MIZ IIW

ZAVARIVANJE I ZAVARENE KONSTRUKCIJE, 3/2011, str. 107-113 107

IIW Doc. IX-2303-09 Prevod: Milica Antić

POVEĆANJE RADNOG VEKA VALJAKA ZA KONTINUALNO LIVENJE EPP NAVARIVANJEM MARTENZITNIM ČELIKOM LEGIRANIM AZOTOM

IMPROVING THE LIFE OF CONTINOUS CASTING ROLLS TROUGH SUBMERGED ARC CLADDING WITH NITROGEN-ALLOYED MARTENSITIC

STAINLESS STEELS

M. Du Toit, Department of Materials Science and Metallurgical Engineering, University of Pretoria, South Africa; B.J. Van Niekerk, Welding Alloys South Africa (Pty) Ltd, South Africa.

Ključne reči: valjci za kontinualno livenje, navarivanje (plakiranje), martenzitni nerđajući čelik.

Keywords: continuous casting rolls, cladding, martensitic stainless steel.

Izvod Tokom rada, valjci za kontinualno livenje izloženi su ekstremnim promenama temperature i oštrim uticajima radne sredine. Veliki kontaktni pritisci slabova, visoke temperature površina, adhezija ili abrazija usled delovanja troske ili oksida i termički zamor zajednički doprinose oštećenju površina valjaka. Valjci odn. njihove površine se još dodatno oštećuju usled delovanja korozije.

Slabovi se hlade raspršenom vodom, koja često sadrži fluorovodoničnu kiselinu kao proizvod reakcije vode i praškastog topitelja na kalupima, a koji se koristi za sprečavanja lepljenja rastopljenog metala za bakarni lim kalupa. Ovo rezultuje u agresivnom okruženju sa niskim pH koje može da dovede do tačkaste ili korozije u obliku noža i prslina usled naponske korozije. U cilju produženja radnog veka valjaka za kontinualno livenje, valjci se oblažu po površini - plakiraju (navaruju) nerđajućim martenzitnim čelikom.

Posle navarivanja, valjak se podvrgava termičkoj obradi radi otpuštanja martenzita na zahtevani nivo tvrdoće ili radi smanjenja zaostalih termičkih napona. Tokom istraživanja, ispitan je EPP-om navareni sloj na valjcima za kontinualno livenje od azotom legiranog martenzitnog nerđajućeg čelika i fokus je bio na uticaju termičkog ciklusa i termičke obrade posle zavarivanja na taloženje karbida u navarenom sloju. Taloženje hromom bogatih karbida tokom zavarivanja ili termičke obrade posle zavarivanja, može da dovede do otkaza navara zbog osiromašenja na hromu, čineći povšinu valjka osetljivom na nukleaciju tačaka kod tačkaste korozije i stvaranje prslina.

OSNOVE Postrojenja za kontinuirano livenje u valjaonicama čelika rade u izuzetno teškim uslovima. Unutar postrojenja, rastopljeni čelik koji se nalazi u privremenom rezervoaru („tundish“-u) teče iz njega i prolazi kroz bakarni kalup koji osciluje, gde nastaje pokorica na strani, vodom hlađene, bakarne ploče. Delimično očvrsli slab se tada gura kroz kalup preko serije spregnutih segmenata koji imaju pokretne valjke (za kretanje). Slab se obično savija unutar zakrivljenog dela postrojenja za konti-liv, a ispravlja u blizini

izlaznog dela. Unutar spregnutog dela postrojenja za konti liv, slab se prska raspršenom vodom da bi se podstaklo očvršćavanje [1]. Visoki kontaktni pritisci, povišene temperature, plastične deformacije površina valjaka na kontaktu sa vrućim slabovima, oštra abrazija usled delovanja oksida i troske, ciklični termički i mehanički naponi i korozija, bilo pojedinačno ili kombinovano, izuzetno doprinose oštećenjima postrojenja za konti-liv valjaonica čelika tokom eksploatacije [2].

