STAHL UND EISEN
Z E I T S C H R I F T F Ü R D A S D E U T S C H E E I S E N H Ü T T E N W E S E N
Herausgegeben vom Verein Deutscher Eisenhüttenleute im NS.-Bund Deutscher Technik G e le ite t v o n D r.-Ing. D r. mont. E .h . O . P e t e r s e n
unter Mitarbeit von Dr. J. W. Reichert und Dr. W. Steinberg für den wirtschaftlichen Teil
H E FT 26 25. J U N I 1942 6 2 JA H R G A N G
Die Entschwefelung mit sauren Schlacken unter Zusatz von Flußmitteln.
Von R o b e r t D ü r r e r und B o r u t M a r in c e k in Berlin.
[M itteilung aus dem I n s titu t fü r E isenhüttenkunde der Techn. Hochschule Berlin.]
(Arbeitsbedingungen bei der basischen und sauren Entschwefelung. Versuchsdurchführung und Ergebnisse. E in flu ß von T em peratur, Schlackenmenge, F lußm ittelzusatz u n d Zeitdauer.)
N
ach der bisher üblichen A uffassung können Roheisen und S tah l nur m it basischer Schlacke zufriedenstellend en tsch w efelt werden. W ie R . D ü r r e r , H . H e l l b r ü g g e und B. M a r i n c e k 1) feststellten , ist jedoch eine Entschwefelung m it sauren Schlacken nicht nur möglich, sondern führt sogar zu niedrigeren Schwefelgehalten, als diese b ei der üblichen A rbeitsw eise m it basischen Schlacken
zu
erzielen sind. D iese nach der GleichungF e S + SiO* 2 C = F e + SiS + 2 CO — Q verlaufende E ntsch w efelu ng is t in B ild 1 in A bhängigkeit von der Tem peratur gekennzeichnet. D ie Schlacken werden
in der R eih en folge I b is V I saurer; Schlacke V I besteh t aus reiner K ieselsäure. D ie K urven zeigen, daß die E n t
schwefelung stark tem peraturabhängig ist; oberhalb 1700°
ist sie praktisch vollkom m en.
H ohe T em peratur b egü n stigt diese A rt der E n tsch w efe
lung. U n ter son st gleichen Arbeitsbedingungen verläu ft die E n tsch w efelu n g b ei genügend dünnflüssiger Schlacke um so vollstän d iger, je kieselsäurereicher diese ist. Hoeh-
x) A rch . E is e n h ü tte n w . 14 (1940/41) S. 527/32.
51 26.
kieselsäurehaltige Schlacken erfordern eine Temperatur von etw a 1800°. Steigende D ünnflüssigkeit erleichtert die R e
aktion; je zäher die Schlacke ist, um so langsam er stellt sich ein gewisser Endschwefelgehalt ein. E ine genügende D ünnflüssigkeit ist nicht nur für den R eaktionsabiauf als solchen erforderlich, sondern auch für das E ntw eichen der sich bildenden gasförmigen R eaktionsergebnisse Silizium sulfid und Kohlenoxyd. Je w eitergehend diese entfernt werden, um so vollständiger verläuft die R eaktion.
D a die übliche A r b e i t s t e m p e r a t u r unter den g e
w ählten Bedingungen nicht genügt, m uß sie entweder er
höht oder die V iskosität der Schlacke durch Zusätze herab
gesetzt werden. Günstig im Sinne dieser E ntschw efelung liegen die Verhältnisse b ei den Verfahren, wo die Schlacke heißer ist als das Eisen.
D ie E n t s c h w e f e l u n g m it sauren Schlacken b ei h o h e n T e m p e r a t u r e n is t durch die erwähnten Untersuchungen im Grunde bereits geklärt. D ie vorliegende A rbeit sollte zeigen, inw iew eit durch g e e i g n e t e Z u s ä t z e die V isk osität der Schlacke und dam it die A rbeitstem peratur b ei gleicher Entschwefelung herabgesetzt werden können; w eiterhin sollte sie auch Aufschluß geben über den E i n f l u ß der S c h la c k e n m e n g e .
B ei der D u r c h f ü h r u n g d e r V e r s u c h e d ienten als A usgangsstoffe R oheisen und synthetische Schlacken. D ie Versuche wurden in G raphittiegeln m it 0,1 % S im Tam- m annofen in der W eise durchgeführt, daß auf die m it den F lu ßm itteln zusam men erschm olzene auf die Versuchs
tem peratur (1600° und 1700°) erhitzte Schlacke (150 g) k altes R oheisen (150 g) gegeben wurde. Nach etw a 5 m in hatte diese E isen-Sehlacken-Schm elze w ieder die V ersuchs
tem peratur erreicht, die bis zum A usgießen in eine K okille unverändert gehalten wurde. D ie Tem peratur von 1600°
wurde m it einem Therm oelem ent aus Platin-Platinrhodium - D rähten festgestellt. D ie D rähte waren zunächst durch ein einseitig geschlossenes Rohr aus Sinterkorund und w eiterhin durch ein ebenfalls unten geschlossenes Kohlerohr geschützt.
Zur Temperaturm essung b ei 1700° wurde ein unten ge
schlossenes Graphitrohr in die Schm elze g estellt und dessen Boden m it einem bis 1600° geeichten Strahlungspyrom eter anvisiert. N ach der Zugabe beginnt die Schlacke u nter E n t
w icklung eines an der L u ft verbrennenden Gases zu sc-häu- 537 01600 1650 1700 1750 1800
Temperatur in °C
Bild i . Roheisenentschwefelung m it sauren Schlacken in Ab
hängigkeit von der Tem peratur.
| 0.08 -5*
I 0.06
%^0,01
AljOj CaO S i 02
T H M
% % °lo F Si02 I 18.52 W .15 37,03 1.20 M 18.18 38.36 15,16 0,80 m 17.81 28.57 S3J7 0,53 a 17.11 13.73 6857 0,20
7 16.81 - 83,33 0,0
n - - 100,00 0.0
538 S ta h l u n d E isen Dürrer u nd Mariricek: Entschwefelung mit sauren Schlacken und F lußm itteln _______ 62. Ja h rg . N r. 26
men. Das eine w eiße W olke (Kieselsäure) bildende Ver
brennungsgas riecht nach Schwefeldioxyd.
D ie E r g e b n i s s e der b ei 1600° durchgeführten Versuche zeigen, daß fast durchweg die Entschwefelung bei h l u ß - m i t t e l z u s a t z besser wird, was dam it zusammenhängt, daß hierdurch die V iskosität sinkt und som it die Reaktion beschleunigt wird. Jedoch sind die Endschwefelwerte noch zu hoch; das R oheisen m it 0 ,4 8 % S wurde auf höchstens 0 ,1 % S entschw efelt. N a t r i u m c h l o r i d , N a t r i u m k a r b o n a t und K a lz iu m c h l o r id verbessern die E n t
schwefelung infolge ihrer niedrigen Schmelz- und Ver
dam pfungspunkte nur wenig. W esentlich günstiger wirkt F l u ß s p a t ; die Entschwefelung ist schon bei einem Zusatz von 1 % CaF2 recht gut.
D ie bei 1700° durchgeführten Versuche zeigen dagegen eine sehr gute Entschwefelung. D ie S c h l a c k e n z u s a m m e n s e t z u n g e n sind in Zahlentafel 1, die E n t s c h w e f e l u n g s e r g e b n i s s e in den Bildern 2 his 4 gekennzeichnet.
