Studii şi cercetări privind oţelurile microaliate obţinute în instalaţia de retopire cu arc în vid

4.2. MODELAREA PROCESELOR DE OBŢINERE A OŢELURILOR MICROALIATE

Procesele metalurgice de la elaborarea oţelurilor pot fi analizate atât individual, cât şi într-un ansamblu de procese fizico-chimice diferite. Analiza acestora se poate face pe etape ale procesului global de elaborare a oţelului, care impune realizarea unei optimizări de proces cu model matematic parţial (zonal), ca de exemplu modele matematice pentru:

- calculul încărcăturii;

- transferul de căldură;

- formarea şi conducerea regimului zgurii;

- hidrodinamica băii metalice;

- procesul de decarburare;

- procesul de dezoxidare;

- regimul de temperaturi;

- procesul de aliere (microaliere),

sau model matematic global pentru conducerea "asociată" a mai multor procese metalurgice reprezentative de la elaborarea oţelurilor.

Numărul de parametri (parametri de intrare) care trebuie luaţi în considerare pentru crearea modelului (indiferent de formă) este extrem de mare ca şi numărul de parametri de ieşire. Pe de altă parte, procesele metalurgice, ca un cumul de procese fizico-chimice, nu se desfăşoară după o procedură standard sau un algoritm perfect logic, ci se defăşoară de multe ori, cu tot controlul parametrilor de proces, aleatoriu.

Totodată, tehnologia de obţinere a unui oţel este dependentă de procedeul de elaborare care, la rândul său, este absolut dependent de agregatul de elaborare printr-o serie de variabile: căptuşeala refractară a agregatului de elaborare şi gradul său de erodare, natura şi gradul de pregătire a încărcăturii metalice, evoluţia diferită a vitezelor de reacţie pe durata desfăşurării procesului metalurgic, intercondiţionarea dintre diferiţii parametri ai procesului de elaborare, valorile presiunilor şi temperaturilor de lucru etc.

Totuşi, chiar cu aceste multiple variabile ale procesului metalurgic, se pot construi modele de lucru zonale sau de etapă. În cadrul procesului de obţinere a oţelurilor microaliate în care se are în vedere obţinerea lor în cuptoare electrice cu inducţie, conform prezentului studiu de cercetare ştiinţifică, se poate considera, prin natura desfăşurării acestuia, ca fiind semnificative modele privind calculul de încărcătură şi de conducere a dezoxidării şi microalierii.

4.2.1. Model matematic de calcul al încărcăturii metalice

Încărcătura metalică, precum şi celelalte materiale utilizate pentru compunerea încărcăturii metalice a unui agregat de elaborare a oţelului, contribuie decisiv atât la desfăşurarea procesului metalurgic, cât şi la eficienţa economică a tehnologiei. La pregătirea şi alcătuirea (compunerea) încărcăturii trebuie să se ţină cont, în principal, de următoarele considerente [15-18].

• 
  calitatea impusă oţelurilor prin norme sau de către beneficiar prin caiete de sarcini: restricţii (limitări severe) sau restrângerea domeniului de variaţie pentru unele elemente din compoziţia chimică, nivelul gradului de puritate în incluziuni nemetalice şi gaze, omogenitate chimică etc.;
  
• 
  particularităţile specifice fiecărui procedeu de elaborare a oţelului determinate de limitele tehnice de exploatare a agregatului (conducerea şi controlul procesului) şi de unele implicaţii ale tehnologiei de lucru (ca de exemplu, natura atmosferei de lucru şi a surselor de căldură);
  

• 
  caracteristicile necesare (dorite) şi disponibilităţile de moment pentru materii prime (aşa - numita încărcătură metalică): deşeul metalic (grad de oxidare, de prelucrare şi siguranţa compoziţiei chimice a diverselor sortimente) şi respectiv, pentru feroaliaje (conţinutul în elemente de aliere, conţinutul de carbon etc.).
  

Principial, calculele de încărcătură se efectuează pe baza:

• 
  bilanţurilor de elemente şi a bilanţurilor de materiale;
  
• 
  nomogramelor de calcul, cu respectarea restricţiilor tehnologice impuse;
  
• 
  compoziţiilor chimice prescrise pentru baia metalică şi zgură la topire (în cazul zgurii, şi a cantităţii) care condiţionează implicit, realizarea unor randamente metalurgice, ca de exemplu pentru defosforare, desulfurare sau pentru recuperarea unor elemente de aliere în cazul utilizării încărcăturilor metalice aliate, controlate în limite care caracterizează performanţa şi eficienţa economică.
  