Mada su tokom sedamdesetih i osamdesetih godina prošlog veka korišćeni niskolegirani čelici povišene čvrstoće u obliku otkovaka i odlivaka u linijama za kontinualno livenje, ustanovljeno je povećanje veka eksploatacije ako se, oni površinski obrade zavarivanjem, slojem mnogo pogodnijeg materijala otpornog na kontakt sa vrućim slabovima kao i oštre radne uslove unutar postrojenja za konti-liv [2].

Uvođenjem plakature od modifikovanog 12% hromnog čelika iz serije AISI 400 – martenzitnih nerđajućih čelika, sredinom osamdesetih godina, značajno je povećan kvalitet proizvoda i vek eksploatacije postrojenja, odn. valjaka za kontinualno valjanje, tako da su danas ti materijali uveliko industrijska norma za ovu primenu.

Uvođenjem plakature izvedene EPP postupkom navarivanja, relativno jeftinim punjenim žicama od martenzitnog nerđajućeg čelika AISI 420 koji sadrži oko 0,2% ugljenika i 12% hroma, značajno se povećava vek eksploatacije valajaka postrojenja za konti liv, tako da je postalo standard za valjaonice čelika tokom poznih osamdesetih i devedesetih godina [3].

Metal navara tipa 420, mada u značajnoj prednosti u odnosu na niskolegirane otkovke, još uvek ima nezadovoljavajuće osobine metala šava i zone uticaja toplote usled ponovnog zagrevanja, zbog velike tvrdoće i male plastičnosti srednjeugljeničnog martenzita koji nastaje pri hlađenju.

Predgrevanje na temperaturu od 315°C i više, visoke međuslojne temperature i male brzine hlađenja su zahtevi kod ovog navarivanja zbog sprečavanja krtog loma kao i za minimizaciju nepoželjnih, vodonikom izazvanih, prslina [3]. Male brzine hlađenja pogoduju

MIZ IIW

108 ZAVARIVANJE I ZAVARENE KONSTRUKCIJE, 3/2011, str. 107-113

taloženju hromom bogatih M23C5 karbida po granicama primarnih austenitnih zrna ili granicama martenzitnih iglica. Tokom višeslojnog zavarivanja, stvaranje karbida je jako teško sprečiti, posebno u ponovno zagrevanoj zoni između navara. Kada je završeno navarivanje, martenzit se mora otpuštati, što opet dovodi do dodatnog taloženja karbida.

Taloženje hromom bogatih karbida može da dovede do osiromašenja okružujuće matrice, fenomen poznat kao senzitivizacija. Senzitivizovane oblasti pokazuju smanjenu korozionu otpornost i povećanu osetljivost na stvaranje tačaka (pitova) i početak stvaranja prslina usled naponske korozije tokom eksploatacije [2]. Takođe su korišćeni derivati tipa AISI 414 ali mada su okarakterisani superiornim osobinama, mogu da izazovu neprihvatljivo pogoršanje površine valjaka i to u roku od tri meseca od instalisanja.

Kao alternativa ugljeniku za povećanje tvrdoće i stvaranje austenita na povišenim temperaturama, u okviru 12% hromnih čelika, može se koristiti azot dodat u nerđajuće martenzitne čelike predviđene za plakaturu.

Legure koje sadrže azot kao zamenu za ugljenik, imaju bolje mehaničke osobine (uključujući veću čvrstoću, plastičnost i žilavost) i mnogo bolju otpornost pri žarenju. Mada kod ovih martenzitnih čelika, mogu da se talože nitridi, oni nastaju na značajno višim temperaturama i finiji su od karbida, zaustavljaju rast zrna i povećavaju čvrstoću. Taloženje nitrida se ne javlja prevashodno po granicama zrna, već mnogo ravnomernije kroz mikrostrukturu [2].

U ovom radu se opisuje sadašnja filozofija, a na osnovu razvoja optimalizovanih legura za obnavljanje valjaka, sa ciljem povećanja eksploatacionog veka valajaka u iznosu od preko 2 miliona tona livenog čelika, smanjenjem broja zastoja zbog održavanja, povećanjem produktivnosti, povećanejm kvaliteta proizvoda (manje prslina na valjcima i manje savijanje) i smanjenjem udela vremena potrebnog za mašinsku obradu valjaka pri plakiranju.