D ie Versuchsdauer betrug 30 m in, das Roheisen enthielt 0,620 % S, als F lu ßm ittel dienten Natriumkarbonat, F lu ß spat und Titansäure in Mengen von 3 und 6 %, auf die Schlackenmenge bezogen.
Z ahlentafel 1. S c h l a c k e n z u s a m m e n s e t z u n g .
Schlacke . . 1 2 3 4 5 6
CaO . . % S i0 2 . . % A120 3 . %
26,56 54,30 18,70
28,73 49.70 20.70
30,12 48,52 20,70
38,86 42,15 18,58
36,85 41,16 20,31
27,46 52,40 21,01 CaO : S i0 2 . 0,488 0,578 0,621 0,920 0,896 0,524
B ei den saureren Schlacken 1 und 2 tritt nach Zusatz von geeigneten F lußm itteln eine praktisch vollkom m ene E ntschwefelung ein; diese wird b ei den basischeren Schlacken ohne Zusatz von F lu ßm itteln erreicht. D ie ohne F lu ßm ittel verw endeten Schlacken entschwefeln nur dann gut, wenn sie nicht zu v ie l freie Kieselsäure enthalten, d. h.
wenn sie nicht zu sauer, also zu zäh sind. Aus diesem Grunde entschw efeln die Schlacken 1 und 2 verhältn is
m äßig schlecht, die Schlacken 3 und 4 dagegen fast v o ll
kommen. D aher konnte sich die Zugabe von F lu ßm itteln praktisch nur bei den Schlacken 1 und 2 auswirken.
Bild 2. Entschwefelung m it sauren Schlacken unter Sodazusatz bei 1700°.
N a t r i u m k a r b o n a t (B ild 2) hat fast keine W irkung.
B ei den stärker basischen Schlacken verschlechtert dieses
F lu ß m ittel sogar die E ntschw efelung. Einm al ist der niedrige Verdam pfungspunkt störend und weiterhin der Um stand, daß Natrium karbonat oder Natriumoxyd als Base einen T eil der freien K ieselsäure bindet und diesen der Entschwefelung entzieht.
Bild 3. Entschwefelung m it sauren Schlacken unter Flußspat
zusatz bei 1700°.
Flußspat b egü n stigt nach B ild 3 die Entschwefelung.
D er Einfluß zeig t sich deutlich b ei den Schlacken 1 und 2.
W eiterhin wurde den Schlacken T i t a n s ä u r e zugesetzt, die, wie B ild 4 zeigt, die E ntschw efelung praktisch voll
komm en gestaltet, w obei noch nicht feststeh t, ob die Titan
säure nur als F lu ß m ittel w irkt.
Bild 4. Entschwefelung m it sauren Schlacken unter Zusatz von T itansäure bei 1700°.
Für diese Versuche wurde verhältnism äßig viel Schlacke verw endet, und zwar ein G ew ichtsteil Schlacke auf ein G ewichtsteil Eisen. D eshalb war es notwendig, den E in f lu ß d e r S c h l a c k e n m e n g e zu untersuchen. Die Ver
suche wurden m it zwei sauren Schlacken (2 und 4) und Roheisen m it 0,620 % S bei 1700° und einer Versuchsdauer von 15 min in A bhängigkeit von der Schlackenmenge durch
geführt.
25. J u n i 1942 Dürrer un d M arincek: Entschwefelung m it sauren Schlacken u n d F lu ß m itteln Stahl und E isen 539
Die E r g e b n is s e (B ü d 5 ) zeigen, daß die Menge der sauren Schlacke in dem gewählten Rahmen praktisch keinen Einfluß auf die Entschwefelung hat. Der Grund hierfür liegt in der bereits behandelten Entschwefelungsreaktion über Siliziumsulfid.
Schlackenmenge in g je 100 g Eisen
Bild 5. Einfluß der Schlackenmenge auf die Entschwefelung bei 1700*.
U m den Z e i t e i n f l u ß zu klären, wurden in A bhängigkeit von der V ersuchsdauer U ntersuchungen m it Schlacke 5 m it 3 ° 0 C aFj und Schlacke 6 (je 150 g) ohne F lu ß m ittel bei 1600° m it R oheisen (150 g) m it 0,480 % S angestellt (B ild 6). Im G egensatz zu der verhältnism äßig w enig sauren Schlacke 5, b ei der die Entschw efelung praktisch vollkom m en ist, genügt bei der hohen V iskosität der sehr sauren Schlacke 6 auch die Z eitdauer von 180 m in noch nicht zur vollstän d igen Entschw efelung.
Bfld 6. Entschwefelung m it sauren Schlacken in Abhängigkeit von der Zeit.
W ährend b e i der b a s i s c h e n E ntsch w efelu ng die Schlacke sich im m er m ehr an Schw efel anreichert und sich dam it der S ä t t i g u n g s g r e n z e nähert, also an E ntschw efe
lu ngsfäh igkeit einbüßt, w ird diese b ei der s a u r e n E n t
schwefelung, bei der der S ch w efel nicht in der Schlacke bleibt, n i c h t b e e i n f l u ß t , w enn nur die verbrauchte K ieselsäure ersetzt wird.
E in N a c h t e i l b ei allen diesen V ersuchen ist, daß beim kleinen Tam m annofen, der verhältn ism äßig große Strah
lu ngsverluste h a t, die Schlacke — wahrscheinlich b e
trächtlich — k ä lter is t als das Eisenbad, dessen Temperatur gem essen w ird. D ie T em peratur der Schlacke w ird wahr
scheinlich etw a 100° niedriger liegen. D ieser U m stand b e
w irkt, daß die Zähigkeit der Schlacke höher und som it die E ntschw efelung schlechter ist, als dies b ei gleicher Tem pe
ratur der F a ll wäre. D azu kom m t noch, daß der U n ter
schied zwischen der E isen - und der Schlackentem peratur schwankt. Zu B eginn des A rbeitens m it dem Ofen ist dieser Tem peraturunterschied infolge des k alten Ofendeckels größer; er verm indert sich in dem Maße, w ie der D eckel wärmer wird.
A ls F o l g e r u n g fü r d ie P r a x i s zeigen die unter ver
hältnism äßig ungünstigen Bedingungen durchgeführten Versuche, daß auch unter den betriebsm äßigen Tem pe
raturverhältnissen m it sauren Schlacken entschw efelt werden kann. Ob auf diese W eise b ei einer dem Großbetrieb entsprechenden Schlackentem peratur w eitergehend ent
schwefelt werden kann als m it basischer Schlacke, m uß noch festgestellt werden.
D ie „saure E ntschw efelung“ kann sich nur dann gut auswirken, wenn die Bedingungen für die B ildung und das E ntweichen des Silizium sulfids gü nstig sind. H ierzu gehört vor allem eine genügende D ünnflüssigkeit der Schlacke, die durch geeignete F lu ß m ittel erzielt w erden kann. B e i der V e r h ü t t u n g kom m t noch die Forderung hinzu, daß das Silizium sulfid nicht innerhalb der Beschickung sublimieren darf, da es sonst im K reislauf dem B ad w ieder zugeführt wird. D as ist beim H ochofen der F a ll, und das is t jedenfalls auch der Grund, weshalb sich bei ihm die saure E ntsch w efe
lu ng nicht auswirken kann, wohl aber beispielsw eise beim elektrischen Niederschachtofen.
