik trhlin, v průběhu tuhnutí v krystalizátoru se chovají neklidněji jako oceli s vyšším či nižším obsahem uhlíku, v důsledku objemových změn a deformací při přeměně delta feritu na austenit, které zpomalují přestup tepla z povrchové kůry do krystalizátoru, vedou k nerovnoměrnému růstu tloušťky a růstu napětí a deformací v povrchové kůře. Důležitou úlohu hraje kvalita licího prášku a jeho viskozita a krystalizační teplota [26]. Obsah manganu je důležitý ve vztahu k obsahu síry, kdy bylo zjištěno, že vyšší procento vad bylo spojeno s poměrem obsahu Mn/S menším jak 20. Souvisí to s vysokým obsahem železa v komplexním sulfidu (Mn,Fe)S a prudkém poklesu teploty nulové tažnosti s rostoucím obsahem S, při nízkém obsahu Mn. Vliv licích prášků byl zkoumán např. u odlévání peritektických ocelí, kdy bylo zjištěno že při vyšší 34 bazicitě nad 1,1 byl nižší výskyt podélných trhlin než u prášků s bazicitou pod 1. Další parametr mající vliv na vznik vad je licí rychlost, frekvence a amplituda kmitání. Doba uzdravení (negativní strip) má vliv na výskyt příčných trhlin a hloubku oscilačních vrásek. Hluboké oscilační vrásky zvyšují výskyt příčných trhlin snížením kritického napětí vzniku trhliny na povrchu kontislitku, neboť působí jako vrub. Vráska se prohlubuje a její zakřivení je menší s růstem negativního stripu (nižší frekvencí kmitání). Klíčovým místem pro tvorbu oscilačních vrásek je meniskus. Spodní část oscilačních vrásek, které mohou být i 2 mm hluboké, je často doprovázen segregací příměsí u kontislitků z uhlíkových jde především o Mn a P. Velikost austenitického zrna na spodku vrásky se stává hrubší jako důsledek pomalejšího ochlazování v tomto místě, dno vrásky je citlivější na vznik trhliny v důsledku koncentrace napětí na hranicích austenitických zrn. Segregace při oscilačních vráskách může způsobovat problémy při válcování za tepla. Stupeň povrchové segregace se zvyšuje s rostoucí hloubkou oscilačních vrásek. Hloubku vrásek značně redukuje snížení negativního stripu, zvýšení frekvence kmitání krystalizátoru a snižování jeho zdvihu [2]. Příčné trhliny Příčné vady představují v současnosti jednu z nejčastějších povrchových vad kontislitků. Charakteristickým znakem je šíření po hranicích austenitických zrn, přičemž v okolí hlavní primární trhliny se často vyskytují větve sekundárních, resp. latentních trhlin. Povrch trhlin má charakter lasturového lomu, pokrytého tenkou oxidickou vrstvou. Tyto trhliny jsou stejně nebezpečné jako podélné trhliny, jsou hůře viditelné na zoxidovaném povrchu kontislitků a při následném válcování se rozšiřují ve směru toku materiálu a způsobují vznik povrchových vad šupin a přeložek. Tvorba příčných trhlin je problémem především u ZPO radiálního typu. Příčné trhliny jsou kolmé na směr vytahování konstislitku a objevují se většinou v hlubokých oscilačních vráskách na horních površích rovnaných kontislitků. Zároveň souvisí se snížením plasticity ocelí v oblasti transformace austenitu na ferit v teplotním intervalu 900 až 700 C. Povrchové teploty konstislitku v oblasti rovnání by měly tedy být výše jak 900 C nebo níže než 700 C. Vznik těchto trhlin souvisí s chemickým složením oceli, intenzitou sekundárního chlazení, hloubkou oscilačních vrásek, teplotami v etapě rovnání kontislitku; současně se mimo výše uvedených faktorů připisuje také velký vliv segregace, precipitace, kmitání oscilátoru a rychlosti lití. Rozhodující vliv mají prvky C, Mn, Al, N, Nb a V. Uhlík rozhodující vliv na chování oceli a vznik trhlin. Nejrizikovější se jeví oceli peritektické typu. Pro peritektickou ocel s 0,1%<C<0,18%, v tavenině vznikají dendrity delta feritu, které rostou do taveniny. Zbývající

37 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN část taveniny, která se shromažďuje v mezidendritických prostorech tuhne jako austenit, přičemž probíhá peritektická reakce L + δ γ. Po skončení peritektické reakce pokračuje transformace delta feritu (zbytek) na austenit. Peritektická ocel s 0,18 % C, což odpovídá peritektickému bodu, postup tuhnutí probíhá obdobně jako u výše uvedené oceli s tím rozdílem, že do peritektické reakce vstupuje celý objem delta feritu a výsledkem je tedy fázové složení čistě austenitické. Tyto oceli vykazují při peritektické přeměně dvojnásobně velké smrštění než běžné uhlíkové oceli. V článku [15] se předpokládá, že mechanizmus vzniku povrchových trhlin souvisí s rozdílnými mechanickými vlastnostmi delta feritu a austenitu, resp. napětím, které vzniká na jejich rozhraní při vysokých teplotách. Autoři uvádějí, že nejvyšší hodnoty smrštivosti byly pozorovány na konci peritektické transformace, kdy podíl tuhé fáze je 0,92 0,98. Vysoká intenzita chlazení v tomto teplotním intervalu pak způsobuje zvýšenou náchylnost ke vzniku povrchových trhlin. Navíc jsou náchylné na tvorbu hrubých austenitických zrn v povrchové kůře (vrstvě). Důležité změny při peritektické reakci nastávají také v rozpustnosti S a P. Delta ferit má vyšší rozpustnost síry (0,14 % při 1365 C) než austenit (0,05 % při 1365 C). Vliv Mn se dává do souvislosti se vznikem sulfidu MnS, resp. (Fe,Mn)S. Pro oceli s 0,1 0,16 % C se uvádí výskyt příčných trhlin pro poměr Mn/S < 80. Příčinou vzniku příčných trhlin v krystalizátoru jsou určujícím faktorem třecí podmínky v krystalizátoru, příčinou nadměrného tření a vzniku příčných trhlin jsou poruchy mazání mezi stěnami krystalizátoru a tuhnoucí kůrou a nesprávný úkos krystalizátoru. Dříve se snižování výskytu příčných trhlin zaměřovalo na regulaci chlazení v sekundární zóně tak, aby teploty povrchu kontislitku byly nad teplotami, při nichž má ocel nízkou plasticitu za tepla. Doporučuje se udržovat teplotu povrchu nad 900 C celou cestu od výstupu z krystalizátoru, přes zónu sekundárního chlazení, až po bod rovnání, s mírnějším a rovnoměrným chlazením vodní mlhou. Materiálové inženýrství Material Engineering nitridů Al a karbonitridů Nb vyvolanou deformací válci. Pokles teploty do přechodové oblasti austenit-ferit způsobí vznik feritického síťoví, které je dekorované částicemi MnS. K prevenci tvorby příčných trhlin se doporučuje snížit obsahy Nb, AL a N rozpuštěných v austenitu. Dalším opatřením je minimalizovat tahové napětí v povrchové kůře. Třetí stupeň je rovnání kontislitku, kde rozhodujícím faktorem je rychlost deformace v rámci kritického teplotního intervalu, tj. rovnat nad a nebo pod teplotním intervalem existence křehkosti oceli (u běžných ocelí C) [2]. Experimentální práce Vzhledem k náchylnosti peritektických ocelí ke vzniku trhlin v procesu kontinuálního lití byla pro experimentální práce vybrána konstrukční ocel S355J0 (tab.1). Z kontilitého sochoru byl odebrán kus pro výrobu zkušebních tyčí a vzorky pro další analýzy. Tab. 1 Směrné chemické složení oceli S355J0. Tab. 1 Indicative chemical composition of steel S355J0. C Mn Si P S N Max. 0,200 1,600 0,550 0,040 0,040 0,009 Mikrostrukturní stav V příčném i podélném řezu byla hodnocena makrostruktura kusu. Naleptáním v 10% roztoku HNO 3 byla ve středové oblasti sochoru zjištěna struktura s výskytem hrubších rovnoosých zrn, která plynule přecházela do pásma výrazných licích zrn. V podpovrchové oblasti se vyskytovalo pásmo jemnější licích zrn, popř. rovnoosých zrn. U vzorků odebraných z příčných řezů byly ve středové oblasti zjištěny necelistvosti charakteru ředin, popř. dutin (obr. 1). Velmi důležitou roli při tvorbě povrchových vad hrají procesy způsobující křehnutí kontislitků. Příčiny zkřehnutí je nutno hledat v procesech krystalizačního praskání, procesech související s tvorbou oscilačních vrásek a s tvorbou teplotních uzlů, křehnutí vlivem precipitace a křehnutí ve dvoufázové oblasti austenitferit. V prevenci pro omezení výskytu příčných trhlin je potřeba postupovat na základě spolu souvisejících faktorů, v prvním stupni snížit hloubku oscilačních vrásek pod 0,2 mm a to optimalizací oscilace krystalizátoru a viskozity licího prášku. V druhém stupni pak teplotní režim, kterým prochází povrch kontislitku v průběhu lití. Udržuje-li se teplota povrchu kontislitku v austenitické oblasti, omezí to precipitaci 35 Obr. 1 Makrostruktura kontilitého sochoru příčný řez. Fig. 1 Macrostructure of continuously cast slab cross section. Současně byly připraveny vzorky z povrchových a podpovrchových oblastí sochoru v podélném směru k podélné ose sochoru. Samotný povrch vzorků