Ovde se takođe istražuje mogućnost ukidanja potrebe za termičkom obradom posle zavarivanja obnovljenih valjaka.

OŠTEĆENJE POVRŠINA VALJAKA POSTROJENJA KONTI LIV VALJAONICE

U cilju optimizacije legura za plakaturu i povećanje veka eksploatacije valjaka za kontinualno livenje, zahteva se razumevanje mogućih mehanizama loma ovih valjaka. Valjci za kontinualno livenje mogu, tokom eksploatacije, da izgube svoje karakteristike ili da dođe do katastrofalnih oštećenja usled brojnih mogućih mehanizama loma.

Uopšteno, rizik od katasrofalnog loma (kao rezultat cepanja, preloma suženog dela-„vrata“ ili preloma valjka) je manji kod plakiranih valjaka a oštećenje površine je dominantni razlog loma valjka. Mogući mehanizmi oštećenja površine valjaka su detaljnije objašnjeni u nastavku [1,4,5].

Abrazivno/adhezivno trenje i oksidacija U završnim, zaustavnim i manjim segmentima valjačke linije postrojenja za konti liv, oksidacija površine čelika u prisustvu pare, proizvodi okside koji doprinose delovanju abrazije. Oksidacija dovodi do izgleda površine „slonove kože“ zbog oksidacije po granicama zrna na spoljašnjim slojevima plakature, kao i pojavu prslina i cepanje plakature. Jedan primer površine izlizanog valjka za livenje dat je na slici 1.

Rizik od loma usled trenja i oksidacije može se smanjiti tako što će se obezbediti da u plakiranom sloju bude dovoljno hroma (više od približno 12%) koji pogoduje nastanku kontinualnog stabilnog oksidnog sloja sa mogućnšću spontane regeneriacije.

Legiranje azotom je pogodno zbog stvaranja stabilne, azotom modifikovane faze FeO.Cr2O3 po površini valjka, čime se obezbeđuje manji koeficijent trenja i superiorna otpornost na odnošenje materijala (kao dletom) i adheziju [5, 6].

Slika 1: Trenje valjka za livenje (fotografija zahvaljujući

Welding Alloys Ltd, UK) [6]

Termički i mehanički zamor Promenljivi naponi po površinskim slojevima valjaka za livenje mogu da dovedu do povećanja loma usled zamora tokom eksploatacije. Promenljivi naponi mogu biti mehanički, izazvani cikličnim opterećenjem pri okretanju zavisno od prolaska slaba ili pri savijanju valjaka [1,4,6].

Promenljivi termički naponi razvijaju se, zavisno od promena temperature površine valjaka, pri kontaktu sa vrućim slabom (dovodi do vršnih temperatura opsega 600°C) koje je propraćeno prskanjem vodom pri okretanju valjka. Mreža finih zamornih prslina, poznata kao „ludost vatre“, može da se razvije i predstavlja glavni uzrok gubitka materijala u hrapavom stanju. Termičke zamorne prsline se mogu smanjiti ako se obezbedi da površina valjka ima mali koeficijent termičkog širenja i veliku toplotnu provodljivost.

Lokalna korozija Lokalna tačkasta i korozija u obliku noža, razvijaju se kao rezultat izlaganja agresivnoj kiseloj sredini unutar postrojenja. Anodno rastvaranje čelika se može ubrzati zbog prisustva površinskih diskontinuiteta, izazvanih progresivnom acidifikacijom sredine u kojoj su tačke (pit) ili nož (ilustrovano jednačinama (1) i (2)). Ekstenzivna tačkasta korozija površine postrojenja valjaonice konti liva prikazana je na slici 2. Visok

MIZ IIW

ZAVARIVANJE I ZAVARENE KONSTRUKCIJE, 3/2011, str. 107-113 109

sadržaj hroma, molibdena i azota doprinose povećanju otpornosti na lokalnu koroziju [6]

Slika 2: Tačkasta korozija na površini valjaka za kontinualno

livenje (fotografija zahvaljujući Welding Alloys Ltd, UK) [6]

Početna korozija između navara Višeslojno zavarivanje i sporo hlađenje posle nanošenja plakature pogoduje taloženju hromom bogatih M23C6 po granicama primarnih austenitnih zrna ili po iglicama martenzita. Stvaranje tih karbida je teško sprečiti, posebno u zoni ponovnog zagrevanja i međuslojnim zonama.