E ine V e r lä n g e r u n g der R e a k t i o n s d a u e r w irk t sich b ei der sauren Entschw efelung günstiger aus als bei der basischen, da b ei ihr der Schw efel nicht in der Schlacke verbleibt. D eshalb h at auch die Menge der sauren Schlacke keinen w esentlichen Einfluß auf die Entschw efelung.
D azu kom m en die bek ann ten V o r t e i l e eines s a u r e n O f e n s , die sich insbesondere bei sehr hohen Tem peraturen auswirken, b ei denen die vom D eck el herabtropfenden Silikabaustoffe im basischen Ofen die tiefer liegen de basische A usfütterung zerstört, und u m gekehrt basische an das Silikagewölbe gelangende Schlackenteilchen dieses anfressen.
* *
*
D iese Untersuchungen sind eine G em einschaftsarbeit m it dem Neunkircher Eisenwerk, das auch die M ittel für ihre Durchführung zur Verfügung stellte. D er W erksleitung sei auch an dieser S telle verbindlich gedankt.
Z u s a m m e n f a s s u n g .
E ntschw efelungsversuche m it sauren Schlacken haben gezeigt, daß auch b ei den üblichen A rbeitstem peraturen m it sauren Schlacken in A nw esenheit von K ohlenstoff eine w eitgehende E ntschw efelung m öglich ist, wenn nur die Schlacken dünnflüssig sind. D ie b esten Ergebnisse in dieser R ichtung wurden m it Z usätzen von Titansäure und F lu ß spat erzielt; es ist noch zu klären, ob Titansäure nur als F lu ß m ittel oder auch chem isch w irk t. D ie Schlackenm enge is t b ei der sauren E ntschw efelung ohne w esentlichen E in fluß. Mit der Zeit nim m t die E n tsch w efelu ng zu, b is das E isen praktisch schw efelfrei ist, während die basische E n t
schw efelung an die Sättigungsgrenze der Schlacke für S chw efel gebunden ist.
540 S ta h l u n d E isen A . A n to n io li: D ie Ursachen der Schweißrissigkeit von C hrom -M olybdän-Baustählen 62. J a h rg . N r. 26
Die Ursachen der Schweißrissigkeit von Chrom-Molybdän-Baustählen.
Von A d o l f o A n t o n i o l i in Sesto S. G iovanni (Mailand).
[Mitteilung aus dem Istitu to Scientifico-Tecnico Ernesto Breda der Werke E rnesto Breda, Sesto S. Giovanni.]
(Einfache M eßvorrichtung fü r die Rißbildungstem peratur u nd deren E rm ittlung bei Punktschw eißungen. Neigung zu Heißbrüchigkeit vor allem durch den Sauerstoff geholt als Ursache der Schw eißrissigkeit. Form el fü r die Beurteilung der
Schweißrissigkeit nach dem Sauerstoff-, Schwefel- u nd M angangehalt.)
O
bwohl die Schweißrissigkeit durch verschiedene von einem gewissen Standpunkt aus empirische Verfahren praktisch verm ieden werden kann (Aenderung der Stahlzusammensetzung, der Schmelzführung, des D esoxydations
verfahrens usw.), sind ihre Ursachen noch nicht völlig ge
klärt. D ie gelegentliche Ursache der Schweißrisse ist der r ä u m lic h e S p a n n u n g s z u s t a n d , dem der W erkstoff durch die ungleichm äßige therm ische Schrumpfung unter
worfen ist; infolgedessen wirkt sich die Trennungsbean
spruchung am stärksten in der unm ittelbaren N ähe der Schweißnaht aus und führt an solchen Stellen zur R iß
bildung. Wird im Laufe der Erkaltung ein Sprödigkeits
gebiet durchlaufen, so entstehen an dieser Stelle Risse, deren Zahl und Verbreitung von den Temperaturgrenzen des Sprödigkeitsgebietes und von der hierdurch hervorgerufenen Trennfestigkeitsbeeinträchtigung abhängen.
In den letzten Jahren hat sich die F achw elt viel m it der Lage des Temperaturbereiches des Sprödigkeitsgebietes, welches die R ißbildung bedingt, beschäftigt. D ie einzige allgem ein anerkannte Tatsache ist aber lediglich der schäd
liche Einfluß von hohen Schwefel- und K ohlenstoffgehalten im W erkstoff. J. M ü lle r 1) ist der Ansicht, daß die Risse sich bei 800 bis 1000° bilden. F .B o l l e n r a t h und H . C or
n e l i u s 2) haben in diesem Temperaturbereich eine Abnahme der D ehnung beim Zugversuch beobachtet. P. B a r d e n h e u e r und W . B o t t e n b e r g 3) haben gefunden, daß Stähle, bei deren Schm elzung eine starke Badbewegung herrschte, weniger schweißempfindlich sind. Sie vertreten den Stand
punkt, daß die R ißentstehung b ei Temperaturen von 600 bis 700° auf tritt und der Grund hierfür in der Summierung der Spannungen, die durch das Freiwerden von m oleku
larem W asserstoff oder von W asserstoffverbindungen an den Einschlüssen herrühren, und der Eigenspannungen der U m setzung y -E isen -» a-E isen zu suchen ist. W . E i l e n d e r und R. P r i b y l 4) sehen den Grund der Rißbildung in der durch die Gegenwart von Seigerungen bedingten Verminderung des Form änderungsvermögens und verlegen die Rißbildungs
tem peratur auf 650°. D ie Anwendung von Sonderdesoxy
dationsverfahren würde es m öglich machen, diese Seige
rungen zu verm eiden. O. W e r n e r 6) baut die Theorie Bardenheuers und B ottenbergs w eiter aus und gibt an, daß die R issigkeit durch die Gegenwart leicht reduzierbarer O xyde wie z. B . durch Mangan- und E isenoxydul hervor
gerufen würde. D ie obenerwähnten Oxyde könnten m it dem W asserstoff reagieren und der R eaktionsablauf sei dem der
0 Luftf.-Forschg. 11 (1934) S. 93/103. Z. VDI 78 (1934) S. 1293/94; vgl. S tah l u. Eisen 55 (1935) S. 495.
2) S tah l u. Eisen 56 (1936) S. 565/71.
3) Arch. E isenhüttenw . 11 (1937/38) S. 375/83 (Werkstoff- aussch. 396).
4) Arch. E isenhüttenw . 11 (1937/38) S. 443/48 (Werkstoff- aussch. 403).
6) Arch. E isenhüttenw . 12 (1938/39) S. 449/58 (W erkstoff- aussch. 459).
W asserstoffkrankheit des Kupfers ähnlich. H . C o r n e liu s 6) h at gefunden, daß die Verkupferung des Schweißdrahtes oder des Bleches Schweißrissigkeit hervorruft, deren Ursache in der Lötbrüchigkeit zu suchen ist, und verallgemeinert diesen Schluß, indem er annim m t, daß die Rissigkeit eine R otbrucherscheinung sei.
a = Einspannvorrichtung, b = Bleche,
c = Thermoelement,
d = Millivoltmeter zur Temperatur
messung,
e = Verbindung m it Widerstands
messer,
f = Millivoltmeter zur Schweißnaht
widerstandsmessung,
g = Verbindung mit Akkumulatoren, h = Schiebewiderstand,
i = Hebelschalter, k = Akkumulatoren,
1 = Strommesser,
m = Quecksilber-Selbstausschalter ( Sicherungsvorrichtung).