Pentru calculul încărcăturii metalice, modelele matematice au la bază ecuaţiile bilanţului termic şi de materiale, care au ca principal scop:

• 
  determinarea cantităţilor necesare compunerii încărcăturii;
  
• 
  asigurarea unui regim adecvat al zgurii (dependent de agregatul de elaborare);
  
• 
  asigurarea compoziţiei chimice şi a temperaturii pentru oţelul elaborat [19].
  

Ecuaţiile bilanţului de materiale au la bază legea conservării masei şi anume: cantitatea de masă care intră în agregatul de elaborare trebuie să fie egală cu cea care iese din acesta.

Pe de altă parte, în stabilirea componenţilor încărcăturii trebuie luate în calcul, obligatoriu, ecuaţiile bilanţului elementelor Me de tipul:

, (4.1)

care au în vedere fixarea ca valoare de restricţie a conţinutului şi optimizarea parametrului (randamentului metalurgic) dat de relaţia:

, (4.2)

care se extremizează cu minim sau maxim şi în care:

- - conţinutul elementului Me în încărcătura metalică;

- - conţinutul elementului Me în baia metalică la sfârşitul topirii sau elaborării.

Pentru bilanţul de materiale, sistemul de ecuaţii în calculul efectuat pentru 100 kg încărcătură metalică este reprezentat de ecuaţiile (4.3) – (4.5):
(4.3)

(4.4)

, (4.5)

în care: C₁, ..., C_n sunt conţinuturile de carbon din diversele sortimente de fier vechi ;

C', C'' - conţinuturile de carbon din cantitatea de fontă (pot fi mai multe calităţi de fontă) şi din alt carburant folosit (de exemplu, cocs de petrol);

- conţinuturile de elemente ale diferitelor componente ale încărcăturii (p n, în cazul în care unele elemente nu conţin elementul Me şi ca atare, p n).

Restricţiile legate de compoziţia băii metalice sunt de o mare diversitate, fiind legate de sortimentul de oţel elaborat, de tehnologia de lucru şi de caracteristicile procedeului şi se pot referi, fie la conţinutul de carbon în baia metalică, fie la conţinutul diverselor elemente Me_t.

De asemenea, pentru compunerea încărcăturii, se pot lua în considerare o serie de restricţii legate de parametrii care reprezintă randamentele metalurgice şi respectiv, parametrii care reprezintă regimul zgurii (compoziţia chimică, bazicitatea, cantitatea de zgură etc.).

4.2.2. Model matematic al dezoxidării şi alierii (microalierii) topiturilor metalice de la elaborarea oţelurilor

Procesul de dezoxidare a oţelurilor urmăreşte scăderea conţinutului de oxigen dizolvat în topitura metalică, proces care se realizează prin introducerea în baie a unor elemente cu afinitate pentru oxigen mai mare decât a fierului. Rezultatul reacţiei dintre aceste elemente şi oxigenul prezent în sistem este formarea de oxizi, simpli sau complecşi în stare lichidă sau solidă (incluziuni nemetalice), cu diverse forme şi morfologii.

Modelarea matematică a procesului de dezoxidare-aliere presupune o cunoaştere amănunţită a acestuia, precum şi a proceselor fizico-chimice şi termodinamice care concura la dezvoltarea sa. Trebuie avut în vedere faptul că procesul complex de dezoxidare-aliere se desfăşoară în sisteme multicomponente şi eterogene, cu transfer de masă, energie şi mişcare între faze şi în interiorul lor. Aceste aspecte complică extrem de mult posibilitatea unei transpuneri matematice generale a dezoxidării-alierii oţelurilor şi ca atare, au apărut modele matematice care descriu doar etape distincte sau fenomene care au loc în cadrul etapei respective a procesului.

În cazul obţinerii oţelurilor aliate sau microaliate în diferite agregate de elaborare se utilizează modele matematice care au permis, pe baza diagramelor de echilibru şi a calculelor stoichiometrice determinarea coeficienţilor de ardere şi de asimilare a elementelor de dezoxidare-aliere, determinarea cantităţii de feroaliaje necesare dezvoltării procesului.

Dezoxidarea-alierea oţelurilor se face, în condiţiile prezentului contract de cercetare ştiinţifică, prin precipitare sau, dacă se utilizează regimul de presiuni scăzute, în vid, ponderea esenţială având-o dezoxidarea prin precipitare.

Dezoxidarea prin precipitare se bazează pe reacţii între excesul de [O] şi elemente introduse în baia metalică şi care au afinitate chimică mai mare faţă de oxigen decât fierul. Produsele dezoxidării sunt oxizi sau combinaţii ale acestora care, nefiind solubili în oţel, se separă din soluţie prin precipitare.

În forma sa generală, reacţia de dezoxidare poate fi scrisă astfel:

; H⁰ < 0, (4.6)

în care: [O] reprezintă cantitatea de oxigen dizovată în oţel;

[D] – elementul dezoxidant;

(DO) – oxidul elementului dezoxidant.