Rezultujuće osiromašenje na hromu okružujuće matrice, može da dovede do povećanja senzitivnosti i pojave korozije u hromom osiromašenim preklopnim delovima. Smanjenje sadržaja ugljenika, veći sadržaj hroma i azota pogoduju smanjenju ovog delovanja [2,6]. Primer međuslojne korozije usled senzitivizacije prikazan je na slici 3.

Slika 3: Korozija između zavara na površini valjaka za

kontinualno livenje (fotografija zahvaljujući Welding Alloys Ltd, UK) [6]

Prsline usled naponske korozije Glavni razlog loma valjaka za livenje je nastanak prslina kao rezultat prisustva korozionih tačaka i noževa, posebno u ponovno zagrejanoj ili preklopljenoj zoni navara. Ove površine mogu biti sentizovane termičkim ciklusom zavarivanja i često su sklone osiromašenju na hromu i napadu međukristalne korozije. Jednom inicirane, ove prsline mogu da prostiru pod uticajem primenjenog zateznog naprezanja koji oštećuje pasivni film na vrhu prsline [6].

Mikrofotografija koja pokazuje prslinu usled naponske korozije, duž primarnog austenitmnog zrna sloja plakature valjka za livenje, data je na slici 4.

Slika 4: Međukristalne prsline usled naponske korozije

površine valjka za kontinualno livenje (fotografija zahvaljujući Welding Alloys Ltd, UK) [6]

Korozija izazvana topiteljem u kalupu Voda za hlađenje koja se koristi u gornjem segmentu postrojenja sadrži fluorovodoničnu kiselinu nastalu kao rezultat reakcije praškastog topitelja u kalupu koji čuva rastopljeni metal od lepljenja za bakarne limove kalupa [6]. Ove reakcije ilustrovane su jednačinama (3) i (4).

CaF2 + 2H2O Ca (OH)2 + 2HF (aq) (3)

CaF2 + SiO2 + H2O CaSiO3 + 2HF (aq) (4)

Nastanak fluorovodonične kiseline smanjuje pH vode za hlađenje i stvara oštre korozione uslove u kontaktu sa površinom valjaka. Primer korozije, izazvane topiteljem iz kalupa, prikazan je na slici 5.

Slika 5: Korozija izazvana topiteljem iz kalupa na površini

valjka za kontinualno livenje (fotografija zahvaljujući Welding Alloys Ltd, UK) [6]

ZAHTEVI KOD OBNAVLJANJA VALJAKA POSTROJENJA ZA VALJANJE KONTINUALNIM LIVENJEM U cilju optimizacije poboljšanja i veka trajanja valjaka, potrošni materijali za plakiranje treba da budu projektovani tako da spreče mehanizme loma koji su napred opisani. Najznačajniji zahtevi za slojeve plakature postrojenja su :

• Otpornost na oksidaciju pri povišenim temperaturama,

• Otpornost na lokalnu tačkastu i koroziju oblika noža,

• Maksimalna otpornost na prsline usled naponske korozije i korozioni zamor,

• Maksimalna otpornost pri žarenju da bi se sprečilo omekšavanje tokom eksploatacije,

• Otpornost na termički i termomehanički zamor, • Velika toplotna provodljivost,

MIZ IIW

110 ZAVARIVANJE I ZAVARENE KONSTRUKCIJE, 3/2011, str. 107-113

• Mali koeficijent termičkog širenja, • Velika tvrdoća i otpornost na abraziju i adheziju, • Velika čvrstoća i žilavost, • Dobra zavarljivost, • Relativno niska cena,