E rm ittlu n g der R ißbildungstem peratur.
E ine kritische B etrachtung der bisher erschienenen Ar
beiten führt zu dem Schluß, daß die Rißbildungstemperatur in unzulänglicher W eise gem essen worden ist, w eil es zweifel
h aft ist, daß man m it bloßem Auge den Augenblick der Riß
bildung genau beobachten kann, und w eil man außerdem nicht genug darauf geachtet hat, die Temperatur genau an der R iß stelle zu m essen. W ahrscheinlich sind darauf auch die erheblichen Unterschiede der einzelnen Meßergebnisse zurückzuführen, die zwischen 600 und 1000° schwanken.
D iese U eberlegung gab den Anlaß, uns m it einem physikali
schen, nicht subjektiven M eßverfahren zu beschäftigen, und es ist uns gelungen, die einfache, in B ild 1 dargestellte V o r r ic h t u n g zu entwickeln. Durch die m it Glimmer iso
lierten Schweißplättchen wird ein von der Akkumulatoren
batterie erzeugter Gleichstrom hindurchgeschickt; das M illivoltm eter f m ißt die Spannung zwischen den beiden K lem m en an beiden Seiten der R aupe und gibt im Laufe der E rkaltung jedesm al einen S tillstand oder einen Rück
gang der Spannungsabnahm e an, sooft sich ein Riß bildet.
G leichzeitig wird die Temperatur m it dem M illivoltmeter d, w elches m it einem Therm oelem ent verbunden ist, abgelesen.
6) A rch. E is e n h ü tte n w . 12 (1938/39) S. 457 u . 517.
B acken
E lektrische Jsolierung d es B leches von d er E inspannvorrichtung
Schnitt A -B
Bild 1. V orrichtung zur Messung der Rißbildungstemperatur.
A . A n to n io li: D ie Ursachen der Schw eißrissigkeit von C hrom -M olybdän-B austählen S ta h l u n d E ise n 541 Z ahlentafel 1. C h e m is c h e Z u s a m m e n s e t z u n g u n d S c h w e i ß r i s s i g k e i t d e r u n t e r s u c h t e n S t ä h l e 1).
Schmelze Hereteil ungsart % c % Si % Hn % P % S % Cr % Mo % Cu % As
% 0 2 2)
weiü- keit3) Anzahl
der Proben
Durch
schnitts
gehalt
rissig
| Anzahl der Proben
Mittel
%
1 0,30 0,15 0,52 0,022 0,055 0,96 0,24
_ _ _ _
7 342 0,28 0,36 0,54 0,025 0,027 1,05 0,31
_ _
2 0,013j 9 313 15-kg- 0,29 0,20 0,69 0,020 0,031 1,07 0,31
_
2 0,0105 9 254 H ochfrequenz- 0,30 0,19 0,70 0,020 0,045 1,04 0,28 __ 0,035 2 0,0054 9 24
5 ofen 0,30 0,29 0,60 0,020 0,046 0,67 0,31 0,18 2 0,0108 9 34
6 0,29 0,36 0,65 0,020 0,057 1,08 0,33 — — 2 0,0114 9 40
7 0,30 0,27 0,72 0,031 0,073 1,13 0,21
— —
2 0,0076 10 358 0,29 0,26 0,61 0,024 0,050 1,09 0,20 — — 2 0,0064 9 33
9 6-t- 0,28 — 0,49 0,031 0,022 0,90 0,22
_ _
2 0,0142 9 3210 H ochfrequenz- 0,27
—
0,53 0,019 0,025 0,88 0,24 0,12—
2 0,009i 6 2411 ofen 0,26 0,26 0,56 0,017 0,026 0,83 0,25 0,16 0,041 5 0,0083 4 25
12 0,30 0,25 0,73 0,012 0,010 1,08 0,32 0,21 0,039 2 0,0042 9 1
13 20-t- 0,40
—
0,70 0,012 0,017 1,10 0,28— —
2 0,002ä 18 1814 Lichtbogen- 0,28
—
0,56 0,016 0,018 0,92 0,29— —
2 0,0034 10 1215 ofen 0,28
—
0,61 0,017 0,019 0,94 0,25— —
2 0,003, 10 o16 0,28
—
0,62 0,021 0,018 0,87 0,25 ——
3 0,005s 10 0,5 |D Die chemische Zusammensetzung wurde an 15 mm dicken Platinen erm ittelt, die Schweißrissigkeit an 1 mm dicken aus den P latinen gewalzten Feinblechen geprüft. — 2) N ach dem V akuum -H eißextraktionsverfahren. — 3) Mit B reda-E inspannvorrich
tung b estim m t; Z usatzw erkstoff W eicheisen.
Da in der N ähe der Schw eißstelle ein starkes Temperatur
gefälle herrscht, m uß die Tem peratur genau an der R iß stelle abgelesen werden, um M eßfehler zu verm eiden. Außer dem Schweißen der H eiß lötstelle, wo sich die F uge zwischen Raupe und B lech b ild et, m uß te auch darauf geachtet werden, daß sich der R iß nicht im m er noch in der F uge selbst, wenn auch in einer gew issen E ntfernung von der H eißlötstelle, bilden konnte. D esh alb haben w ir m it nur 10 mm langen Raupen gearbeitet.
W ie schon J. M ü ller1) b eobachtet hatte, bilden sich beim Schweißen solch schm aler Streifen keine R isse. Wir haben deshalb P r o b e n untersucht, in denen auch zur Raupe p arallel verlaufende Schrumpfspannungen vorhanden sind (B ild 2). E s wird dadurch ein räum licher Spannungs
zustand erzeugt, der die V oraussetzung für jeden Trenn- bruch d arstellt. D ie Größe der Beanspruchung und folglich auch die H ä u fig k eit der R isse nim m t zu, w enn die Bleche vor der Schw eißung m it dem Schweißbrenner überhitzt werden.
fördern. D ie im In stitu t erschmolzenen Versuchsblöcke von 100 mm Dmr. und die vom W alzwerk angelieferten 60-mm- [J]-Knüppel wurden zunächst zu 15 m m dicken P latinen geschm iedet, dann auf 3 bis 4 mm D icke warm gew alzt und schließlich auf 1 mm D icke k a lt gew alzt. Außerdem wurden rechteckige Stäbe von 12 X 17 m m 2 h ergestellt.
Bild 2.
Schweißproben für die E rm ittlu n g der B ißbildungstem peratur. Bild 3. Einspann-Schw eißvorrichtung des B red a-In stitu ts.
In Zahlentafel 1 ist die chem ische Zusam m ensetzung und die R issigk eit der u n t e r s u c h t e n S t ä h l e zusam m en
gestellt. D ie S auerstoffbestim m ungen sind m it dem Va
kuum -H eißextraktionsverfahren im H ochfrequenzinduk
tionsofen des B red a-In stitu tes durchgeführt worden. D ie Versuchsausführung und der G enauigkeitsgrad des \ er- fahrens w urden von G. Z i l i a n i 7) beschrieben. A lle unter
suchten W erkstoffe gehören der üblichen Stahlsorte m it rd. 0,30 % C, 1 % Cr und 0,20 bis 0,30 % Mo an. Sie wurden im 15-kg- und kernlosen 6-t-Induktionsofen sowie im 20-t-Lichtbogenofen erschm olzen. D ie im kleinen V ersuchs
induktionsofen h ergestellten Schm elzen haben vorwiegend einen hohen Schw efelgehalt, um die Schw eißrissigkeit zu
’) A tti R- Accad. I ta l., Mem, CJ. Sei. fisis, m at, n a t., 12 (1941) S. 171/258.