38 Materiálové inženýrství Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Material Engineering ISSN vykazoval nerovnosti oscilační vrásky. Následná metalografická analýza po naleptání v 4% Nitalu u hodnocených vzorků zviditelnila kvalitativně shodnou mikrostrukturu, tvořenou perlitem a feritem. Morfologie feritické fáze byla různorodá. Hranice zrn byly v podpovrchové oblasti dekorovány (ve formě feritického filmu) zejména alotriomorfním feritem a sekundárním Widmannstättenovým feritem. za kritický mikrostrukturní parametr, který se může závažným způsobem podílet na degradaci úrovně vlastností plynule odlévaných předlitků. Jako kritický objemový podíl těchto feritických filmů v mikrostruktuře plynule odlévaných předlitků je pokládán 10 % [22] Deformační chování Deformační chování bylo zkoumáno na univerzálním torzním plastometru SETARAM, a to provedením programu kontinuálních krutových zkoušek v teplotním intervalu cca 600 až 1300 C. Rychlosti deformace byly voleny v rozmezí 0,05 až 4,33 s -1. V prvé fázi experimentu byla zkušební tyč předehřátá na teplotu 1200 C s výdrží 10 min., následoval případný pokles na deformační teplotu a výdrž na této teplotě 1 min. a deformace do lomu. Na obr. 4 a 5 jsou uvedeny výstupy z vyhodnocených výsledků experimentálního programu a to závislost deformačních odporů na teplotě deformace a intenzity deformace do lomu na teplotě deformace jako parametr tvařitelnosti. 300 Obr. 2 Mikrostruktura v povrchové oblasti sochoru, zv Fig. 2 Microstructure of slab near surface, magn. 100 x. Intragranuálně byl vyloučen idiomorfní a acikulární ferit. V blízkosti povrchu byly vedle častější přítomnosti acikulárního feritu zaznamenány i protáhlejší jehlice Widmannstättenova feritu (obr. 2 a 3). Bezprostřední povrch kontislitku byl částečně oduhličen. σp [MPa] ,05 s-1 0,17 s-1 0,71 s-1 4,33 s T [ C] Obr. 3 Mikrostruktura povrchové vrstvy sochoru, zv. 500 x Fig. 3 Microstructure of billet near surface area magn. 500 x Přítomnost tenkého síťoví (filmu) proeutektoidního feritu na hranicích původních austenitických zrn je jedním z hlavních faktorů vzniku příčných trhlin ve dvoufázové oblasti austenit-ferit. Druhým faktorem jsou tahová napětí, které jsou přítomné v etapě rovnání na horním povrchu sochoru. Pokud spojíme oba faktory, tzn. pokud rovnání sochorů bude probíhat při teplotách blízkých teplotě A 3, potom existuje značné riziko vzniku trhlin [23]. Feritické intergranulární oblasti vytvářejí velmi úzké pásy, které lze charakterizovat jako feritické filmy. Ačkoliv četnost výskytu mikrotrhlin ve feritickém filmu je poměrně omezená, existenci těchto filmů lze pokládat Obr. 4 Teplotní závislost deformačního odporu oceli S355J0. Fig. 4 Temperature relation of flow stress of the steel S355J0. Ze závislosti deformačních odporů na obr. 4 je vidět, že deformační odpory logicky klesají s rostoucí teplotou deformace, přičemž vyšším rychlostem deformace odpovídají vyšší hodnoty deformačních odporů. Intenzita deformace do lomu nevykazuje pro žádnou z rychlostí ani teplotu výraznější propady tvařitelnosti, lze říci že s rostoucí teplotou deformace se tvařitelnost zlepšuje. Pro vyšší rychlosti deformace se dokonce tvařitelnost jeví lepší než pro velmi malé rychlosti deformace, což bylo zapříčiněno u těchto rychlostí deformace vývinem deformačního tepla (obr. 5). Doplňujícími zkouškami byly anizotermické přerušované zkoušky (APZ). Příkladem je APZ provedena ohřevem na teplotu 1300 C s výdrží 5 min. a následnými deformacemi 0,01 deformační rychlostí 0,02 s -1 při rostoucí teplotě deformace. Na obr. 6. je uvedena výsledná závislost středního přirozeného deformačního odporu (SPDO) na teplotě deformace. Mezi jednotlivými deformacemi byly zařazeny pauzy trvající 10 s. K úplné ztrátě plastických vlastností u této oceli došlo až při teplotě 1500 C, což odpovídá peritektické teplotě metastabilního systému Fe-Fe 3 C (1499 C [27]). 36

39 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN Materiálové inženýrství Material Engineering ef [-] 6,0 5,0 4,0 3,0 2,0 1,0 0,05 s-1 0,71 s-1 0,17 s-1 4,33 s-1 0,05 s-1 0,17 s-1 0,71 s-1 4,33 s-1 0, T [ C] Obr. 5 Teplotní závislost intenzity deformace do lomu oceli S355J0. Fig. 5 Temperature relation of strain intensity to fracture of the S355J0 steel. SPDO [MPa] Tdeformace [ C] Obr. 6 Závislost středního deformačního odporu na teplotě deformace. Fig. 6 Dependence of medival equivalent stress of anisothermal torsion test on temperature of deformation. Tahová zkouška za vysokých teplot proběhla na zkušebním zařízení INOVA TSM 100 vybavené odporovou pecí. Získané napěťové a deformační charakteristiky při různých teplotách deformace 600 až 1300 C s výdrží 10 min. a dvou rychlostech deformace 0,001 a 0,017 s -1 uvádí v teplotní závislosti obr. 7 až 9. Mírou deformačního zpevnění je poměr meze pevnosti a meze kluzu (obr. 8). Při hodnotách poměru 1,4 mluvíme o velkém zpevnění materiálu a při hodnotách 1,2 o malém zpevnění materiálu [28]. Z výsledků je zřejmé, že do teploty 900 C vykazuje ocel S355J0 velké zpevnění, v intervalu teplot mezi 1000 a 1175 C se však dostává do oblasti malého zpevnění. Zároveň lze říci, že rychlost deformace (0,001 a 0,017 s -1 ) má vliv na míru zpevnění, a to tak, že při malých rychlostech deformace je zpevnění také nižší. Právě teplotní oblast v němž materiál zpevňuje jen nepatrně, mez kluzu je v blízkosti meze pevnosti, může docházet i při relativně malých deformacích k překročení meze pevnosti a následné nestabilní plastické deformaci se vznikem volných povrchů zárodky trhlin. Rm, Rp0,2 [MPa] Rm 0,001 s-1 Rm 0,017 s-1 Rp0,2 0,001 s-1 Rp0,2 0,017 s T [ C] Obr. 7 Závislost meze kluzu a pevnosti na teplotě deformace. Fig. 7 Dependence of yield point and strength to deformation temperature Rm/Rp0,2 [-] 1,90 1,80 1,70 1,60 1,50 1,40 1,30 1,20 1,10 velké zpevnění malé zpevnění Rm/Rp0,2 pro 0,001 s-1 Rm/Rp0,2 pro 0,017 s-1 1, T [ C] Obr. 8 Závislost poměru meze kluzu a pevnosti na teplotě deformace. Fig. 8 Dependence of the ratio of yield point and strength to deformation temperature Současně, ze zjištěných závislostí deformačních charakteristik tahové zkoušky tažnosti a kontrakce, je vidět pokles kontrakce v intervalu teplot cca 900 až 1200 C. V oblasti teplot cca 1000 až 1100 C se pak jeví plastické vlastnosti při jednoosém tahovém namáhání jako nejnižší, obr. 9. Pokles pod teplotou 800 C souvisí se stabilizací dvoufázové oblasti - austenit a ferit. Z [%] Z 0,001 s-1 Z 0,017 s-1 A 0,017 s-1 A 0,001 s T [ C] Obr. 9 Teplotní závislost deformačních charakteristik oceli S355J0. Fig. 9 Temperature relation of deformation chrakteristic of steel S355J A [%] 37