U cilju postizanja zahtevane tvrdoće, čvrstoće, otpornosti na trenje i koroziju, nerđajući čelici sa martenzitnom strukturom su poželjni. Martenzitna struktura obezbeđuje veliku tvrdoću, čvrstoću i otpornost na trenje, kao i mali koeficijent termičkog širenja (čime se povećava otpornost prema termičkom zamoru). Minimalno 12% hroma obezbeđuje adekvatnu otpornost na koroziju i oksidaciju na povišenim temperaturama. Sastav treba da je takav da garantuje minimlni zaostali austenit radi povećanja otpornosti na termički zamor (austenit i martenzit pokazuju veliki koeficijent termičkog širenja/ neusaglašenog suženja), i sadržaj δ-ferita manje od 9%.

Mada prisustvo ferita može da smanji tvrdoću i čvrstoću depozita, mali udeo δ-ferita može da pogoduje mašinskoj obradivosti posle plakiranja. Dodatkom kontrolisanog sadržaja nikla i molibdena poboljšavaju se osobine na povišenim temperaturama. Nikl takođe povećava žilavost depozita, dok molibden poboljšava otpornost na lokalnu koroziju.

Dalje unapređenje se može postići zamenom dela ugljenika kojeg normalno ima u martenzitnom čeliku, azotom. Azotom izmenjeni 12% hromni marrtenzitni čelik pokazuje bržu kinetiku repasivizacije, finu homogenu raspodelu taloga nitrida koji zaustavljaju rast zrna, povećavaju žilavost, menjaju osetljivost ka žarenju kao i veću otpornost na termički i termomehanički zamor. Ove unapređene osobine rezultuju u odgovarajuće manjem gubitku materijala tokom eksploatacije, kao što je prikazano na slici 6 za nemodifikovani 420 i 414 čelik u odnosu na azotom izmenjeni 414 (označen 414 N) martenzitni nerđajući čelik.

SADAŠNJA PRAKSA PLAKIRANJA U ARCELOR-MITTAL, VANDERBIJL PARK

Sadašnje proizvodne procedure za obnavljanje valjaka sastoje se od pripreme tela valjka, praćene navarivanjem površine, postupkom EPP. Pre zavarivanja, svi postojeći defekti su mašinski obrađuju (vade), često uz potrebu za većim dubinama mašinske obrade osnovnog materijala. Otkovana osnova valjaka postrojenja za konti liv, je obično niskolegirani čelici koji sadrži dovoljno Cr, Ni, Mo i V da bi se sprečio katastrofalni lom i ima dovoljnu vrednost napona tečenja i Jangovog modula kako bi se minimizirala savijanja i uvijanja tokom eksploatacije.

U cilju obnavljanja valjka, često se primenjuje pufer sloj pre nanošenja završnih tvrdih slojeva. Niskougljenični pufer sloj sa beinitnom strukturom obezbeđuje odličnu udarnu žilavost i visoku čvrstoću i nanosi se EPP postupkom (proizvođača Welding Alloys South Africa (Pty) Ltd (WASA) sa komercijalnom oznakom BUF-S). Zavarivanje pufer sloja praćeno je nanošenjem sloja od

17% hromnog feritnog nerđajućeg čelika tipa 430. Ovaj sloj minimizira efekat mešanja pufer sloja koji ima mali sadržaj hroma, tako da se nivo hroma u martenzitnoj plakaturi zadrži na zahtevanom nivouod 13 i 14% hroma.

Slika 6: Upoređenje gubitaka preko relativnih prečnika materijala valjaka za kontinualno livenje navarenih

materijalom za plakiranje 420,414 i 414N (sa dodatkom azota) [7]

Slika 7: Plakiranje EPP-om valjaka za kontinualno livenje korišćenjem žice Chromecore 414N-S

(fotografija zahvaljujući Welding Alloys Ltd, UK) [6]

Valjci se tada navaruju žicom 414N-S, sa dodatkom azota, niskougljenična, punjena žica za EPP koja daje martenzitni depozit sa sastavom koji je optimalizovan za korozionu otpornost. Ovu žicu po narudžbini, proizvodi Welding Alloys South Africa (Pty) Ltd (WASA) za Arcelor-Mittal pd komercijalnom oznakom Chromecore 414N-S.