A lle Einspannproben wurden m it einer E i n s p a n n v o r r i c h t u n g durchgeführt ( B ild 3 ), die im B red a-Institut für die gewöhnliche Schweißrissigkeitsprüfung entw ickelt wurde.
Sie unterscheidet sich von den anderen Vorrichtungen durch die Form der gezähnten B acken. Man hat dadurch den V orteil, B leche jeder D icke prüfen und b ei den R eihen
prüfungen die P lättchen leich t in Streifen schweißen zu können, was eine bedeutende W erkstoff- und Zeitersparnis beim Schneiden und F ertigen der P lättch en zur F olge hat.
M it der Breda- und der Focke-W ulf-E inspannvorrichtung1) erhält m an ungefähr die gleichen Ergebnisse. B e i einem sehr rissigen W erkstoff, bei dem die Abw eichungen zwischen den einzelnen Prüfungen sehr groß waren, wurden im D urch
schnitt bei 10 R issigkeitsproben 66 % m it der Breda- und 7 0 % m it der Foeke-W ulf-V orrichtung erhalten. U m eine
542 S ta h l u n d E isen A . A n to n io li: D ie U r s a c h e n d e r Schweißrissigkeit von C hrom -M olybdän-B austahlen 62. Jah rg . Nr. 26
gu te W iederholbarkeit der Versuchsergebnisse zu erreichen, w erden alle Rissigkeitsversuche von demselben Schweißer ausgeführt. D ie Proben wurden vorher normalgeglüht und angelassen.
Zahlentafel 2. E r g e b n i s s e ü b e r d ie
R i ß b i l d u n g s t e m p e r a t u r b e i v e r s c h i e d e n e n S t ä h l e n .
Schmelze
Rißbildungstemperatur in 0 Unregelmäßigkeit
der Millivoltmeteranzeige
C auf Grund der Beobachtung m it bloßem Auge
2 1150 1260 1020
13001025 950 1300
3 1240
1075 1300 1220 1300 1075 920 1100 1000 770 4 1075 1350 1180 1205 1220 1125 950 1220
5
1250 1200 1320 1285 1260
830 1125 1300 1230 940
1205 900 1280 1220
880 1275 1330 1150
1200 1370 1285 1350
1040 1075 1260 700
6
1055 1140 1260 1250 1250
1180 1250 1290 1240 1270
1270 1320 900 1300 1260
1270 1220 1250 1300 1260
1300 1310 1285 1290 1250
970 1360
D ie Temperaturmessungen bei der Rißbildung sind an den Stählen 2 bis 6 durchgeführt worden. D ie Meßergebnisse sind in Zahlentafel 2 zusam m engestellt, während die H äufig
keitskurve der Temperaturen in B ild 4 wiedergegeben ist.
T e m p e r a tu r in °C
Bild 4. H äufigkeitskurve der R ißbildungstem peratur.
Manchmal war die Unregelm äßigkeit des im Schweißkreis eingeschalteten M illivoltm eters nicht scharf genug ausge
prägt. In diesem F a ll wurden die Temperaturen auf gezeich
net, bei denen die E ntstehung der R isse m it bloßem Auge beobachtet wurde. D iese Temperaturen können auch fehler
h aft sein und sind deshalb in einer besonderen Spalte der Zahlentafel 2 zusam m engestellt. B ei der Zeichnung der H äufigkeitskurve wurden diese Temperaturen nicht b e
rücksichtigt. D ie H äufigkeitskurve (B ild 4) erreicht einen deutlichen H öchstw ert bei 1275°. E s entsteht die Frage, w elche B edeutung die so gemessene Temperatur hat. Ge
w issenhafte Forscher haben v ie l tiefere Temperaturen b e
obachtet, wenn auch m it ungenaueren H ilfsm itteln. Es ist nicht denkbar, daß sie einen Fehler gem acht haben, der 500° übertrifft. Dieser Temperaturunterschied kann auch nicht einfach auf eine größere Em pfindlichkeit unserer Vor
richtung, die auch Mikrorisse angibt, zurückgeführt werden.
W ir haben m it bloßem Auge die Rißbildung bei über 1300°
beobachten können.
W ir m üssen uns deshalb vor Augen halten, daß man es beinahe m it einem Schweißpunkt zu tun hat, dessen U m gebung außerdem überhitzt worden ist, um die S c h r u m p f
s p a n n u n g e n w irksam er zu m achen. Sobald der Schweiß
brenner entfernt wird, fin d et eine rasche Abkühlung des W erkstoffes in der U m gebung der Raupe statt (das Blech ist viel dünner als die R aupe), und es bilden sich augen
blicklich Schrumpfspannungen (mehrdimensionale Span
nungszustände) in dem ganzen Gebiet, welche ein zur Sprödigkeit neigender W erkstoff nicht aushält. Wenn hin
gegen die R aupe lan g ist (wie es b ei den anderen Forschern der F a ll war) geht die A bkühlung v iel langsamer vor sich und die Schrumpfspannungen bei hohen Temperaturen sind kleiner. D eshalb ist es denkbar, daß in dem angenommenen Sprödigkeitsgebiet sich nur mikroskopisch kleine Risse bilden, die später durch die größer werdende Schrumpf
spannung zu sichtbaren Rissen werden.
Bilder 5 und 6. Schweißriß bei kurzer (Bild 5, links) und langer R aupe (Bild 6, rechts).
D as A u s s e h e n d e r R i s s e und des Bruches bei kurzer Raupe ist dem bei langer R aupe sehr ähnlich (Bilder 5 und 6).
Die R isse b ei kurzer und langer R aupe haben einen inter
kristallinen Verlauf und der Bruch bei kurzer Raupe ist wie der der langen Raupen bei hoher R issigkeit mattgrau.
In w enig rissigen Stählen waren die R isse graublau und glänzend. D as würde darauf hinweisen, daß bei langer R aupe die R ißbildung einer u m so höheren Temperatur entspricht, je größer die R issigkeit ist. Auf jeden F all zeigt die A ehnlichkeit der R isse, daß es sich um denselben Vor
gang handeln muß, der allerdings im F a ll der kurzen Raupe verschärft ist. W enn m an die gem einsam e Ursache im Durchlaufen eines Sprödigkeitsbereiches beim Abkühlen suchen w ill, muß dieser Bereich in ein Temperaturgebiet verlegt werden, welches über der höchsten beobachteten Rißbildungstem peratur liegt, also über 1300°. Es wurden deshalb Kerbschlagversuche in diesem Temperaturbereich durchgeführt.
K erbschlagversuche bei h o h er T em peratur.