Constanta de echilibru a reacţiei (4.6) este:

. (4.7)

Conţinuturile de [O] şi [D] în oţel fiind mici, soluţia se poate considera diluată în aceste elemete şi deci, f_O = f_D = 1, activităţile proporţionale cu concentraţiile, iar relaţia (8.8) devine:

. (4.8)

Măsură a puterii de oxidare a diferitelor elemente este conţinutul minim de [O]_D care se află în echilibru cu elementul dezoxidant, prezentată prin relaţia:

. (4.9)

Rezultă deci că, valoarea conţinutului de [O] rămas în oţel este mic (putere de dezoxidare mare), atunci când dezoxidantul are afinitate mare faţă de oxigen (K_D mare), temperatura nu este prea înaltă (reacţia fiind exotermă), iar conţinutul de dezoxidant este mare (fig. 4.1, 4.2).

Fig. 4.2. Variaţia conţinutului de oxigen din oţel în funcţie de conţinutul de elemente însoţitoare la temperatura de 1600 ⁰C:

1 – echilibru cu C; 2 – condiţii practice de lucru.

Fig. 4.1. Relaţia dintre conţinutul de dezoxidanţi în oţel şi conţinutul de oxigen care poate fi realizat teoretic, la temperatura de 1600 ⁰C.

Un dezoxidant este cu atât mai puternic (are capacitate de dezoxidare mai mare), cu cât este mai scăzut conţinutul de [O] cu care este în echilibru. Dezoxidanţii cei mai des utilizaţi în procesul tehnologic sunt: Mn, Si, Al, Ca, sub formă de feroaliaje sau ca elemente metalice (dar, mai scumpe), în alte cazuri folosindu-se şi alţi dezoxidanţi ca: Ti, V, Ba, Zr, B, La, Ce etc. [21-23].

Pe baza celor expuse, rezultă că nu se poate oferi o reţetă de dezoxidare universală, dar se poate alcătui o schemă de dezoxidare care să ţină seama, în principal de următoarele aspecte:

• 
  alegerea dezoxidanţilor utilizaţi;
  
• 
  determinarea necesarului de dezoxidanţi;
  
• 
  stabilirea succesiunii de adăugare în baia metalică a dezoxidanţilor în cantităţi determinate;
  
• 
  momentul adăugării dezoxidanţilor, raportat fie la momentul evacuării, fie la cel al turnării;
  
• 
  stabilirea naturii adaosurilor dezoxidante pentru zgură (în cazul utilizării zgurilor dezoxidante) şi a modului de efectuare a adaosurilor, deci practic stabilirea regimului zgurii;
  
• 
  corelarea regimului termic cu ceilalţi parametri ai dezoxidării.
  

În schema clasică de dezoxidare introducerea dezoxidanţilor urmăreşte obţinerea unor produse de dezoxidare uşor fuzibile, care să se poată elimina uşor din oţel, ceea ce impune o ordine de introducere a dezoxidanţilor, în concordanţă cu creşterea puterii lor de dezoxidare, adică Mn  Si  Al.

Pe baza ecuaţiilor de bilanţ (4.6-4.10) se poate calcula necesarul de elemente – feroaliaje pentru dezoxidare şi aliere.

4.2.3. Modelarea structurii oţelurilor microaliate

4.2.3.1. Precipitarea în oţelurile microaliate

Oţelurile microaliate sunt consolidate mai ales prin precipitarea la nivel microstructural a unor particule foarte fine şi uniform dispersate în matricea de bază, care determină blocarea deplasării dislocaţiilor. Astfel de precipitate pot fi oxizi, sulfaţi, nitruri sau carburi având diferite domenii de solubilizare şi diferite zone de precipitare.

Precipitatele prezintă diferite morfologii (sferice, cubice, cruciforme, lenticulare, fig. 4.3), diferite dimensiuni (de la scara nano la scara microscopică) şi dispersii aleatoare (în corpul grăuntelui, pe limita de grăunte, pe liniile de dislocaţii (fig. 4.4).

Nb_nC_m

NbC

Cr_nC_m

a) b)

Fig. 4.3. Precipitate în oţeluri: a)Carburi de crom (lenticulare şi alungite) şi de niobiu (poliedrice sau cruciforme) într-o depunere dură din oţel aliat; b) Carburi de crom (plachete alungite) şi carburi de niobiu (formaţiuni stelate) intr-o matrice de ferită aliată (depunere dură, suprafaţa de rupere). Microscopie SEM, 4000x.