Hemijski sastav metala šava ove žice, dat je u Tabeli 1. Udeo deponovanja plakature određuje se prema potrebi ponovnog navarivanja valjaka do zahtevanog prečnika od 230 mm. Zahtevani sadržaj hroma u petom sloju je između 13 i 14% a tvrdoća troslojnog depozita treba da je minimalno 38 HRC.

Tipične mehaničke osobine metala šava sa žicom 414N-S date su u Tabeli 2. Korišćen je EPP postupak zavarivanja sa jednom žicom uz neutralni prašak uz široke navare (25 do 30 mm) da bi se olakšala mašinska obrada i obezbedio ravnomerniji depozit (širina navara je 30 do 40mm (videti sliku 7)). Temperatura predgrevanja je 230°C a maksimalna međuslojna temperatura je, po specifikaciji, 350°C.

MIZ IIW

ZAVARIVANJE I ZAVARENE KONSTRUKCIJE, 3/2011, str. 107-113 111

Plakiranje se obično izvodi ispod Ms (martenzit start) da bi se izbegao krti lom i minimizirao rizik od prslina izazvanih vodonikom. Iako je uveliko prihvaćeno da ova tehnologija podrazumeva termičku obradu posle zavarivanja, klijent je želeo da valjci budu podvrgnuti žarenju radi samnjenja napona, pre nego budu stavljeni

u eksploataciju. Zbog toga je urađeno istraživanje uticaja različitih kombinacija temperatura i vremena termičke obrade na tvrdoću depozita i stepen taloženja karbida.

Rezultati ovog istraživanja dati su u nastavku rada.

Tabela 1: Hemijski sastav metala šava sa žicom oznake 414N-S (težinski %, ostalo Fe)

C Mn Si Cr Ni Mo N

0,08 1,00 0,60 13,5 4,30 0,50 0,10

Tabela 2: Mehaničke osobine metala šava sa žicom oznake 414N-S (sobna temperatura)

Napon tečenja Zatezna čvrstoća

Suženje Izduženje Tvrdoća Udarna žilavost

1020 MPa 1110 MPa 43% 18% 42-45 HRC 19 J (posle zavarivanja)

35 J (termički obrađeno*)

*Termički obrađeno na 580°C u trajanju od 8 sati

UTICAJ TERMIČKE OBRADE POSLE ZAVARIVANJA NA TVRDOĆU NAVARA I STEPEN TALOŽENJA KARBIDA SA ŽICOM OZNAKE 414N-S U cilju ispitivanja uticaja termičke obrade posle zavarivanja na tvrdoću metala navara i stepen taloženja karbida, navaren je ispitni uzorak od niskolegiranog čelika, žicom 414N-S. EPP postupkom, naneta su četiri sloja na osnovni materijal, korišćenjem Chromecore 414N-S sa parametrima koji su slični onim u proizvodnji. Predgrevanje je bilo na 230°C, a izmerena međuslojna tempertura u opsegu od 290°C do 350°C.

Uzorci iz ovog ispitnog komada podvrgnuti su termičkim obradama koje se primenjuju u proizvodnji 2 tipa, t.j. 480°C u trajanju od 5 sati i 580°C u trajanju od 8 sati. Treća termička obrada koja je izračunata na bazi Holloman-Jaffe-ijevog parametra žarenja, slična je drugoj proizvodnoj termičkoj obradi (na 580°C u trajanju od 8 sati) t.j. 620°C u trajanju od 1 sata.

Izmerene vrednosti tvrdoće četiri sloja kod svakog metala navara u uslovima zavarivanja i posle termičke obrade dati su u Tabeli 3. Svaka vrednost predstavlja srednju vrednost od najmanje tri merenja. Uzorci za metalografiju pripremljeni su sečenjem uzoraka iz sloja prevlake posle zavarivanja i posle svake od tri termičke obrade posle zavarivanja, koje su napred specificirane.