40 Materiálové inženýrství Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Material Engineering ISSN Závěry V rámci výzkumného úkolu byl proveden teoretický rozbor problematiky vzniku povrchových defektů se zaměřením na vznik trhlin u peritektických ocelí. Z výsledků analýzy deformačního chování můžeme z krutových i tahových zkoušek usoudit na nízkou tvařitelnost oceli S355J0 při nízkých rychlostech deformace v oblasti cca 1000 až 1100 C. Absenci propadů tvařitelnosti u krutové zkoušky lze přičíst rozdílné citlivosti pro různé stavy napjatosti u tahové a krutové zkoušky. Minimum poměru Rm/Rp0,2 (obr. 8) při C může souviset také s procesy precipitace AlN nebo karbonitridy Ti. S tímto pravděpodobně souvisí i pokles kontrakce, přičemž rostoucí rychlost deformace posouvá nástup tohoto poklesu k vyšším teplotám. Tato práce vznikla při řešení projektu č. MPO ČR TIP FR-TI2/536 Výzkum a vývoj progresivních nástrojů pro zlepšení povrchové kvality litého sochoru, tyčí a drátů. Literatura [1] RUSZ S., PASTRNÁK M., TITTEL V. The influence of the surface defects concerning upsetting and extrusion processes of the micro-alloyed steel. Hutnik- Wiadomości Hutnicze. Roč. 76, 1 (2009), s [2] MIŠIČKO, R.: Štruktúra a defekty oceľových kontiodliatkov. Hutnická fakulta Technickej univerzity v Košiciach, Košice: [3] WOLF. M.: Transaction ISIJ, roč. 24, 1984, s [4] SUZUKI, H. a kol.: Trans. ISIJ, roč. 24, 1984, s [5] THOMAS, B. a kol.: ISS Trans., roč. 7, 1986, s. 7. [6] PŘÍHODA, M. a kol.: Nové poznatky z výzkumu plynulého odlévání oceli, 2001, VŠB-TU Ostrava. [7] CHEN, Y., WU, G., ZHU, M.: Quality control for bloom casting of YQ450NQR1 steel. International Journal of Minerals, Metallurgy and Materials Vol. 16, No. 1, 2009, pp [8] KUMAR, S. et al. Investigation into Surface Defects Arising in Hot-Rolled SUP 11A Grade Spring Billets. J Fail. Anal. and Preven. Vol. 8, 2008, pp [9] BERNHARD, C., XIA, G.: Influence of Alloying Elements on Thermal Contraction of Peritectic Steels during Initial Solidification 4th European Continuous Casting Conference, October 2002, pp [10] YAMAUCHI, A. et al. Cooling Behavior and Slab Surface Quality in Continuous Casting with Alloy 718 Mold. ISIJ International, Vol. 42 (2002), No. 10, pp [11] OHBA, Y. et al. Prevention of surface cracks on billets by refining austenite grain of bloom surface before rolling. Tetsuto-Hagané, Vol. 93, 2007, No.4, pp (In Japanese). [12] PRADHAN, N. et al. Control of transverse cracking in special quality slabs. Ironmaking and Steelmaking 2001, Vol. 28, No. 4, pp [13] RIAZ, S. et al. Surface quality of continuously cast semis. Ironmaking and Steelmaking 2007 Vol. 34, No 5, pp [14] NORMANTON, A. S. et al. Developments in online surface and internal quality forecasting of continuously cast semis. Ironmaking and Steelmaking 2004, Vol 31. No 5, pp [15] KONISHI, J. a kol.: Modelling the formation of longitudinal facial cracks during continuous casting of hypoperitectic steel Metallurgical and Materials Transactions, Jun 2002 [16] RIDOLFI, M. R., DE VITO, A., FERRO, L.: Effect of Alloying Elements on Thermal Contraction and Crack Susceptibility during In-Mold Solidification. Metallurgical and Materials Transactions B. 2008, Vol. 39B, pp [17] ERMI, C., FREDRIKSSON, H.: Crack formation during continuous casting of tool steel. Trans. Indian Inst. Met. Vol. 58, No. 4, August [18] KOROJY, B., NASSAR, H., FREDRIKSSON, H.: Hot crack formation during peritectic reaction in steels. Ironmaking and Steelmaking. 2010, Vol., 37 No. 1, 63, pp [19] ISAEV, O. B.: Effect of carbon and small concentrations of nonferrous metal impurities on continuously-cast billet quality. Metallurgist, 2009, Vol. 53, No. 9 10, s [20] LÓPEZ, E. A. et al. Effect of C and Mn Variations Upon the Solidification Mode and Surface Cracking Susceptibility of Peritectic Steels. ISIJ International. 2009, Vol. 49, No. 6, pp [21] PYSZKO, R., PŘÍHODA, M., BURDA, J.: Teoretický rozbor možností optimalizace intenzity sekundárního chlazení na ZPO č.2. Výzkumná zpráva SOD , Fakulta metalurgie a materiálového inženýrství, VŠB-TU Ostrava, Ostrava: [22] JONŠTA, Z., BŮŽEK, Z., MAZANEC, K.: Strukturní a metalurgická podstata vzniku příčných trhlin u plynule odlévaných ocelí. Hutnické listy, vol. LIV, no. 7/8, 1999, pp [23] MIŠIČKO, R.: Krehnutie bramových kontiodliatkov a jeho štruktúrne prejavy. Zborník 7. Mezinárodnej vedecko-technickej konferencie. Herľany, 2008, s [24] KAVIČKA, F. a kol.: Morfologie a heterogenita příčné trhliny v plynule lité ocelové bramě. Hutnické listy, vol. XLIX, no. 6-7, 2001, pp [25] PINDOR, L. a kol. Hodnocení závislosti povrchové teploty kontislitků na přítomnost povrchových defektů u válcovaných tyčí. Hutnické listy, č. 4, vol. LXIV, [26] Hammer, R. et al. Stahl und Eisen, Vol. 109, No. 6, 1989, p [27] JECH, J.: Tepelné zpracování ocelí. Metalografická příručka. SNTL, Praha: [28] ARGON, A. S.: Strengthening mechanisms in crystal plasticity. Oxford University Press, New York: Recenze: Ing. Tomáš Kubina, Ph.D. doc. Ing. Rudolf Mišičko, CSc. 38

41 MATERIÁLOVÝ A METALURGICKÝ VÝZKUM s.r.o. Společnost MATERIÁLOVÝ A METALURGICKÝ VÝZKUM s.r.o. zabezpečuje výzkumnou a vývojovou činnost v oboru hutnictví železa. Specializuje se především na materiálové inženýrství, výzkum, vývoj a optimalizace výrobních technologií ocelí a tvářených polotovarů a výrobků, zkoušení materiálových vlastností ocelí a slitin v akreditovaných laboratořích, nové progresivní způsoby tváření a ekologické technologie. Realizuje výzkum a servisní činnost v oblasti chemických analytických metod, provádí autorizovaná měření emisí a imisí a dodává formou na klíč zařízení pro měření emisí a imisí. Společnost má zavedený a udržovaný systém managementu kvality podle standardu ČSN EN ISO Od svého založení před 63-ti lety prošel Výzkumný ústav Vítkovických železáren řadou organizačních změn, modernizací a transformací. V současné době je samostatnou výzkumně - vývojovou privátní organizací a 99 % vlastníkem společnosti jsou TŘINECKÉ ŽELEZÁRNY, a.s. MATERIÁLOVÝ A METALURGICKÝ VÝZKUM s.r.o. je VÝZKUMNOU ORGANIZACÍ, tzn., že splňuje podmínky stanovení platnou českou legislativou a Rámcem Společenství pro státní podporu výzkumu, vývoje a inovací ( 2006/C 323/01). Moderní a dynamická společnost s více než 60letou tradicí nabízí služby v těchto základních oblastech výzkumu a laboratořích, a to v níže uvedených oborech: výzkum výroby, odlévání a tváření ocelí, výzkum procesů v sekundární metalurgii oceli výzkum technologie elektrostruskového přetavování výzkum pokrokových tvářecích technologií a řízených procesů tváření, s využitím univerzálního plastometru SETARAM-VÍTKOVICE, fyzikálního i matematického modelování zkoušení mechanických vlastností, křehkolomových a únavových vlastností v akreditované laboratoři hodnocení konvenčních a nekonvenčních vlastností materiálů zjišťování odolnosti vůči koroznímu praskání ověřování creepových charakteristik ocelí a degradace materiálových vlastností chemické analýzy kovových a oxidických materiálů z produkce železa a jeho slitin v akreditované laboratoři Pohraniční 693/31, Ostrava, Česká republika kontakt: Ing. Jaroslav Pindor, Ph.D, tel.: , fax.: jaroslav.pindor@mmvyzkum.cz