Dacă procedurile metalurgice de obţinere (elaborare şi rafinare) şi procesare termo-mecanică (laminare, forjare etc) sunt adecvate, precipitatele pot acţiona în interiorul materialului prin blocarea deplasării limitelor de grăunte, ceea ce favorizează creşterea caracteristicilor de tenacitate şi stabilitatea termică la temperaturi ridicate, sau blocarea dislocaţiilor, ceea ce permite creşterea limitelor de curgere şi de rupere. Fenomenele de precipitare trebuie foarte bine controlate, deoarece există posibilitatea apariţiei supra-îmbătrânirii sau a fragilizării matricei ca urmare a creşterii dimensiunilor, acumulării pe limitele de grăunte şi reducerii gradului de dispersie a acestora.

Fig. 4.4. Exemple de precipitate în oţeluri microaliate: a) precipitate de AlN sferice; b) nitruri cruciforme de Ti sau V, apărute după recoacere la 1100^oC, c) carburi de Ti sau Nb precipitate pe limitele de grăunte; d) nitrura cubică de Ti; e) şi f) precipitate multiple apărute prin nucleere eterogenă [24].

Formarea precipitatelor este controlată de compoziţia chimică a oţelului şi de istoria termo-mecanică a acestuia. Pentru elaborarea modelului privind comportarea precipitatelor este previzionarea tipurilor de faze de echilibru, a domeniilor compoziţionale generale şi a cantităţilor specifice de elemente care creează precipitate, pentru o anumită temperatură. Cantitatea maximă de precipitate este dată de limita de solubilitate a elementului ce formează anumite precipitate în matricea de bază, baza de calcul fiind nivelul de suprasaturare şi forţa motrice pentru creşterea acestora.

Scăderea energiei libere Gibbs este cea mai cunoscută metodă pentru a determina formarea unei faze într-un material multi-component. Energia totală Gibbs a unui conglomerat multi-component este dată de modelul general al soluţiilor solide, ce însumează energia fiecărui component pur, termenii suplimentari fiind daţi de efectul de amestecare a entropiei, de excesul de energie Gibbs rezultată prin interacţiunea dintre compuşi şi de energia elastică sau magnetică înmagazinată în reţeaua cristalină:

(4.10)

În care U este energia totală a sistemului, T temperatura, S entropia, p presiunea, V volumul, μ_i potenţialul chimic, N numărul de molecule al speciei atomice (pentru entropie şi volum constant). Termenul final al ecuaţiei (8.11) se referă la prezenţa a diferite specii chimice.

Funcţiile energiei libere Gibbs pentru sistemul Fe-Nb-Ti-C-N au fost stabilite de către Lee [35].

Gm = (1-Xc)[Y_VaY_Fe ^oG_Fe + Y_VaY_M^oG_M + Y_CY_Fe ^oG_FeC + Y_CY_M ^oG_MC+ RT(Y_FelnY_Fe+ Y_MlnY_M) +c/aRT(Y_ClnY_C + Y_ValnY_Va) + Y_VaY_FeY_ML_FeM + Y_CY_FeY_ML_FeMC+c/aY_FeY_VaY_ML_FeC + c/aY_MY_VaY_CL_MC] + G^mag, (4.11)

unde: Gm – energia molară Gibbs a fazei de soluţie solidă;

Va – numărul de vacanţe;

c/a – raportul parametrilor de reţea ai elementului de substituţie faţă de elementul interstiţial;

R – constanta gazelor (8,314J/molK);

T – temperatura (K);

Xi – fracţia atomică de element i, Yi – fracţia reţelei elementului i;

Gi – energia Gibbs a elementului i;

^oG_iC – este energia Gibbs ipotetică atunci când o poziţie interstiţială este ocupată de un atom de carbon;

Lij – este parametrul de interacţiune binară determinat de sistemul binar i-j;

Lijk – este parametrul de interacţiune ternară;

G^mag este contribuţia magnetică a energiei Gibbs cu temperatura Curie (Tc) şi momentul magnetic ().

G^mag = RT ln( +1)f(), (4.12)

în care  este T/Tc, parametrul Hillert &Jarl.

În ultimii ani, se utilizează pachete de programe pentru estimarea valorilor energiei Gibbs (Thermo Calc, FactSage, ChemSage, modelul CALPHAD [24].

Metoda alternativă pentru estimarea echilibrului de faze în sistemele de aliaje multi-component este rezolvarea ecuaţiilor bazate pe solubilitatea elementelor, care reprezintă limita maximă a cantităţii de precipitate care se pot dizolva în unitatea metalică de masă.