E inige Vorproben überzeugten uns von der Zweckmäßig
k eit des Gebrauchs von Kerbschlagproben, bei welchen der Kerb sehr scharf und tief und das Verhältnis Breite zu Höhe größer als in den üblichen Proben ist. E s wurde eine P ro b e von 10 X 15 X 55 m m 3 m it einem 5 m m tiefen Spitzkerb von 4 5 ° bei 0,1 m m Ausrundungshalbm esser gewählt (Stützw eite 40 mm). Zum E rhitzen wurde ein Kohlespiral
ofen m it S tickstoff als Schutzgas verw endet. Vom Augen
blick der Herausnahm e aus dem Ofen bis zum Augenblick des Durchschlags verflossen drei Sekunden, während deren die Probe sich abkühlte. D a die Ränder der Probe rascher als der Kern erkalten, ist es nicht leicht, den Temperatur
abfall genau zu messen. W eil aber der während der Kerb- sclüagversuche am m eisten beanspruchte Kerbgrund, dessen Temperatur maßgebend ist, im Vergleich zu den äußeren
25. J u n i 1942 A . A n ton ioli: D ie Ursachen der Schweißrissigkeit von Chrom-M olybdän-Baustählen S ta h l u n d E ise n 543 Teilen kleinere Temperaturerniedrigungen aufw eist, hat
die Tem peraturbestim m ung m it einem Thermoelem ent in der M itte der Probe nur k leine Meßfehler zur F olge. Dieser Meßfehler wird nun für alle untersuchten Stähle derselbe sein und beeinflußt deshalb in keiner W eise die vergleichen
den Schlußfolgerungen der Versuche. E s wurde deshalb m it
Bild 7.
T em peraturabhängigkeit der K erbschlagzähigkeit schweißrissiger Stähle (9, 11) un d eines schweißunempfindlichen Stahles (12).
Piüf- tempe-
ratnr
•0 1375
1350
1325
1300
1275
1250
750 bis 1300° streng parallel. Ueber 1300° hinaus zeigt die Kurve des rissigen Stahles 11 einen A bfall, w as ein A nzeichen für Sprödigkeit ist. Für den ebenfalls rissigen S tah l 9 b e
ginnt das Sprödigkeitsgebiet bei 1325°. B ild 8 zeigt das B r u c h a u s s e h e n der Proben aus den S täh len 11 und 12.
D ie Proben der Schm elze 12 bogen sich auch b ei den höchsten Temperaturen ohne zu brechen, w ährend die Proben der Schm elze 11 von 1300° an interkristalline Brüche aufwiesen,
Bild 9. Tem peraturabhängigkeit der K erbschlagzähigkeit schweißrissiger Stähle.
Bild 10. Tem peraturabhängigkeit der Kerbschlagzähigkeit schweißunempfindlicher (14, 15, 16) un d schweißrissiger
Stähle (9, 13).
Schmelze: 11
B ild 8. K erbschlagproben schweißrissigen (links) und schweißunem pfindlichen S tahles (rechts).
einem geeigneten Therm oelem ent die Tem peraturem iedri- gung innerhalb drei Sekunden geeicht und dem entsprechend die Tem peratur im Ofen um diesen B etrag erhöht, dam it die Beanspruchung der Stahlprobe bei der gew ünschten Tem
peratur erfolgte.
In B ild 7 sind die gefundenen K e r b s c h l a g z ä h i g k e i t e n für Tem peraturen von 750 bis 1400° für drei Schm elzen wiedergegeben. D ie K urven des schw eißunem pfindlichen Stah les 12 und des schweißrissigen S tah les 11 laufen von
Bild 11. B ruchaussehen einer hei 1425°
gebrochenenK erbschlagprobe. (rd. X 4.)
deren Stärke m it der Tem peratur zunahm . D er auf den Proben erkennbare Zunder h at sich während der E rkaltung gebildet; während des Versuches fand praktisch keine O xydation statt. In den B ildern 9 und 10 sind die K erb
schlagzähigkeitskurven von anderen untersuchten Stählen wiedergegeben. A lle diese K urven b estätigen die obenge
nannten Feststellungen: D ie K erbzähigkeitskurven rissiger Stähle zeigen einen A bfall oberhalb des Temperaturgebietes von 1300 bis 1350°. D ie untere Grenze des Sprödigkeits
bereiches liegt b ei um so niedrigerer Temperatur, je rissiger
544 S ta h l u nd E isen A . A n to n io li: D ie Ursachen der Schweißrissigkeit von C hrom -M olybdän-Baustählen 62. J a h rg . N r. 26
der Stahl ist. D ie niehtrissigen Stähle haben hingegen auch bei 1375° noch hohe Zähigkeitswerte und zeigen erst bei 1400° einen A bfall der Kurve. D ie spröden Stahlproben zeigen interkristalline Brüche; bei 1400° wurde bei rissigen Stählen in einigen Fällen eine scharfe Trennung der beiden Probenhälften beobachtet. B ild 11 zeigt das Aussehen eines solchen Bruches.
Bild 12. Netzw erk von Einschlüssen an den Korngrenzen von S tahl 6 nach E rhitzen auf 1375° und Luftabkühlung.
D ie m eisten Forscher sind der A nsicht, daß diese H e i ß b r ü c h i g k e i t auf dem Schmelzen einer dünnen Schicht von O xyden, Sulfiden usw. an den Korngrenzen beruht, wobei die Körner ohne B indem ittel bleiben. In vielen Fällen, z. B.
bei Schm elze 6 (B ild 12), haben wir tatsächlich beobachtet, daß beim Erhitzen auf 1350 bis 1400° die E i n s c h l ü s s e an den B and der Körner gestoßen werden, w obei sich ein mehr oder weniger stetiges N e t z w e r k bildet. In manchen anderen Fällen haben wir jedoch auch in heißbrüchigen Stählen keine Spur von einer geschmolzenen interkristallinen H aut beobachten können; es ist jedoch nicht ausgeschlossen, daß die H au t sich während der Abkühlung wieder in den festen Zustand zusam m engeballt hat.
Beziehung zwischen chem ischer Z usam m ensetzung und Schw eißrissigkeit.
In Zahlentafel 3 sind die Meßergebnisse über die Schweiß
rissigkeit der ausgew alzten 1 mm dicken Bleche zusammen
gestellt. D ie chem ische Zusammensetzung der Bleche wurde in einer Zone erm ittelt, die durch die Schweißflam me
Zahlentafel 3. C h e m is c h e
nicht beeinflußt war. B ei B etrachtung der Zahlentafel 3 fällt auf, daß niedrigen Sauerstoff- und Schwefelwerten niedrigere R issigkeitsw erte entsprechen und umgekehrt.
So erklärt es sich, daß die im Lichtbogenofen hergestellten reineren Stähle insgesam t weniger schweißrissig als die im kernlosen Induktionsofen hergestellten sind. Tatsächlich erreicht die m ittlere Schweißrissigkeit der ersten Stahlsorte (Stahl 13 m it höherem K ohlenstoffgehalt ausgenommen) 3,7 %, während die der zw eiten Sorte (nur die im 6-t-Ofen hergestellten Schmelzen herangezogen) 2 4 % erreichen.
Wir haben uns durch w iederholte Versuche bemüht, einen B eiw ert zu finden, der uns auf Grund der chemischen Zusam m ensetzung g esta ttet, die S täh le auf ihre Schweiß
rissigkeit hin zu unterscheiden. D a der Chrom- und Molyb
dängehalt in allen Stählen ungefähr der gleiche ist und das
selbe auch (außer 2 Proben) für den K ohlenstoffgehalt gilt, der um den W ert 0,30 % schw ankt, wurde nur der Gehalt an Mangan, Schw efel und Sauerstoff berücksichtigt. Es wurde festgestellt, daß die Schweißrissigkeit ungefähr dem B eiw ert (200 % 0 2 + 60 % S — 3 % Mn) verhältnisgleich ist (B ild 13). D er S tah l H m it niedrigerem Kohlenstoff
geh alt hat tatsächlich eine kleinere Schweißrissigkeit als die aus obigem B eiw ert berechnete, während der Stahl 13 m it 0,40 % sta tt 0,30 % C eine w eit höhere Schweißrissig
k eit aufw eist.