42 Materiálové inženýrství Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Material Engineering ISSN Příprava ultrajemnozrnných ocelí metodou STTAD Treatment of Ultra Fine grained Steels Using the STTAD Method Ing. Miroslav Olszar, Ing. Martin Olszar, TŘINECKÉ ŽELEZÁRNY, a.s., Třinec Staré Město Principem tohoto procesu je střihovou transformací a plastickou deformací v návaznosti na temperování dosáhnout zjemnění zrna. Výsledkem těchto operací jsou ultrajemnozrnné (UFG) oceli, které dosahují vyšší pevnosti při dobré tvařitelnosti. Struktura je tvořena popuštěným martenzitem o velikosti zrna několika mikrometrů, případně stovek nanometrů a ultrajemnozrnným cementitem. Experimentálním ověřením procesu STTAD bylo zjištěno, že uvedeným způsobem lze zvyšovat kvalitativní vlastnosti ocelí a patří mezi metody SPD. Uvedené mechanické vlastnosti prokazují, že takto zpracovaný drát s obsahem uhlíku 0,085 0,136 hm % odpovídá pružinovému drátu dle ČSN EN 10270, který se vyrábí z válcovaného drátu o obsahu uhlíku nad 0,7 hm %. Další rozvoj uvedeného způsobu je ve využití indukčních ohřevů, které významně zkracují doby tepelných zpracování, což dovolí další zvýšení kvalitativních vlastností ocelí a umožní uvedený způsob zpracování realizovat jako kontinuální proces. The principle of the process consists in achievement of grain refinement through shearing transformation and plastic deformation in succession on tempering. The result of those operations is obtaining of ultra fine grain (UFG) steels, which reach higher tensile strength accompanied with good formability. Structure is composed of tempered martensite with grain size of several micrometers or hundreds of nanometers and ultra fine grains of cementite. The experimental verification of the STTAD process showed that the described method could be applied to improve the qualitative properties of steel, and that it could be classified as an SPD method. The specified mechanical properties prove that the wire with wt.% carbon content processed in this way corresponds to spring wires according to EN 10270, which are made from rods with over 0.7 wt.% carbon content. The described method can be further developed using induction heating significantly reducing the heat treatment times, which will enable additional improvement of qualitative properties of steel and make it possible to perform the processing as continuous process. If magnetic and electrical fields are used in the processing then the STTAD method forms a basis for development of research of steel with hyperstructure. 1. Úvod Podstata tvorby tohoto technologického postupu v rámci extrémní plastické deformace (SPD) spočívá v tom, že vznik dislokačního zpevnění způsobeného dislokační substrukturou se subzrny vede ke zjemnění zrn, které je stejné ať vznikne plastickou deformací nebo střihovou přeměnou. Využití tohoto efektu umožňuje efektivně zvýšit ekvivalentní deformaci a tím zintenzivnit tento proces. Samotné tepelné zpracování umožňuje nastartovat a stabilizovat zjemnění zrna. Pro navržený SPD proces je možno stanovit obecná pravidla, která umožňují ve svém důsledku stanovit a měnit technologický tok tak, aby bylo možno dosáhnout optimálních výsledků při vyšších parametrech zpracované oceli. Optimalizace vstupních parametrů po střihové transformaci před následnou deformací hraje rozhodující roli pro stanovení výrobního postupu této metody. Vyšší pevnost vzhledem k nižší plasticitě ne vždy zabezpečí nejvyšší mechanické hodnoty. Rovněž výsledné vlastnosti značně ovlivňuje jak dílčí úběr mezi jednotlivými tepelnými zpracováními, včetně nastavení jeho parametrů (teplota, čas apod.) a celkovým úběrem plastické deformace v závislosti na vstupních parametrech výchozího materiálu [1]. Rovněž je nutno přihlédnout k typu střihové transformace (martenzit, bainit a tvrdý bainit). Optimální volbu parametrů 40 střihové transformace ovlivňují chemická složení, teplota a doba ohřevu, chladicí médium a typ transformace. Optimalizace plastické deformace závisí především na způsobu tváření za studena. U těchto procesů se využívá hlavně tažení, vlečné válcování, (tažení místo průvlaku přes válce) nebo smykové válcování (materiál je opásán kolem obou válců ve tvaru písmene S). Samotná volba velikosti jednotlivých úběrů v průběhu zpracování a především celkový úběr zásadně rozhoduje o finálních kvalitativních i kvantitativních vlastnostech zpracované oceli. Volba technologického postupu se určuje dle mechanických vlastností výchozího materiálu. Dle současných poznatků se nedoporučuje, aby teplota temperování byla vyšší než teplota začátku rekrystalizace pro danou značku oceli. Teplota a čas se volí podle již dosažené velikosti zrna v předchozí operaci. Obecný technologický postup u metody STTAD je možno popsat tímto schématem: Deformace střihová transformace (deformace + temperování) x n deformace, kde n je počet opakování. V některých případech je možno vynechat nebo měnit deformaci válcovaného materiálu před střihovou

43 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN transformací nebo vynechat poslední deformaci. Změny parametrů jednotlivých kroků je nutno optimalizovat pomocí prováděných zkoušek na mechanické vlastnosti v závislosti na výsledných vlastnostech ocelí. Název metody STTAD je odvozen z počátečních písmen jednotlivých operací, ze kterých se technologický proces skládá (střihová transformace, temperování a deformace). Pod pojmem střihová transformace jsou chápány přeměny martenzitická, bainitická příp. superbainitická, kdy se jedná o tvrdý (pevný) bainit, ve kterém feritické zrno neobsahuje cementit a uhlík je v něm vázán pouze na dislokace [2]. Tab. 3 Mechanické vlastnosti C15C Tab. 3 Mechanical properties of C15C Materiálové inženýrství Material Engineering ø [mm] Ekv. deformace Rm [MPa] A 5 [%] Z [%] 20, ,1 39,2 14,44 1, ,2 44,6 10,02 2, ,0 38,7 9,14 3, ,3 38,2 8,37 3, ,7 54,4 2. Materiál a popis experimentu Vstupní surovinou byly válcované dráty o průměru 20 mm, značek ocelí C10C a C15C s chemickým složením uvedeným v tab. 1. Tab. 1 Chemické složení [hm %] Tab. 1 Chemical composition [wt %] Značka C Mn Si P C10C 0,085 0,35 0,058 0,009 C15C 0,136 0,39 0,084 0,013 Značka S Cu Cr Ni C10C 0,013 0,03 0,06 0,06 C15C 0,004 0,08 0,06 0,03 Použité materiály byly zakalené do vody z kalicí teploty u jakosti C10C 950 C a u jakosti C15C 1000 C. Následně byly dráty tvářeny za studena po jednotlivých krocích na průměry, které jsou uvedeny v tab. 2 a tab. 3. Po každém kroku byl materiál kompenzován při teplotě 200 C. 3. Dosažené výsledky a jejich analýza Obr. 1 Fig. 1 Závislost pevnosti a kontrakce na ekvivalentní deformaci pro C10C Dependence of tensile strength and contraction on equivalent strain for C10C Zpracované vzorky obou značek ocelí metodou STTAD byly hodnoceny tahovými zkouškami a výsledky mechanických hodnot včetně průměru drátu a ekvivalentní deformace pro jednotlivé kroky jsou uvedené v tab. 2 pro C10C a tab. 3 pro C15C. Závislosti pevnosti a kontrakce na velikosti ekvivalentní deformace jsou znázorněny pro obě značky jakosti na obr. 1 a 2. Tab. 2 Mechanické vlastnosti C10C Tab. 2 Mechanical properties of C10C ø [mm] Ekv. deformace Rm [MPa] A 5 [%] Z [%] 19, ,7 66,4 13,375 1, ,1 60,9 9,156 3, ,3 60,7 6,228 4, ,6 47,1 5,635 5, ,9 36,2 Obr. 2 Závislost pevnosti a kontrakce na ekvivalentní deformaci pro C15C Fig. 2 Dependence of tensile strength and contraction on equivalent strain for C15C Z uvedených výsledků je patrné, že čím větší výchozí mez pevnosti, tím je možno dosáhnout vyšší finální pevnosti. Materiál o větší výchozí hodnotě kontrakce lze definovat větší ekvivalentní deformací. Pro zhodnocení dosavadní práce je vhodné porovnat mechanické vlastnosti pro jednotlivé kroky metody STTAD obou značek ocelí s požadovanými parametry jednotlivých stupňů pružinových drátů dle ČSN EN 10270, které jsou pro srovnatelné průměry uvedené v tab

44 Materiálové inženýrství Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Material Engineering ISSN Tab. 4 Mechanické vlastnosti pružinových drátů dle ČSN EN Tab. 4 Mechanical properties of spring wires according to ČSN EN DM [MPa] SM [MPa] ø [mm] SL [MPa] SM [MPA] , , DH Z [MPa] [%] Z porovnání hodnot z tabulek číslo 2, 3, 4 plyne, že pro značku C10C oceli o průměrech 9,14 a 6,228 mm splňují podmínky pružinových drátů stupně SL a průměr 5,635 mm stupně SM a DM. U značky oceli C15C průměru drátu 14,44 mm dosahuje stupně SM a DM a ostatní průměry 10,02; 9,14 a 8,37 mm splňují nejvyšší stupeň, tj. SH a DH. Uvedené porovnání prokazuje, že drát zpracovaný metodou STTAD s obsahem uhlíku 0,085 0,136 hm. % dosahuje finálních parametrů pružinových drátů dle ČSN EN 10270, kdy pro stejné vlastnosti při běžném tažení je nutno použít oceli s uhlíkem nad 0,7 hm. %. 4. Závěr Experimentálním ověřením procesu STTAD bylo zjištěno, že uvedeným způsobem lze zvyšovat kvalitativní vlastnosti oceli a patří mezi metody SPD. Rovněž metoda STTAD je efektivnější než proces STRAD [3], protože dosahuje vyšších hodnot meze pevnosti. U metody STTAD bylo dosaženo pouze pevnosti v rozmezí 889 až 1038 MPa pro stejné značky oceli. Avšak spojení obou uvedených metod poskytuje další rozvoj technologických procesů, které dovolí zvýšení kvalitativních vlastností oceli. Literatura [1] LIŠKOVÁ, J., TITTEL, V., ZELENAY M. The effect of wire rods quality on mechanical properties of drawn wires. Annals of DAAAM and Proceedings of DAAAM Symposium. V. 19, No. 1. Annals of DAAAM for 2008 & Proceedings of the 19th International DAAAM Symposium Intelligent Manufacturing & Automation: Focus on Next Generation of Intelligent Systems and Solutions", 22-25th October 2008, Trnava, Slovakia. DAAAM International Vienna, 2008, s [2] BHADESHIA H.K.D.H., Bulk nanocrystalline steel. Ironmaking and steelmaking, [3] OLSZAR, M., OLSZAR, M., KOŇAŘÍK, P., HERMANN, R. Příprava ultrajemnozrnných ocelí metodou STRAD. Sborník konference COMAT 2010, listopad Recenze: prof. Ing. Zdeněk Jonšta, CSc. prof. Ing. Eva Mazancová, CSc. Moravské pružiny se prosadily v Jižní Koreji euro.cz, dav Hanácké železárny a pérovny ze skupiny Moravia Steel získaly prestižní zakázku na asijském trhu. Společnosti Hyundai Rotem během dvou let prodají vysoce sofistikované vinuté pružiny určené pro vlaky jihokorejských drah. Tento obchod v hodnotě několika desítek milionů korun řadí prostějovská firma mezi nejprestižnější zakázky v segmentu výroby lokomotiv. V současné době jednáme o dalším kontraktu pro tuto korejskou společnost. Opět se jedná o dodávky na lokomotivy, ale tentokrát pro konečného zákazníka z Turecka, uvedl ředitel firmy Petr Vaněk. Podnik prodává do Asie pružiny prostřednictvím svých evropských partnerů již přes deset let. V současnosti směřuje na export téměř veškerá produkce péroven, přičemž stále více se firmě daří mimo Evropu. Pružiny z Prostějova najdeme třeba v příměstských vlacích amerického Bostonu, v Bombardieru v Austrálii nebo v ruském metru. Pro hodnotu firmy z hlediska prestiže, významu a reference je nutné se zmínit o dodávkách pružin rychlovlakům TGV, které dosáhly světového rychlostního rekordu 574 km/h na podvozcích odpružených našimi pružinami, dodal Vaněk. Hanácké železárny a pérovny v současnosti zaměstnávají 280 lidí. Tržby firmy v roce 2010 dosáhly 535 mil. Kč a výhled na rok 2011 počítá s nárůstem o 30 %. SB 42