Deşi au existat mai multe tentative de calcul propuse de mai mulţi cercetători, nu s-a stabilit încă un model care să aibă suficientă acurateţe pentru modelarea proceselor de precipitare pentru oţeluri microaliate [24]. Complexitatea problemelor rezidă din existenţa simultană a mai multor mecanisme fizice de precipitare, care sunt influenţate de solubilitatea limită în diferitele faze ale microstructurii oţelului, care apar sau se transformă cu scăderea temperaturii, schimbarea activităţii de precipitare datorită interacţiunilor reciproce de tip Wagner ce apar între elemente, conservarea masei etc [24] .

Contribuţia diferitelor mecanisme de consolidare faţă de limita de curgere în cazul oţelurilor poate fi exprimată prin relaţia (4.14) [25]:

_y = _o + _ss + k_dd^-1/2 + _d + _pp, (4.13)

în care: _o este tensiunea de frecare la nivelul matricei metalice;

_ss este contribuţia elementelor de aliere prezente în soluţia solidă;

k_d este o constantă ce ţine cont de densitatea de dislocaţii;

d este diametrul mediu al grăuntelui;

_d este contribuţia prezentei dislocaţiilor ;

_pp este termenul care arata efectul consolidării prin precipitare.

Primii 3 termeni pot fi estimaţi cu ajutorul relaţiei Pickering:

_y = 88 + 37Mn+83Si+15,1d^-1/2 + _d + _pp, (4.14)

în care fiecare element de aliere este exprimat în procente de greutate.

Consolidarea prin soluţii solide depinde foarte mult de diferenţa dintre diametrele atomice ale atomilor dizolvaţi în raport cu atomii soluţiei solvente. Astfel, în cazul particular al fierului, elementele care manifestă efecte mari de consolidare prin precipitare sunt Mo şi W.

1. 
   La consolidarea prin precipitare este importantă densitatea precipitatelor, dimensiunea precipitatelor şi stabilitatea acestora la temperatura de lucru (fig. 4.5). Consolidarea se poate realiza pe seama producerii unor precipitate de carburi (carburi complexe conţinând elemente precum Nb, Ti şi V sau pe seama formarii unor precipitate intermetalice de tip faze AB₂ (C14, C15 sau C36 în oţelurile feritice) [26].
   

Difuzia lentă sau rapidă a elementelor de aliere prin matricea metalică solventă este importantă în analiza procesului cinetic de creştere a precipitatelor, pentru atingerea unor dispersii şi dimensiuni optime.

Soluţie solidă	Soluţie solidă +durificare prin carburi	Soluţie solidă+durificare prin carburi+faze intermetalice

Fig. 4.5. Strategii pentru consolidarea matricilor metalice.

Contribuţia Nb faţă de creşterea valorii limitei de curgere, _y^Nb se poate estima prin efectul asupra granulaţiei şi consolidării prin soluţie solidă, din valori experimentale. Ca regulă generală se constată că la scăderea temperaturii de laminare în domeniul 750-600^oC se obţine creşterea contribuţiei Nb la efectul de consolidare.

Consolidarea prin precipitare depinde de dimensiunea particulelor şi de spaţiul între respectivele particule, exprimabile prin relaţia Ashby-Orowan [25]:

, (4.15)

în care: fv este fracţia volumică a particulelor;

r - diametrul mediu al particulelor, μm;

k - constanta.

În cadrul relaţiei Ashby-Orowan k se adoptă la valoarea 10,8 MPa μm, dar alţi cercetători precum Buessler susţin pentru constanta k valoarea 17 MPa μm în cazul precipitatelor de Nb în ferită.

Pentru estimarea efectelor de consolidare se poate considera că întreaga cantitate de Nb prezentă în matricea metalică de ferită poate produce precipitate în cazul primei tranşe de deformare, în timp ce la a doua deformare plastică procentul de Nb care se introduce în calcule trebuie redus cu 0,010% datorită faptului că ecruisarea reduce efectul efectiv al Nb în procesul de formare a precipitatelor.

2. 
   Niobiul este utilizat ca element de aliere pentru finisarea granulaţiei dar poate promova totodată şi efecte de consolidare prin precipitare. Niobiul determină întârzierea recristalizării austenitei în timpul perioadei de aşteptare la deformarea plastică la cald, datorită ieşirii din soluţie şi inducerii de tensiuni în matrice cu ocazia formarii carbo-nitrurilor precipitate în corpul grăuntelui [25].
   

Niobiul este solubil în fier până la 0,35% la temperatura obişnuită, solubilitatea crescând la 1 % pentru 990 °C şi la 2 % pentru 1220 °C. Are mare afinitate faţă de carbon (Nb + C = NbC, cu entalpia liberă ΔGº = -19000 + 1,5 T), formând carbura cu temperatura de topire de 3497 °C.