D ie A b w e ic h u n g e n der E inzelw erte von der in Bild 13 wiedergegebenen Geraden sind nicht allzu groß, wenn man die Schwierigkeiten und die U nsicherheit der Schweiß
rissigkeitsproben in B etracht zieh t. Zwei U m stände haben es m öglich gem acht, W erte zu erhalten, die sich rein erfah
rungsgemäß so gu t auf einer Geraden ordnen ließen: 1. die Z u s a m m e n s e t z u n g u n d S c h w e i ß r i s s i g k e i t v o n 1 m m d i c k e n B l e c h e n a u s S t a h l
m it 1 % C r u n d 0,25 % Mo.
Schmelze Herstellungsart % C % Mn % S % 0 ,
Beiwert 200 % 0 2 + 60 % S — 3 % Mn
Schweißrissigkeit in 0//o
---
Mittel Einzelwerte
1 0,30 0,52 0,055 0,0092 + 3,58 34 23, 35, 33, 64, 42, 20, 20
2 0,28 0,54 0,027 0,012o + 2,41 31 49, 24, 46, 24, 22, 25, 38, 20, 35
3 0,29 0,69 0,031 0,0119 + 2,17 25 18, 50, 0, 12, 0, 30, 56, 37, 23
4 15-kg- 0,30 0,70 0,045 0,0063 + 1,86 24 58, 36, 33, 10, 24, 14, 1, 0, 44
5 Hochfrequenz- 0,30 0,60 0,046 0,0093 + 2,83 34 60, 68, 2, 4, 64, 24, 52, 17, 16
6 ofen 0,29 0,65 0,057 0,0123 + 3,91 40 3, 20, 13, 80, 51, 50, 18, 50, 72
7 0,31 0,70 0,076 0,007„ + 4,13 35 50, 40, 20, 20, 65, 38, 29, 20, 17, 47
8 0,27 0,59 0,050 0,0076 + 3,03 33 38, 52, 41, 0 65, 36, 13, 24, 28
A 0,33 1,21 0,076 0,0124 + 3,40 28 21, 18, 32, 35, 32, 28, 55, 13, 20
H 6-t- 0,24 0,56 0,022 0,015„ + 2,76 15 32, 3, 5, 11, 27, 22, 24, 10, 0
9 Hochfrequenz- 0,28 0,49 0,031 0,0142 + 3,23 32 24, 38, 13, 56, 9, 30, 58, 32, 26
10 ofen 0,27 0,53 0,025 0,012, + 2,32 24 13, 17, 32, 14, 38, 30
12 0,30 0,73 0,010 0,004„ — 0,61 1 2, 1, 0, 2, 0, 1, 0, 3, 2
13 0,41 0,72 0,021 © © o cn + 0,20 18 ( 16, 39, 4, 12, 6, 5, 12, 21, 40, 19
20-t-
\
30, 10, 7, 24, 24, 20, 19, 1314 Lichtbogen- 0,27 0,56 0,021 0,0053 + 0,64 12 0, 29, 28, 10, 11, 2, 1, 28, 0, 16
15 ofen 0,28 0,63 0,017 0,0046 + 0,30 0 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0
16 0,29 0,61 0,017 0,005„ + 0,37 0,5 0, 0, 0, 0, 0, 3, 0, 1, 0, 1
CM 0,28 0,62 0 ,0 2 2 0,0019 — 0,16 5 9, 3, 2, 8, 5, 5, 1, 5
S tä h le n a ch Z a h len te fe l 3 :
O 1 3 3 1
B e iw e r t (ZOO* % 0z + 6 0 x 0/o S - 3 x 0/oM n)
Bild 13. Beziehung zwischen dem Sauerstoff-, Schwefel- und M angangehalt einerseits un d der Schweißrissigkeit anderseits
bei Chrom -M olybdän-Stahlblechen.
25. J u n i 1942 Umschau S ta h l u n d E ise n 545
A usführung aller Schweißproben durch denselben besonders geübten Schweißer und 2. die Tatsache, daß die gew ählten Stähle, die alle eine fast gleiche chem ische Zusammen
setzung h atten , aus dem selben Stahlw erk kamen und des
halb die gleich e Schm elzführung und dasselbe D esoxy
dationsverfahren erfahren hatten . D ie im Lichtbogenofen h ergestellten Stäh le sind w enig ausschlaggebend bei der F estlegu n g der Geraden in B ild 13, w eil ihre W erte, sowohl diejenigen der Schweißrissigkeit als auch die des Beiwertes, nicht stark vom W ert N ull abweichen, während bei der H erstellung der Schm elzen im Laboratoriumsofen (15 kg) dieselben B edingungen des Industrieofens (6 t) beibehalten worden sind; d arau s.folgt die w eitgehende Gleichm äßigkeit der ganzen Stahlgruppe, die die Form der obengenannten A bhängigkeit b estim m t. So erklärt es sich, daß man m it H ilfe eines an sich etw as groben W ertes, wie desjenigen des G esam tsauerstoffgehaltes, ziem lich zufriedenstellende E r
gebnisse erzielt. Mit aus verschiedenen Stahlwerken stam menden Stählen wäre vielleich t eine eingehendere Ueber- prüfung erforderlich, w obei m an die Sauerstoffverteilung in den verschiedenen m ehr oder w eniger schmelzbaren Oxyden m it in B etrach t zieht.
D ie Schweißrissigkeitsprüfungen sind teilw eise auch von einem a n d e r e n geübten S c h w e iß e r w iederholt worden.
Die A bw eichungen waren in diesem F alle viel größer als die in B ild 13 wiedergegebenen, aber die höheren Schw eiß
rissigkeitsw erte entsprechen in diesem F alle höheren W erten des B eiw ertes. Ohne die B edeutung des Zahlenw ertes der in dem B eiw ert en thalten en E inzelglieder, die keine allge
meine G ü ltigkeit haben können, übertreiben zu wollen, kann man ruhig die F olgerung ziehen* daß der schädliche Einfluß des Sauerstoffs größer ist als derjenige des Schwefels, während der M angangehalt im m er günstigen Einfluß aus
übt. D er E influ ß des Sauerstoffs und des Schw efels wirkt in der gleichen R ichtung w ie der des K ohlenstoffs, welcher von anderen F orsch em schon gründlich untersucht worden ist5).
D er w ahrscheinlichste G r u n d f ü r d i e s e B r ü c h i g k e i t bei hohen Tem peraturen ist, w ie schon erwähnt, in der B ildung einer dünnen O xyd- und Sulfidhaut zu suchen.
D ie B eteiligu n g des W asserstoffs3) 5) kann w ohl einige E inzelfälle erklären, h at jedoch keine allgem eine G ültigkeit;
E influ ß d er M en ge u n d d er E ig en sch a ften der R a stsc h la ck e u n d d er G este llsc h la ck e a u f die
R o h eisen er zeu g u n g .