45 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN Koroze Corrosion koroze Vliv stupně protváření na korozní odolnost austenitických ocelí při válcování speciálních profilů Effect of the Forming Grade on Corrosion Resistance of Austenitic Steels during Rolling of Special Sections Ing. Richard Baron, Ing. Vojtěch Faja, Ing. Otakar Blahož, VÚHŽ a.s., Dobrá Článek popisuje provozní experiment válcování nestabilizované korozivzdorné austenitické oceli s různou velikostí deformace na válcovně speciálních profilů VÚHŽ a její následné zkoušení na náchylnost ke vzniku mezikrystalové koroze. Ocel se často uplatňuje v chemickém, textilním, strojírenském a potravinářském průmyslu, v poslední době bylo také zaznamenáno několik poptávek na speciální profily. Zásadní vliv na mezikrystalovou korozi austenitických ocelí má zejména obsah uhlíku a rychlost ochlazování po tepelném zpracování. U speciálních profilů může být rychlost ochlazování po průřezu různá, protože speciální profily mají v příčných řezech různé rozměry, což může vést k ovlivnění korozních vlastností konečného produktu. Pro testování byly odebrány vzorky z válcovaného materiálu s různými stupni deformace. Každému stupni deformace odpovídala jiná rychlost ochlazování. Zkoušení probíhalo v korozní laboratoři VÚHŽ, kde byly vzorky podrobeny 20 hodinové expozici za varu v 16 % roztoku kyseliny sírové se síranem měďnatým, dále byla provedena ohybová zkouška s úhlem ohybu větším než 90 a vizuální a metalografické hodnocení. Napadení mezikrystalovou korozí bylo zaznamenáno pouze u provalku, jenž byl podroben relativně nízké deformaci, měl tedy po průřezu větší objem kovu a pomaleji chladl. This article deals with experiment of hot rolling of non-stabilised stainless austenitic steel grade with various levels of deformation at the special section rolling mill VÚHŽ, and subsequent evaluation of its intergranular corrosion resistance. Susceptibility of stainless steels to intergranular corrosion is related mainly to forming of new phases on grain boundaries of solid solution, especially carbidic and nitridic precipitation during specific heat treatment between C. Corrosion resistance is not usually specified in the customers orders ant it is not obvious, how the special sections will be further processed. Standard procedure is a solution treatment, which can be rather problematic due to large dimensions of the product. Nevertheless, heat treatment can significantly affect final corrosion resistance or other material properties. Experimental rolling of the steel was realized on the 5555W special section rolls, which are used also for rolling of austenitic steel grade The steel grade is exploited mainly in chemical, textile and food industries, that s why the experiment was focused on verification of corrosion properties after hot rolling. Content of carbon and cooling rate after heat treatment have significant effect on intergranular corrosion of austenitic steels. Differences in cooling rates in special sections may exist due to irregular shapes and dimensions in sectional areas, which can affect corrosion properties of final product. Samples for testing were prepared from material with various levels of deformation (55%, 75%, 85%). Each level of deformation corresponded to different cooling rate. Measurements took place in the corrosion laboratory in VÚHŽ in accordance with ČSN EN ISO , method A. The experiment consisted of 20 hours of boiling of samples in 16% solution of sulphuric acid and copper sulphate, followed by bending tests with an angle greater than 90. The last process was visual and metallurgical evaluation. Intergranular corrosion attack was observed only on material with low degree of deformation due to its relatively large volume and accordant to its low cooling rate. It may be concluded, that cooling rate is the significant factor influencing resistance to intergranular corrosion, level of deformation was used rather as a quantifier of this effect, because it is difficult to evaluate cooling rate of special sections. 43

46 Koroze Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Corrosion ISSN Úvod Na válcovně speciálních profilů VÚHŽ vzrůstá množství poptávek na oceli, které mají ve finálním stavu vykazovat dobrou odolnost proti korozi. Odolnost proti korozi nebývá v objednávkách specifikována a není zřejmé, jak mají být vyválcované profily dále zpracovávány. Standardně bývá provedeno rozpouštěcí žíhání, jehož provedení může být ale v některých případech problematické zejména z důvodu velkých rozměrů či délek. Tváření za tepla může výrazně ovlivnit finální korozní odolnost a ostatní vlastnosti materiálu, a to ve dvou směrech. Během tváření může dojít k nepatrným změnám v chemickém složení zejména na povrchu profilu (např. nauhličení a oduhličení, ochuzení povrchu o chrom apod.), a také se během tváření mění struktura oceli. Výrobní sortiment válcovny speciálních profilů VÚHŽ se skládá hlavně z běžných konstrukčních ocelí a zkušební válcování korozivzdorných oceli se ve větší míře provádí až v poslední době. Korozivzdorné oceli se porovnávají s konstrukčními ocelemi zejména z hlediska šíření, tlaků, kroutících momentů apod. [1]. Vliv tváření za tepla na korozní odolnost austenitických ocelí se doposud nesledoval. K získu prvních informací byl proveden základní test mezikrystalové koroze. 2. Mezikrystalová koroze Náchylnost korozivzdorných ocelí k vzniku mezikrystalové koroze souvisí se vznikem nových fází na hranicích zrn tuhého roztoku, hlavně karbidických a nitridických precipitátů při určitém tepelném ovlivnění, zejména při působení teplot mezi C [2]. Tento jev je dle teorie ochuzení definován jako snížení obsahu chromu v okolí vylučujících se karbidů a nitridů chromu, tj. ochuzením hranic zrn o chrom, jedná se o tzv. zcitlivění. Vlivem toho klesá obsah Cr v povrchové vrstvě zrna tak, že tato vrstva přestává být schopna pasivace a podléhá rychle korozi [3]. V diagramu teplota čas je tato kritická oblast vymezena teplotním intervalem a dobou setrvání materiálu v tomto intervalu, tzv. C-křivkou. Odolnost materiálu vyjadřuje poloha C- křivky, je-li doba do zcitlivění při kritické teplotě řádově v sekundách či minutách, pak je materiál zcela nevhodný. Úpravou jeho složení lze tuto dobu prodlužovat na více než stovky hodin. Na polohu C-křivky má vliv obsah uhlíku - čím je uhlíku v oceli méně, tím více je křivka posunuta doprava a materiál je odolnější [4]. Pro ilustraci jsou na obr. 1 [5] zachyceny C-křivky pro ocel s 18 % Cr a 10 % Ni, tedy pro materiál podobný oceli Dále projev mezikrystalové koroze závisí na rychlosti ochlazování, čím je vyšší rychlost ochlazování, tím menší je riziko vzniku mezikrystalové koroze (schématicky na obr. 2). Obr. 1 Vliv obsahu uhlíku na velikost a tvar C-křivek vymezujících oblast vzniku mezikrystalové koroze Fig. 1 Effect of carbon content on the size and shape of C-curves defining the area of intergranular corrosion Obr. 2 Vliv stupně deformace při válcování speciálních profilů na možnost vzniku mezikrystalové koroze Fig. 2 Effect of level of deformation during hot rolling on possibility of occurrence of intergranular corrosion Po válcování speciálních profilových tyčí dochází k různé rychlosti ochlazování z důvodu výrazně odlišných rozměrů po průřezu. Zde tedy hrozí, že část profilu s větším objemem kovu bude svými parametry ochlazování zasahovat do oblasti C křivek. Příklady průřezů profilů z válcovny speciálních profilů VÚHŽ jsou uvedeny v obr. 3. Obr. 3 Příčné řezy profilových tyčí s nesymetricky deformovanými částmi Fig. 3 Cross sections of the rolled shaped rods with asymmetrically deformed parts Projevy mezikrystalové koroze lze eliminovat stabilizací. Stabilizované austenitické oceli jsou před odlitím legovány v rafinační pánvi silně karbidotvornými a nitridotvornými prvky, jmenovitě titanem, niobem, nebo oběma prvky. Množství titanu nebo niobu se určuje s rezervou podle poměru jejich atomové hmotnosti ke hmotnosti uhlíku, např. množství Ti = 5x(C-0,03), Nb = 10x(C-0,03) [6]. Ne vždy je však vhodné stabilizovanou austenitickou ocel použít, např. v souvislosti se svařováním se může objevit tzv. nožová koroze. 44