Cantitatea de niobiu care nu este legată de carbon se dizolvă în fier, ceea ce depăşeşte limita de solubilitate formând compusul definit Nb2Fe3 cu temperatura de topire 1660 °C, greu solubil în faza α, dar ceva mai solubil în faza ɣ.

Aliajul mai bogat în niobiu, de la temperatură înaltă, se menţine, prin călire şi la temperatura obişnuită. Prin precipitarea Nb₂Fe₃ se măreşte duritatea feritei şi creşte rezistenţa la rupere a oţelurilor cu conţinut mic de carbon. De asemenea, precipitarea Nb₂Fe₃ măreşte rezistenţa la fluaj (500 – 600°C). Acest lucru se realizează dacă raportul Nb:C ≥ 8:1.

Precipitatele formate în austenită sunt supuse la o creştere rapidă, activată de temperaturile ridicate, diminuându-şi astfel eficienţa de consolidare a feritei. Precipitatele de Nb în ferită se formează din procentul de element care nu s-a precipitat în austenită ci a rămas în soluţia solidă în cursul răcirii. Datorită condiţiilor de formare şi a cantităţii mult mai reduse de Nb, precipitatele acestui element sunt mult mai fine şi uniform dispersate, contribuind la consolidarea matricei metalice.

3. 
   Deşi s-au efectuat mai multe studii referitoare la modul de precipitare a carbo-nitrurilor de Nb în oţeluri microaliate, există încă controverse legate de modul de precipitare în ferită. Unii autori arată că atunci când Nb este pus în soluţia solidă după prelucrarea plastică la cald, precipitarea poate avea loc în timpul răcirii, în timp ce alţi autori afirmă că precipitarea sub 700^oC a NbC este suprimată şi nu este posibilă precipitarea în ferită la răcire [25].
   

Microalierea cu Nb este utilizată pentru stabilizarea grăuntelui austenitic în timpul proceselor de prelucrare termo-mecanică pentru obţinerea unei granulaţii fine de ferită şi îmbunătăţire a caracteristicilor mecanice de rezistenţă.

În general, se acceptă faptul că prezenţa Nb în soluţia solidă de austenită determină o oarecare consolidare, dar care nu poate fi pusă pe seama finisării granulaţiei feritice , ci datorită unei densităţi mari de dislocaţii în interiorul grăunţilor poligonali de ferită observate în cazul oţelurilor microaliate cu Nb.

Cel mai mare efect de consolidare s-a obţinut pentru temperatura de laminare de 600^oC, identificându-se o precipitare dispersă de particule fine, în timp ce pentru temperatura de laminare de 750^oC au fost identificate precipitate grosolane care indică precipitare interfazică. Totuşi, datorită solubilităţii sale limitate în austenită, Nb poate fi utilizat doar în anumite cazuri. Niobiul determină totodată precipitarea austenitei în timpul procesului de consolidare.

Vanadiul este un element de microaliere utilizat în special pentru consolidarea prin precipitare. Consolidarea obţinută prin formarea precipitatelor de V depinde de dimensiunile acestora, pentru fiecare 0.1 wt% V adăugat se obţine o creştere cu 50 - 60 MPa a rezistenţei.

Precipitatele mai mari, care se formează în etapele finale de prelucrare, pot acţiona benefic asupra finisării granulaţiei, dar şi nefavorabil, prin ieşirea din soluţie a unor elemente care determinau consolidarea prin soluţie solidă.

În prezent, ca elemente de precipitare cu efecte majore pentru consolidare sunt considerate în special carbo-nitrurile de V cu conţinut foarte redus de carbon [40]. Acestea rămân stabile şi cresc dimensional în cursul diferitelor etape de prelucrare, devenind bogate în V şi epuizând astfel rezervele de N şi V, înainte de a forma precipitate fin dispersate în ferită.

Vanadiul nu creşte temperatura de oprire a recristalizării – temperatura sub care grăunţii de austenită nu se mai recristalizează în timpul tranşelor de laminare [27.

De aceea, producătorii de oţel pot depăşi cu uşurinţă această temperatură în timpul laminării, permiţând finisarea austenitei prin recristalizări repetate. Acest proces este cunoscut sub denumirea de recristalizare controlată la laminare (Recrystallization-controlled rolling - RCR) [27]. Grăunţii fini de austenită recristalizată sunt favorabili pentru că determină, la răcire, formarea unor grăunţi de ferită foarte fini (de până la 3 ori finisare prin transformarea austenitei în ferită). Se obţine astfel un oţel cu rezistenţa mecanică, tenacitate şi ductilitate foarte bună. Răcirea rapidă determină coborârea temperaturii de transformare a austenitei în ferită şi permite evitarea efectului de creştere a granulaţiei feritei, care işi păstrează un diametru mediu de până la 4 μm, în produse subţiri.