Uzorci su zatopljeni u smolu i polirani do ogledalastog sjaja. U cilju identifikacije taloženja karbida u mikrostrukturi, uzorci su elektrolitički nagriženi u zasićenom rastvoru oksalne kiseline (prema proceduri detaljno opisanoj u Praksi W ASTM 763-93) [8].

Optičkom mikroskopijom dobijene slike poslednja dva sloja epruveta sa plakiranim slojem date su na slikama 8 do 11. Prva dva sloja nisu ispitivana jer ne postoji 17% hromni pufer sloj, tako da je osiromašenje na hromu, u prvom sloju, izuzetno veliko.

Ispitivanjem depozita sa 414N-S u uslovima zavarivanja, slika 8(a) i (b), ustanovljena je martenzitna mikrostruktura sa nešto δ-ferita, lociranog po jezgrima originalnih dendrita nastalih pri očvršćavanju. Sadržaj δ-ferita je u prihvatljivim granicama (Tabela 3). Izolovane karbidne čestice jesu zapažene ali ne i kontinualni filmovi po granicama zrna što znači, da depozit nije senzitovan tokom termičkog ciklusa. Ispitivanje pri većim uvećanjima (slika 12) je pokazalo da uočene kabidne čestice, nisu specifično združene sa fazom δ-ferita.

Mikrofotografije na slikama 9(a) i (b) sugerišu da žarenje za smanjenje napona pri 480°Cu trajanju od 5 sati (sadašnja praksa) nije rezultovalo u velikom taloženju kardbida po granicama zrna, kao i da je mikrostruktura depozita veoma slična onoj u uslovima zavarivanja.

Tabela 3: Srednje vrednosti za četiri sloja navara sa 414N-S, mereno u zavarenim uslovima i posle tri različite termičke obrade (HRC)

Vrednost tvrdoće (HRC)

Uslovi uzorka Prvi sloj Drugi sloj Treći sloj Poslednji sloj

zavareni 44,1 46,2 45,9 45,0

TOPZ 480°C 5 sati 45,3 47,9 47,0 47,6

TOPZ 580°C 8 sati 40,0 40,2 40,3 42,3

TOPZ 620°C 1 sat 30,1 31,2 29,8 30,9

MIZ IIW

112 ZAVARIVANJE I ZAVARENE KONSTRUKCIJE, 3/2011, str. 107-113

 

Slika 8: Mikrofotografije (a) trećeg sloja i (b) poslednjeg sloja depozita sa 414N-S u zavarenim ulovima (uvećanje 450x)

 

Slika 9: Mikrofotografije (a) trećeg sloja i (b) poslednjeg sloja depozita sa 414N-S posle termičke obrade 480°C 5 sati (uvećanje 450x)

 

Slika 10: Mikrofotografije (a) trećeg sloja i (b) poslednjeg sloja depozita sa 414N-S posle termičke obrade 580°C 8 sati (uvećanje 450x)

 

Slika 11: Mikrofotografije (a) trećeg sloja i (b) poslednjeg sloja depozita sa 414N-S posle termičke obrade 620°C 1 sat (uvećanje 450x)

MIZ IIW

ZAVARIVANJE I ZAVARENE KONSTRUKCIJE, 3/2011, str. 107-113 113

Iz Tabele 3 se takođe uočava, da ova termička obrada ne smanjuje tvrdoću depozita u nekom zančajnom stepenu. Mada udeo otpuštanja napona na 480°C treba da bude ograničen, ova termička obrada neće izazavati neke drastične promene mehaničkih osobina ili korozione otpornosti depozita.

Kao što je prikazano u Tabeli 3, termička obrada depozita 414N-S na 580°C u trajanju od 8 sati,

rezultuje u smanjenju tvrdoće iako su izmerene vrednosti još uvek u specificiranom opsegu. Slike 10(a) i (b) indikuju da standardna temička obrada rezultuje u značajnom taloženju karbida.

Kod prvog sloja, uočljivo je da su karbidi vezani sa δ-feritom (slika 13) dok su u trećem sloju, karbidi izvan granica zrna primarnog austenita.