47 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV ISSN Materiál Korozivzdorná austenitická chromniklmolybdenová nestabilizovaná svařitelná ocel jakosti (dle EN X2CrNiMo , AISI 316L, ČSN ) [7] se používá k výrobě tlakových nádob v chemickém, farmaceutickém, textilním a potravinářském průmyslu, kde se vyžaduje odolnost proti neoxidujícím kyselinám. Zvláště odolná je proti důlkové korozi v přítomnosti chloridů. Méně vhodná je pak pro kyselinu dusičnou a její výpary. U této oceli je rozhodující odolnost proti mezikrystalové korozi v agresivním prostředí do 400 C. Korozní odolnosti napomáhá velmi nízký obsah uhlíku max. 0,03 %. Dále je ocel citlivá na nauhličení během výroby produktu. Chemické složení zkoušené oceli je uvedeno v Tab. 1. Tab. 1 Chemické složení oceli Tab. 1 Chemical composition of steel grade Prvek C Si Mn P S Cr Mo Ni hm. % 0,025 0,36 1,8 0,04 0,02 16,7 2,0 10,1 4. Provozní experiment Zkouška válcování oceli byla provedena na válcích pro profil 5555W, který se válcuje rovněž z austenitické oceli, konkrétně z Teplota v peci byla nastavena na 1200 C. U ohřátých sochorů nedošlo k ostřiku okují. Pro průchod ostřikem je podmíněna minimální délka sochoru 1 metr, vzorky byly naděleny na cca 0,85 m. Profil 5555W se válcuje z kulatiny o průměru 53,4 mm devíti průchody, vstup oceli byl o průměru 55 mm. Pro potřeby korozní zkoušky byly vybrány tři průchody (konkrétně průchod č. 4., 5. a 7.) s různým stupněm deformace, měřena byla také teplota. Velikosti deformace a doválcovací teploty u sledovaných tyčí po jednotlivých průchodech jsou uvedeny v Tab. 2. Tab. 2 Velikost deformace a doválcovací teplota po jednotlivých průchodech Tab. 2 Values of deformation and finish-rolling temperature after individual passes Číslo průchodu Velikost deformace 55% 75% 85% Doválcovací teplota 1068 C 1027 C 1046 C Přibližné tvary provalků ve 4., 5. a 7. průchodu jsou na obr. 4. Koroze Corrosion korozní zkoušky provedené s ohledem na přednostní napadení hranic zrn. Zkoušky probíhaly dle ČSN EN ISO , metoda A v následujícím rozsahu: Odebrány vzorky ze středů vyválcovaných profilů (celkem 3 x 3 ks o rozměrech 80 x 20 x 4 mm). Expozice tří variant zkušebních vzorků (celkem 3 x 2 ks o rozměrech 80 x 20 x 4 mm) v roztoku 16 % kyseliny sírové se síranem měďnatým, doba expozice 20 h za varu. Vzorky byly exponovány v dodaném stavu. Ohybová zkouška, s úhlem ohybu >90 a průměrem trnu 8 mm. Vizuální hodnocení výskytu trhlin po zkoušce ohybem při zvětšení 20 x. Metalografické hodnocení 1 exponovaného vzorku z každé varianty zpracování na příčném řezu rovnoběžném s krátkou hranou vzorku (zv x). 5. Výsledky Výsledky hodnocení vzorků z legované oceli jakosti po zkoušce mezikrystalové koroze jsou uvedeny v Tab. 3. Ve zkušebním roztoku bylo exponováno 6 vzorků, číslo vzorku značí číslo průchodu. Tab. 3 Hodnocení vzorků po zkoušce mezikrystalové koroze Tab. 3 Evaluation of samples after test of intergranular corrosion Vizuální Expozice ve hodnocení Metalografické Vzorek zkušebním po ohybové hodnocení roztoku zkoušce Bez výskytu 4.a Bez expozice - 4.b 4.c trhlin Přítomnost četných trhlin 5.a Bez 20 h výskytu 5.b trhlin 7.a Bez výskytu 7.b trhlin Mezikrystalová koroze Bez projevů mezikrystal. koroze Bez projevů mezikrystal. koroze Mezikrystalová koroze se objevila pouze u exponovaných vzorků po čtvrtém průchodu, tedy u vzorků s nejmenším stupněm deformace. Docházelo také k samovolnému vydrolování materiálu. Některé ze zkoušených vzorků ukazuje obr. 5. Obr. 4 Tvar provalku po jednotlivých průchodech Fig. 4 Rolled product cross section after individual passes Po vyválcování tyčí byly odebrány vzorky a byly předány do korozní laboratoře VÚHŽ k testování náchylnosti na mezikrystalovou korozi, což označuje 45 Obr. 5 Vzorky po zkoušce na mezikrystalovou korozi (vzorek 4.a referenční, další vzorky exponované) Fig. 5 Samples after test of intergranular corrosion (4.a reference sample, more samples were exposed)

48 Koroze Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Corrosion ISSN Na obr. 6. je dokumentována struktura vzorku 4.b, který vykazuje intenzivní mezikrystalové napadení po expozici ve zkušebním roztoku doprovázené vypadáváním zrn a šířením trhlin paralelních s povrchem. Obr. 6 Intenzivní mezikrystalové napadení u vzorku 4.b, vlevo zvětšeno 50x, vpravo 200x, neleptaný stav Fig. 6 Intensive intergranular attack in the sample 4.b, magn. 50x (left), 200x (right), non-etched condition Na obr. 7. jsou pro porovnání zobrazeny vzorky, u nichž se napadení mezikrystalovou korozí neprojevilo. deformaci 55 % nebo méně, naopak při deformaci 75 % nebo více se mezikrystalová koroze neprojevila. To je způsobeno tím, že méně deformovaný kus má větší průřez, pomaleji chladne a prochází přes oblast vzniku mezikrystalové koroze. Hlavní vliv na korozní odolnost má tedy rychlost ochlazování, velikost deformace slouží spíše ke kvantifikaci jevu, protože je u speciálních profilů relativně obtížné rychlost ochlazování stanovit. V návaznosti na experiment s ocelí byl za obdobných podmínek proveden také jednoduchý test na korozní odolnost u profilu s nízkým stupněm deformace u stabilizované oceli , kde ale podle očekávání nebyla mezikrystalová koroze zaznamenána. Na výše uvedené výsledky bude nutné brát do budoucna zřetel. Autoři děkují paní Ing. Marii Kursové a panu Ing. Stanislavu Závodnému za odborné konzultace ohledně korozních vlastností. Literatura [1] BARON, R., FABIK, R., Deformation behaviour of sections from X15CrNiSi20-12 heat resisting steel in rolling of special sections, Metal, 2011, Brno [2] ČSN EN ISO : Stanovení odolnosti korozivzdorných ocelí vůči mezikrystalové korozi Část 2: Feritické, austenitické a feriticko- austenitické (dvoufázové oceli Korozní zkouška v prostředí obsahující kyselinu sírovou, 1999, Praha, s. 6-7 [3] ČÍHAL, V., Mezikrystalová koroze ocelí a slitin, Praha, SNTL Nakladatelství technické literatury, 1984, str , Obr. 7 Struktura bez mezikrystalového napadení, vlevo vzorek 5.a, vpravo 7.a, zvětšeno 50x, leptaný stav Fig. 7 Structure without intergranular attack, sample 5.a (left), sample 7.a (right), magn. 50x, etched condition 6. Závěr Provozní experiment potvrdil, že u nestabilizované austenitické oceli je na válcovně VÚHŽ během výroby možné ovlivnit finální korozní vlastnosti. U profilu 5555W lze konstatovat, že se intenzivní napadení mezikrystalovou korozí projevilo při [4] PARVATHAVARTHINI, N., DAYAL, R.K., Influence of chemical composition, prior deformation and prolonged thermal aging on the sensitization characteristics of austenitic stainless steels, Journal of Nuclear Materials, Volume 305, Issues 2-3, October 2002, pp [5] NOVÁK, P., a kolektiv, Mezikrystalová koroze, Korozní inženýrství, 2002, < korozni_inzenyrstvi_se/koroze/d_mezikr.htm> [6] BARTÁK, J., KUDĚLKA, V., PILOUS, V., TREJTNAR, J.: Svařování kovů v praxi, část 5., díl 2, kap , Praha, Dasshofer, 2008, str. 2, ISSN: [7] STANĚK, B., SCHOLZ, O., TLUSTÁ, D., a kolektiv, Oceli Výrobní program, Hutnictví železa, díl 2, svazek 3, 1980, s Recenze: prof. Ing. Vladimír Číhal, DrSc. doc. Ing. Stanislav Lasek, Ph.D. 46