În plus, carburile şi carbo-nitrurile de vanadiu care precipită şi produc consolidarea matricei metalice a oţelului sunt mai solubile în austenită la temperaturile normale de laminare comparativ cu celelalte elemente de microaliere utilizate în acest scop (fig.4.6). Solubilitatea mai mare a vanadiului în austenită determină reducerea valorilor temperaturii de reîncălzire în vederea laminării, pentru a păstra aceste elemente în soluţia solidă.

Aceste precipitate nu precipită înainte de realizarea transformării la răcire a austenitei în ferită. Prin întârzierea precipitării înainte de formarea feritei prin transformarea austenitei se poate obţine o dispersie uniformă a precipitatelor care permite realizarea unor oţeluri cu caracteristici mecanice superioare şi predictibile [27] .

Elementele de aliere care determină formarea de mici precipitate permit şi finisarea granulaţiei. O distribuţie fină a precipitatelor în oţel va determina blocarea creşterii grăunţilor austenitici la temperaturi ridicate şi va întârzia recristalizarea grăunţilor de austenită deformaţi plastic.

Utilizând combinaţia efectelor obţinute prin formarea de precipitate şi laminarea în condiţii controlate se pot obţine structuri cu caracteristici deosebite.

Alegerea tipurilor de elemente de aliere este importantă, deoarece de stabilitatea precipitatelor la temperaturi ridicate depinde manifestarea efectului de blocare a creşterii granulaţiei prin ancorarea limitelor în timpul încălzirii la prelucrare sau sudare.

Temperatura, ^oC

Fig. 4.6. Domenii de solubilitate pentru VC şi VN: Carburile şi nitrurile de vanadiu sunt mai solubile în austenită comparativ cu alte elemente de microaliere şi

nu precipită înainte de transformarea austenitei în ferită [27].

Elementele de aliere tipice utilizate în acest scop în oţelurile de mare rezistenţă ( High Strength Low Alloy steels – HSLA) sunt Nb, Al, Ti şi /sau V, adăugate combinat sau independent (fig. 4.7).

Din diagrama care prezintă stabilitatea termo-dinamică a elementelor de aliere (fig. 4.8) se poate estima care element este mai stabil la o anumită temperatură.

Spre deosebire de vanadiu, niobiul ridica temperatura de oprire a recristalizării. De aceea, sunt necesare valori ale temperaturii mai mari pentru demararea procesului de recristalizare [41]. În plus, carburile şi nitrurile de Nb nu sunt solubile în austenită precum cele de vanadiu, determinând apariţia de precipitate în austenită în timpul laminării la cald. Aceste precipitate întârzie recristalizarea, cauzând durificarea progresivă a grăunţilor ne-recristalizaţi. Acest efect determină creşterea forţelor necesare pentru efectuarea laminării şi creşterea costurilor pentru prelucrare la cald.

Temparetura de tranzitie la solicitarea de impact, oC

Limita de curgere, MPa




Fig. 4.7. Evoluţia caracteristicilor de rezistenţă şi tenacitate în funcţie de tipul

precipitatelor în oţeluri microaliate.

Continutul de element dizolvat,( %at)²


Fig. 4.8. Diagrama de stabilitate termo-dinamică a elementelor de aliere.
Când se introduce vanadiu în oţelul cu conţinut mediu de C şi N, tendinţa de formare a nitrurilor de V este de 4 ori mai mare comparativ cu formarea carburilor de V. Aceste nitruri sunt foarte solubile în austenită şi precipită sub formă de particule fine în ferită, determinând creşterea ne-liniară a limitei de curgere (fig. 4.9). La 1150 ^oC, care este temperatura tipică pentru încălzirea în cuptoarele tunel de laminare, peste 0,15% din cantitatea de vanadiu trece în soluţia solidă în prezenţa azotului. Din contră, conţinutul maxim de niobiu care trece în soluţia solidă este de 0,10% în oţelul cu 0,03% carbon.

Prin creşterea eficacităţii consolidării prin precipitare, azotul permite producătorilor de oţel să utilizeze conţinuturi mai mici de V pentru obţinerea valorilor dorite ale caracteristicilor mecanice de rezistenţă.

Azotul poate proveni din azotul rezidual din baia topită de oţel sau din adaosuri suplimentare împreună cu aliajele de vanadiu. Aceste particularităţi fac oţelul microaliat cu vanadiu şi azot foarte eficient economic pentru aplicaţii care necesită grosimi relativ scăzute ale elementelor mecanice.


Cresterea rezistentei mecanice, MPa

Vanadiu, %

Fig. 4.9. Evoluţia caracteristicilor de rezistenţă cu conţinutul de vanadiu în oţel [27].