Slika 12: Mikrofotografija poslednjeg sloja depozita sa 414N-S u zavarenim uslovima, uvećanje 900x

Slika 13: Mikrofotografija poslednjeg sloja depozita sa 414N-S posle termičke obrade na 580°C u trajanju od 8

sati, uvećanje 900x  

Tabela 3 daje podatke o tome da temička obrada na 620°C u trajanju 1 sat uzrokuje nedozvoljeni pad vrednosti tvrdoće depozita, ispod specificirane vrednosti za ovu primenu. Ova termička obrada takođe rezultuje u izuzetnom taloženju karbida po granicama zrna primarnog austenita i granicama iglica martenzuta, kao što je prikazano na slii 11(a) i (b). Mada značajno osiromašenje na hromu, uzrokovano uočenim taloženjem karbida nije razvijeno tokom trajanja ovog istraživanja, struktura nagoveštava senzitivizaciju, i može da pokaže povećanu osetljivost na lokalnu koroziju i iniciranje prslina usled naponske korozije tokom eksploatacije. Ova termička obrada, mada u najvećem stepenu otklanja zaostale napone, nije preporučljiva.

ZAKLJUČAK

Azotom legirani 12%hromni martenzitni nerđajući čelici nude jedinstvenu kombinaciju visoke tvrdoće, otpronosti na trenje, otpornosti na oksidaciju pri visokim temperaturama, otpornosti na koroziju i otpornosti na termički i mehanički zamor. Ova kombinacija osobina ovih materijala daje mogućnost dobrog izbora za obnavljanje valjaka postrojenja valjaonice za kontinualno livenje

Delimična zamena ugljenika, azotom, smanjuje osetljivost 12% hromnog martenzitnog nerđajućeg čelika na koroziju između navara, uzrokovanu senzitivizacijom. Martenzit sa nižim ugljenikom koji se stvara u ovakvom depozitu, smanjuje tendenciju taloženja hromom bogatih karbida, tokom hlađenja i negira potrebu za termičkom obradom, posle plakiranja.

Osobine, azotom izmenjenog depozita od 414N-S, u uslovima zavarenog stanja zadovoljava zahteve za minimalnim zaostalim austenitom i δ-feritom, i

ograničenim taloženjem M23C6 karbida. Tvrdoća u uslovima zavarivanja je značajno iznad specificirane minimalne vrednosti za ovu primenu. Ako se zahteva termička obrada posle zavarivanja, ona mora biti izvedena na temperaturama do 500°C kako bi se sprečilo omekšavanje i taloženje karbida.

ZAHVALNOST

Autori zahvaljuju firmi Welding Alloys South Africa (Pty) Ltd i Univerzitetu u Pretoriji za obezbeđenje materijala i laboratorijskih kapaciteta. Takođe se zahvaljuju Leanne Bronkhorst i Lilian Barlow.

LITERATURA

[1] Merick,S, 1994. Hardfacing extends the life of steel mill continuos casters. Welding Journal 73 (4), pp.53-56

[2] Stekly,J.J.and Atamert,S. 1994. Nitrogen bearing 400 series alloys for cldding continous casting rolls. Proceedings of the 36th Mechanical Working and Steel Processing Conference, Baltimore, Maryland, USA: pp. 79-86

[3] Kotecki, D.J. 1994. Alloy recovery in 12%chromium continous caster roll welding. Welding Journal 73 (1):pp.16s do 23 s

[4] Loosen, B. 1995. Surfacing continous casting rollers. Svetsaren 50(2):pp 29-31

[5] Stekly,J.J. and Atamert, S. 1998. Developing hardfacing for the 1990s and beyond. Welding and Metal Fabrication 66859:pp. 17-20

[6] Kondapali, S.N. 2007. Failure mechanisms of continous casting rollers, Unpublished research presented at the Advanced Practices in Continuous Caster Maintance Conference, Cambridge, UK

[7] Kondapali, S.N. 2007. Materials for continous casting rollers, Unpublished research presented at the Advanced Practices in Continuous Caster Maintance Conference, Cambridge, UK

[8] ASTM International. 2004, ASTM A763-93: Standard Practices for Detecting Susceptibility to Intergranular Attack in Ferritic Stainless Steels