49 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Zprávy HŽ, a.s. hutní výroba v ČR a SR Porovnání měsíčních a postupných hutních výrob roku 2011 s rokem 2010 KOKS Výroba *) Výroba Index Výroba Index Výroba Index červen červec leden-červec červen červec leden-červec / / /10 tis.t tis.t % tis.t % tis.t % CELKEM 282,77 303, ,21 266,94 105,93 278,59 108, ,05 107,28 z toho (HŽ) ČR 150,29 168, ,58 130,75 114,95 138,03 122,18 901,06 118,26 (HŽ) SR 132,48 134,88 941,63 136,19 97,27 140,56 95,96 969,99 97,08 AGLOMERÁT CELKEM 705,43 692, ,30 549,57 128,36 560,07 123, ,98 110,74 z toho ČR 452,43 475, ,90 392,47 115,28 391,17 121, ,18 107,22 SR 253,00 216, ,40 157,10 161,04 168,90 128, ,80 117,95 SUROVÉ ŽELEZO CELKEM 647,22 636, ,58 656,35 98,61 534,14 119, ,84 100,37 z toho ČR 356,88 357, ,26 341,80 104,41 320,00 111, ,92 104,96 SR 290,34 278, ,32 314,55 92,30 214,14 130, ,93 95,30 SUROVÁ OCEL CELKEM 846,25 832, ,04 858,00 98,63 666,33 124, ,78 102,00 z toho ČR 480,36 485, ,83 463,86 103,56 393,58 123, ,44 107,78 SR 365,89 347, ,21 394,15 92,83 272,75 127, ,34 95,33 KONTISLITKY CELKEM 793,72 784, ,36 811,19 97,85 622,74 125, ,63 101,34 z toho ČR 428,88 438, ,50 418,05 102,59 350,99 124, ,29 107,13 SR 364,84 346, ,86 393,15 92,80 271,75 127, ,34 95,30 BLOKOVNY CELKEM 50,38 52,37 351,91 52,21 96,50 45,00 116,36 348,43 101,00 z toho ČR 50,38 52,37 351,91 52,21 96,50 45,00 116,36 348,43 101,00 SR 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 VÁLCOVANÝ MATERIÁL CELKEM 735,89 727, ,19 742,15 99,16 660,87 110, ,08 96,30 z toho ČR 433,78 417, ,76 426,93 101,61 387,41 107, ,47 102,23 SR 302,10 310, ,43 315,22 95,84 273,46 113, ,61 89,06 TRUBKY CELKEM 69,16 64,69 466,81 65,87 105,00 56,78 113,93 430,06 108,54 z toho ČR 46,53 43,55 323,56 45,95 101,26 36,14 120,51 291,54 110,98 SR 22,63 21,14 143,25 19,92 113,63 20,65 102,41 138,52 103,42 TAŽENÁ, LOUPANÁ, BROUŠENÁ OCEL CELKEM= (HŽ)ČR 15,05 10,17 91,69 12,29 122,48 10,09 100,79 77,32 118,58 STUDENÁ PÁSKA KLASICKÁ CELKEM= (HŽ)ČR 3,18 2,73 21,88 2,86 111,15 2,31 118,31 16,90 129,48 POZNÁMKA: *) Za poslední měsíc jsou údaje předběžné Zpracoval: Hutnictví železa, a.s. - ing. Vala 47

50 Zprávy HŽ, a.s. Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Porovnání měsíčních a postupných hutních výrob roku 2011 s rokem 2010 KOKS Výroba *) Výroba Index Výroba Index Výroba Index červenec srpen leden-srpen červenec srpen leden-srpen / / /10 tis.t tis.t % tis.t % tis.t % CELKEM 303,53 298, ,21 278,59 108,95 274,20 108, ,26 107,46 z toho (HŽ) ČR 168,65 160, ,44 138,03 122,18 133,85 120, ,91 118,51 (HŽ) SR 134,88 137, ,77 140,56 95,96 140,36 97, ,35 97,16 AGLOMERÁT CELKEM 692,40 704, ,89 560,07 123,63 572,16 123, ,14 112,26 z toho ČR 475,50 461, ,39 391,17 121,56 383,76 120, ,94 108,82 SR 216,90 243, ,50 168,90 128,42 188,40 129, ,20 119,31 SUROVÉ ŽELEZO CELKEM 636,22 629, ,64 534,14 119,11 598,97 105, ,81 100,92 z toho ČR 357,46 357, ,84 320,00 111,71 315,51 113, ,42 105,95 SR 278,76 271, ,80 214,14 130,18 283,46 95, ,39 95,35 SUROVÁ OCEL CELKEM 830,94 814, ,31 666,33 124,70 736,90 110, ,69 102,94 z toho ČR 483,59 474, ,87 393,58 122,87 389,66 121, ,10 109,30 SR 347,35 340, ,43 272,75 127,35 347,24 97, ,58 95,63 KONTISLITKY CELKEM 784,52 772, ,14 622,74 125,98 692,71 111, ,34 102,48 z toho ČR 438,22 433, ,11 350,99 124,85 346,47 125, ,76 109,11 SR 346,30 339, ,03 271,75 127,43 346,24 97, ,58 95,60 BLOKOVNY CELKEM 52,37 51,50 403,41 45,00 116,36 48,88 105,36 397,31 101,54 z toho ČR 52,37 51,50 403,41 45,00 116,36 48,88 105,36 397,31 101,54 SR 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 VÁLCOVANÝ MATERIÁL CELKEM 725,96 713, ,99 660,87 109,85 712,71 100, ,79 96,71 z toho ČR 415,88 407, ,12 387,41 107,35 395,14 103, ,61 102,30 SR 310,09 305, ,88 273,46 113,39 317,57 96, ,17 89,87 TRUBKY CELKEM 64,65 62,13 528,89 56,78 113,85 57,93 107,25 487,99 108,38 z toho (HŽ) ČR 43,51 42,21 365,72 36,14 120,39 38,95 108,37 330,49 110,66 (HŽ) SR 21,14 19,92 163,17 20,65 102,41 18,98 104,95 157,50 103,60 TAŽENÁ, LOUPANÁ, BROUŠENÁ OCEL CELKEM= (HŽ)ČR 10,09 10,62 102,23 10,09 100,02 8,38 126,73 85,70 119,29 STUDENÁ PÁSKA KLASICKÁ CELKEM= (HŽ)ČR 2,73 2,13 24,01 2,31 118,31 1,89 112,83 18,79 127,81 POZNÁMKA: *) Za poslední měsíc jsou údaje předběžné Zpracoval: Hutnictví železa, a.s. - ing. Vala 48

51 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Zprávy HŽ, a.s. Porovnání měsíčních a postupných hutních výrob roku 2011 s rokem 2010 KOKS Výroba *) Výroba Index Výroba Index Výroba Index srpen září leden-září srpen září leden-září / / /10 tis.t tis.t % tis.t % tis.t % CELKEM 298,00 274, ,69 274,20 108,68 262,13 104, ,39 107,16 z toho (HŽ) ČR 160,86 144, ,79 133,85 120,18 125,53 114, ,44 118,13 (HŽ) SR 137,14 130, ,90 140,36 97,71 136,60 95, ,94 96,95 AGLOMERÁT CELKEM 704,59 714, ,67 572,16 123,15 576,32 124, ,46 113,56 z toho ČR 461,49 454, ,03 383,76 120,25 382,02 119, ,96 109,92 SR 243,10 260, ,64 188,40 129,03 194,30 133, ,50 120,95 SUROVÉ ŽELEZO CELKEM 629,06 614, ,03 598,97 105,02 678,34 90, ,15 99,70 z toho ČR 357,59 335, ,69 315,51 113,34 337,65 99, ,07 105,22 SR 271,47 278, ,34 283,46 95,77 340,69 81, ,08 93,68 SUROVÁ OCEL CELKEM 814,95 804, ,69 736,90 110,59 856,73 93, ,41 101,89 z toho ČR 474,72 458, ,25 389,66 121,83 431,25 106, ,35 108,97 SR 340,23 346, ,44 347,24 97,98 425,48 81, ,06 93,88 KONTISLITKY CELKEM 772,78 755, ,22 692,71 111,56 809,97 93, ,31 101,41 z toho ČR 433,60 410, ,23 346,47 125,15 385,49 106, ,25 108,82 SR 339,18 344, ,99 346,24 97,96 424,48 81, ,06 93,85 BLOKOVNY CELKEM 51,50 49,52 452,93 48,88 105,36 50,38 98,30 447,69 101,17 z toho ČR 51,50 49,52 452,93 48,88 105,36 50,38 98,30 447,69 101,17 SR 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 VÁLCOVANÝ MATERIÁL CELKEM 713,25 705, ,03 712,71 100,08 843,06 83, ,85 95,16 z toho ČR 407,81 396, ,12 395,14 103,20 468,12 84, ,73 100,19 SR 305,45 309, ,91 317,57 96,18 374,95 82, ,12 88,99 TRUBKY CELKEM 61,84 64,92 593,53 57,93 106,76 66,27 97,97 554,26 107,09 z toho (HŽ) ČR 41,92 44,40 409,83 38,95 107,65 46,35 95,79 376,83 108,76 (HŽ) SR 19,92 20,53 183,70 18,98 104,95 19,92 103,03 177,42 103,54 TAŽENÁ, LOUPANÁ, BROUŠENÁ OCEL CELKEM= (HŽ)ČR 10,62 13,11 115,34 8,38 126,73 12,25 106,99 97,95 117,75 STUDENÁ PÁSKA KLASICKÁ CELKEM= (HŽ)ČR 2,13 2,79 26,80 1,89 112,83 2,40 116,24 21,18 126,50 POZNÁMKA: *) Za poslední měsíc jsou údaje předběžné Zpracoval: Hutnictví železa, a.s. - ing. Vala 49