Prin optimizarea proceselor de elaborare şi procesare, producătorii de oţel pot obţine valori foarte mari ale rezistenţei şi tenacităţii, simultan cu o excelentă sudabilitate. Din această cauză, consolidarea prin precipitare cu vanadiu este mai eficientă în prezenţa azotului. Pentru creşterea caracteristicilor de rezistenţă cu 110 MPa este necesară adăugarea de 0.07% vanadiu şi doar 50 ppm de azot. Dacă se măreşte conţinutul de azot la 100 ppm cantitatea necesară de vanadiu scade la 0.04%, pentru obţinerea aceleiaşi valori ale rezistenţei de curgere.

4.2.3.2. Localizarea precipitatelor

Precipitatele care se formează în oţelurile microaliate se pot localiza fie în corpul grăuntelui fie pe limitele de grăunte. În zona de trecere dintre perlită şi ferită pro-eutectoidă într-un oţel carbon mediu aliat şi laminat la cald, se pot precipita particule de nitruri formate în austenită de temperaturi înalte, înainte de transformarea sa în ferită şi perlită [28].

Modificări pot apărea atât în dispunerea precipitatelor odată cu modificarea temperaturii cât şi privind natura acestora, datorită afinităţii chimice reciproce cu diferite specii atomice dizolvate în matricea de bază.

De exemplu, în cazul unor precipitate pe bază de V, într-un oţel cu granulaţie fină pentru sudare, microscopia electronică prin transmisie pe folie foarte fină a permis decelarea diferitelor forme de dispunere, localizate pe dislocaţii, în benzi, uniforme, concentrate pe limita de sub-grăunte sau pe limitele de grăunţi. De asemenea, în cazul sudării oţelurilor microaliate cu Mo, precipitările pot fi decelate atât în corpul grăuntelui cât şi pe limitele de grăunte.

4.2.3.3. Efectul dimensiunii precipitatelor

Vanadiul adăugat în oţel tinde să formeze combinaţii cu azotul sub formă de precipitate de tip carbo-nitruri de vanadiu. Viteza de nucleere a acestor precipitate creşte cu creşterea conţinutului de azot şi se obţin un mare număr de particule cu dimensiuni mici. Aceste precipitate mici au un efect mai eficient în consolidarea matricei şi permit reducerea conţinutului de V.

Creşterea conţinutului de azot de la 80 la 160 ppm poate reduce la jumătate diametrul particulelor dar creşte numărul acestora de opt ori. Cu cât numărul precipitatelor mici este mai mare cu atât efectul de durificare este mai intens, prin reducerea distanţei dintre particule.

Ca rezultat, numărul mai mare al carbo-nitrurilor de vanadiu mici este mai eficient în consolidare comparativ cu precipitatele mai grosolane obţinute prin utilizarea de fero-vanadiu (fig. 4.9). Cei mai mici grăunţi s-au obţinut în oţelurile aliate cu nitrura de vanadiu. De aceea, aceste oţeluri au cea mai bună combinaţie de caracteristici de rezistenţă şi tenacitate. Pentru producătorii de oţel, adăugarea de azot pare să fie calea cea mai rapidă pentru reducerea temperaturilor de prelucrare.

Aşa numitele oţeluri carbon “cu puţin" azot cauzează apariţia de tensiuni in timpul îmbătrânirii, mărind limita de curgere şi fragilizarea după prelucrarea la rece. Apariţia de tensiuni la îmbătrânire este dăunătoare mai ales datorită reducerii capacitaţii de deformare plastică. Dintre cele trei tipuri de nitruri – cu vanadiu, aluminiu şi titan – vanadiul este singurul element care determină efectiv consolidarea oţelului prin combinarea cu azotul.

Azot
Fig. 4.10. Efectul azotului asupra dimensiunii precipitatelor [29]

Vanadiul permite reducerea rapidă a tensiunilor în timpul îmbătrânirii oţelurilor de mare rezistenţă comerciale de tip HSLA. Oţelurile carbon cu conţinut scăzut de azot, în jur de 0.006% N, prezintă tensiuni ridicate în timpul tratamentului de îmbătrânire după răcirea simulată a foliilor. Prin alierea cu peste 0,020% N, s-a obţinut practic reducerea efectului de tensionare a oţelurilor de mare rezistenţă.



Indicele de imbatranire, MPa

Oţeluri C-Mn Oţeluri microaliate cu V

Concentraţie de azot, %

Fig. 4.11. Efectul azotului asupra tendinţei de îmbătrânire a oţelurilor microaliate [29]
Oţelurile obţinute în cuptoare electrice cu arc electric permit realizarea unor conţinuturi înalte de azot, duble faţă de convertizoarele cu oxigen. În acest mod, azotul a devenit din impuritate un veritabil element de aliere.