52 Zprávy z podniků, institucí a řešitelských pracovišť Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV z hospodářské činnosti podniků Automatizace tryskání listů parabolických pružin v upnutém stavu Automation of Production Line for Stress Peening of Leaves for Parabolic Springs Assemblies. Ing. Tomáš Grulich, Hanácké železárny a pérovny, a.s., Prostějov Listové pružiny jsou základním stavebním prvkem podvozků řady užitkových silničních i kolejových vozidel. Moderní konstrukce těchto pružin využívá válcování tloušťky listu ve tvaru teoretické paraboly, která zajišťuje konstantní ohybové napětí po celé délce listu. Parabolický tvar těchto listů dává také tomuto typu pružin jejich nejčastější označení parabolické pružiny. Technologie tryskání listů parabolických pružin v upnutém stavu je jednou z nekonvenčních metod úpravy povrchu, která ve svém důsledku zvyšuje únavovou životnost pružin a tím umožňuje významnou redukci hmotnosti pružiny při zachování jejích únavových charakteristik. Princip technologie tryskání v upnutém stavu není nový. V Hanáckých železárnách a pérovnách, a.s. se používá od roku 1997, ale v minulosti byl vždy spojen s fyzicky náročnou prací operátorů. V rámci projektu Inovace produktu a procesu výroby parabolických pružin, podporovaného Operačním Programem Podnikání a Inovace, se podařilo Hanáckým železárnám a pérovnám, a.s. proces automatizovat tak, že bylo dosaženo více než 100% zvýšení produktivity a úplně byla odstraněna fyzicky náročná práce. Leaf springs are the basic building block for chassis of numerous utility road and rail vehicles. The modern design of these springs uses rolling of thickness of the leave in the shape of theoretical parabola that provides a constant bending stress along the full length of the leave. The parabolic shape of the leave also gives this type of springs most frequently used name of "parabolic springs." Stress peening of leaves of parabolic springs in the clamped state is one of the unconventional methods of surface treatment, which in turn increases the fatigue life of springs, thus allowing a significant reduction in weight, while maintaining spring fatigue characteristics. The principle of stress peening technology in clamped condition is not new. In the metallurgical works Hanácké železárny a pérovny, a.s., it was used since 1997, but in the past it was always associated with physically demanding work of operators. Within the project Innovation of product and process of manufacturing of parabolic springs, supported by the Operational Programme Enterprise and Innovation, the works Hanácké železárny a pérovny, a.s. managed to automate this process and to achieve thus more than 100% of increase in productivity, with complete elimination of difficult physical work. 1. Úvod Potřeba zajištění komfortu cestujících a zabezpečení nákladu při přepravě je spjata s vývojem pružících elementů, zajišťujících tlumení rázů a vibrací, kompenzaci hmotnosti nákladu nebo například stabilizaci vozidla při jízdě. Hanácké železárny a pérovny, a.s. se ve svém podnikatelském programu zaměřují na vývoj, výrobu a prodej pružin, tvářených za tepla, sloužících především pro odpružení užitkových a kolejových vozidel. Jedním z nosných programů je výroba tzv. parabolických pružin. 2. Parabolické pružiny Jedná se o svazky listů, kde tloušťka každého listu je přesně vyválcována do tvaru matematické paraboly, která funguje z pevnostního hlediska jako nosník konstantní pevnosti (příklad drážní parabolické pružiny se zobrazením rozložení napětí, spočtené pomocí MKP simulace je na obr. 1). Při zatížení je tedy hodnota ohybového napětí v každém místě listu konstantní. Využití tohoto ideálního tvaru vede k cca 40% redukci hmotnosti v porovnání s klasickými trapézovými pružinami s listy konstantní tloušťky. Pro výrobu parabolických pružin je nejčastěji používána ocel 51CrV4 podle EN , kalená do oleje a popouštěná. Výsledná pevnost se pohybuje v rozmezí Rm = MPa. Vzhledem ke své vysoké pevnosti a ohybovému charakteru namáhání je klíčem k dosažení vysoké životnosti kvalita zpracování povrchu. 50

53 Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV Zprávy z podniků, institucí a řešitelských pracovišť 4. Analýza procesu výroby před jeho automatizací Původně byly jednotlivé listy ručně kladeny z manipulačních palet do upínacích boxů, se kterými projížděly vlastním tryskacím zařízením. Po odepnutí byly následně ručně vyjímány a ukládány na paletu. Průměrný takt linky byl 72,3 s. Časová analýza je uvedena na Obr. 3. Obr. 1 Typické rozložení ohybového napětí v listech parabolické pružiny Fig. 1 Typical bending stress distribution in leaves of parabolic spring 3. Tryskání v upnutém stavu V průběhu vývoje tohoto druhu pružin bylo nalezeno několik postupů ke zlepšení kvality, za nejvýznamnější je považováno tryskání v upnutém stavu. Principem je tryskání povrchu předepnutého parabolického listu ocelovými částicemi. Výsledkem je čistý, deformačně zpevněný povrch s významnými tlakovými pnutími pod povrchem. V praxi se tento postup používá k úpravě tahové strany listů, tlaková strana se tryskáním pouze očišťuje od okují. Při optimální kombinaci mechanických vlastností oceli, parametrů kuličkování a velikosti předpětí je zvýšení meze únavy pružiny více než o 100%. Obr. 3 Analýza taktu linky Fig. 3 Tact time analysis Z analýzy vyplývá, že manipulace s listy činila 65 % celkového taktu. Tato manipulace nepřidává výrobku žádnou hodnotu. Ruční manipulace s listy o hmotnosti průměrně 30 kg v předpažené poloze znamenala z hygienického hlediska nutnost zařazení přestávek v práci pro operátory. Z pohledu řízení výroby byla linka plánována jako flexibilní, kdy se počet operátorů měnil v návaznosti na vytížení linky v rozsahu 2 5. Nepřetržitého výkonu linky bylo dosaženo s 5 operátory. S nižším počtem operátorů se úměrně snižovala výtěžnost linky. Zvyšující se hygienické standardy a nutnost zvyšování produktivity vedly k zásadní modernizaci linky právě z pohledu produktivity. 5. Automatizace procesu Obr. 2 Skutečné rozložení podpovrchového napětí na drážní parabolické pružině v podélném (L) a příčném (T) směru Fig. 2 Real stress distribution of residual stress on railway parabolic spring in longitudinal (L) and transversal (T) direction V Hanáckých železárnách a pérovnách, a.s. se technologie kuličkování v upnutém stavu používá od roku Jednotlivé parametry, jako je intenzita vlastního tryskání, velikost předpětí a vlastní způsob upnutí, prošly stejně jako metody měření výsledných reziduálních napětí intenzívním vývojem, završeným schválením pružin nejvýznamnějšími odběrateli jako je Volvo, Scania nebo Iveco. Příklad rozložení skutečných podpovrchových napětí je na obr Snahy o automatizaci byly od začátku vedeny s cílem minimalizovat neproduktivní časy a fyzickou námahu pro operátory, jak bylo popsáno v odstavci 4. Studiem pohybů operátora a experimenty s manipulací s listy byl stanoven cílový takt linky na 40 s, což by představovalo zlepšení o 45 %. Při rozhodování o způsobu automatizace byla na počátku zvažována možnost nasazení robotů. Od této varianty bylo ale postupně upuštěno z důvodu potenciální nespolehlivosti při odebírání listů z palety. Jako nejefektivnější a nejspolehlivější byla vyhodnocena aplikace pneumatického balancéru, ovládaného operátorem. Klíčem k odstranění neproduktivních časů bylo užití dvojitého magnetického upínače, který je výsledkem spolupráce s dodavatelem technologie, firmou Indeva. Navržený magnetický upínač umožňuje transport zpracovaných i nezpracovaných listů v rámci jednoho pohybového cyklu. Vlastní výměna listů probíhá v upínacím boxu, z kterého první upínač vyjímá zpracované listy a druhý následně ukládá listy ke zpracování (viz obr. 4 a 5). Celá linka je ovládána automatickým systémem, operátor pouze navádí balancér nad paletu a upínací box a spouští na rukojeti potvrzuje založení listů a opuštění pracovního prostoru stroje.

54 Zprávy z podniků, institucí a řešitelských pracovišť Hutnické listy č.5/2011, roč. LXIV 7. Závěr Článek popisuje jeden z možných způsobů automatizace původně neproduktivního procesu tryskání listů parabolických pružin s prvky fyzicky namáhavé práce operátora. Popsané řešení využívá jednoduchých konstrukčních principů, ve svém výsledku je ale velmi efektivní a z finančního hlediska velmi rychle návratné. Vzhledem k investovanému kapitálu jej považujeme za skutečně štíhlé. Obr. 4 Dvojitý magnetický upínač Fig. 4 Double magnetic gripper Obr. 5 Reálná podoba balancéru Fig. 5 Real picture of the automation 6. Dosažené úspory Popisovaným zařízením bylo dosaženo průměrného taktu linky 35 s. Veškeré úspory byly realizovány v oblasti neproduktivních časů, které byly redukovány o 79 %. V celkovém důsledku bylo tedy dosaženo skutečného zlepšení taktu linky o 51,6 %. Fyzicky namáhavá práce byla odstraněna zcela, počet operátorů se z původních 5 snížil na 2. Zvolené technické řešení využívá jednoduchých technických principů a konstrukčních prvků se snadným servisem a údržbou. Vzhledem k vynikajícím úsporám a nízkým pořizovacím a provozním nákladům jej lze považovat za štíhlé řešení původně neefektivní a fyzicky namáhavé práce. 52