Bei der U ntersuchung des Einflusses der Schlacke auf die Roheisenerzeugung muß, wie E . G. S t e u d e l 1) ausführt, auf die unterschiedliche Zusam m ensetzung der in der R ast und im Gestell des H ochofens anfallenden Schlacken R ücksicht ge
nommen w erden. Die R astschlacke e n th ält n u r die G angart der Erze und die M öllerzuschläge; aus ih r en tsteh t die G e s t e l l s c h la c k e e rst u n te rh a lb der W indform en durch das Auf- schmelzen der K oksasche. Da die R a s t s c h l a c k e die Zuschläge auch fü r die K oksasche e n th ält, ist sie stä rk e r basisch als die beim w eiteren Absinken im Gestell anfallende Schlacke, so daß sie sich auf den Hochofengang ungünstig auswirken kann. V er
m indert m an jedoch die Menge der basischen Zuschläge, um die Eigenschaften der R astschlacke zu verbessern, d ann w ird die Gestellschlacke durch das Aufschmelzen der K oksasche so sauer, daß der zulässige Schwefelgehalt im Roheisen überschritten w ird. Steudel h a t versucht, die Arbeitsweise zu finden, die am besten zwischen den A nforderungen an die beiden Schlacken
arten verm ittelt.
In Z ahlentafel 1 ist die Zusam m ensetzung der üblichen Stahleisenschlacke der South W orks der Carnegie-Illinois Steel
*) Amer. In st. m in. m etallurg. E ngrs., Techn. Publ. N r. 1108, 22 S., M etals Techn. 6 (1939) N r. 6.
2 6 .,,
das beweisen auch die niedrigen W erte der Schweißrissigkeit der nach dem Areatom -Verfahren8) geschweißten Proben und außerdem die Tatsache, daß m an Sprödigkeitserschei
nungen auch in A bw esenheit des W asserstoffs feststellt, und zwar b ei Kerbschlagproben und b ei der durch Ver
kupferung herbeigeführten Schw eißrissigkeit6).
Zusammenfassung.
K erbschlagzähigkeitsuntersuchungen b ei hohen Tem pe
raturen haben gezeigt, daß schweißrissige Stähle einen Sprödigkeitsbereich oberhalb 1300 bis 1350° aufweisen, der durch interkristalline Bruchbildung gekennzeichnet ist.
Mit H ilfe einer vom Verfasser entworfenen Vorrichtung, um die der Schweißrißbildung entsprechende Temperatur auf einer 10 mm langen Schweißraupe zu m essen, wurde fe st
gestellt, daß die R ißbildung m it größter H äufigkeit in dem Temperaturbereich zwischen 1350 und 1000° stattfind et.
D iese H äufigkeit erreicht bei 1275° einen H öchstw ert, d. h.
etwas unterhalb des Sprödigkeitsgebietes nach den Kerb- schlaguntersuchungen. A uf einer langen R aupe bilden sich die Schweißrisse auch bei niedrigerer Temperatur. E s muß deshalb angenomm en werden, daß das D urchlaufen des Sprödigkeitsgebietes nach erfolgter Schweißung den W erk
stoff schädigt, beispielsw eise durch die B ildung von m ikro
skopisch kleinen Rissen. B ei w eiterer A bkühlung nehmen die Eigenspannungen zu, u nd die Risse bilden sich dem zu
folge b ei m ehr oder weniger hoher Temperatur, je nach dem V erlauf dieser Spannungen. Als H auptursache für die H eißbrüchigkeit, w elche zu der R ißbildung führt, ist der Sauerstoffgehalt anzusehen. Für die untersuchten Stähle erlaubt der W ert: 200 x % 0 2 + 6 0 x % S — 3 x % Mn eine B eurteilung der Schweißrissigkeit nach der chemischen Zusam mensetzung.
D er L eitung der Firm a „ S o c i e t ä I t a l i a n a E r n e s t o B r e d a p e r C o s t r u z i o n i M e c c a n i c h e “ und dem D irektor des In stitu ts, Seiner E xzellen z H errn Prof. G. B. B o n i n o , sei an dieser S telle für die wohlwollende U nterstützung dieser Arbeit aufs herzlichste gedankt.
8) R o s e n b e r g , F .: E lektrow ärm e 3 (1933) S. 340/42;
A EG-M itt. (1935) S. 119/20. T h ie m e r , E .: Elektroschweißg. 10 (1939) S. 43/47.
Zahlentafel 1. S c h la c k e n z u s a m m e n s e tz u n g . Normale Schlacke (Gestellschlacke)
bezogen auf
% Si02 + Al*0, + CaO + MgO = 100 %
Rastschlacke (rechnerisch)
%
Si02 35,8 37,1 35,0
13,7 14,1 11,0
CaO 44,6 45,3 50,5
MgO 3,4 3,5 3,5
C orporation angegeben (D urchschnitt des 2. H albjahres 1937) und diese Schlacke auf S i0 2 -+- AljO, -f- CaO + MgO = 100 % um gerechnet; dabei w urde angenommen, daß der gesamte M angangehalt als M angansulfid vorliegt un d der restliche Schwefel als Kalziumsulfid gebunden ist. Diese Schlacke wurde als P u n k t B in das Schm elzpunktschaubild nach G. A. R a n k i n u n d F . E . W r i g h t 2) ( B ild 1) und das Zähigkeitsschaubüd nach R . S. Mc C a f f e r y 3) ( B ild 2) übertragen. D a die Isotherm en in B ild 1 und die Isoviskositätslinien in B ild 2 in der N ähe der Schlackenpunkte B dicht beieinander liegen, haben geringfügige A enderungen in der M öllerzusammensetzung fühlbare Aende- rungen des Schmelzpunktes u n d der Zähigkeit zur Folge, und die Lage des Punktes B auf der Grenzlinie der Beständigkeits-
2) Z. anorg. Chem. 92 (1915) S. 213/96.
3) T rans. Amer. In s t. m in. m etallurg. E ngrs., Iro n Steel D iv., 100 (1932) S. 64/85 u. 135/40; vgl. S tahl u. Eisen 51 (1931) S. 1030/32.
52
546 S ta h l u n d E isen Umschau 62. J a h rg . N r. 26 bereiche der mineralischen Verbindungen verursacht ununter
brochenen Wechsel zwischen der Bildung von Kalzium-Ortho- silikat und Gehlenit.
Aus der Gestellschlacke wurde ein A nhalt für die Z u s a m m e n s e tz u n g d e r R a s t s c h la c k e erm ittelt (Zahlentafel 1), indem die Bestandteile der Koksasche herausgerechnet und 75 % des Siliziumgehaltes im Roheisen als Kieselsäure hinzugerechnet wurden. Diese Rastschlacke, also die über den W indformen en t
stehende Schlacke, wird in den Bildern 1 urld 2 durch die Punkte h ' dargestellt. D er Schmelzpunkt liegt um 300° höher als der Schmelzpunkt der zugehörigen Gestellschlacke, und die Zähig
keit ist außerordentlich hoch, dadurch der Hochofengang Aende- rungen der Möllerzusammensetzung gegenüber besonders emp
findlich. Um den infolgedessen notwendigen starken V orrat in JOO°bSWp
Bild 1. Schlacken im Schmelzpunkt-Schaubild.
Bild 2. Schlacken im Zähigkeitsschaubild.
der W ärm ezufuhr zu halten, muß Erz vom Möller abgezogen w erden; der K oksverbrauch steigt und die Ofenleistung sinkt.
Eine Verbesserung könnte erzielt werden durch Abzug von K alkstein. Die Schlackenzusammensetzung ändert sich dadurch in der in den Bildern 1 und 2 durch die strichpunktierten Linien angedeuteten Richtung und erreicht beim Abzug von 75 % des üblichen K alksteinsatzes den P u n k t E für die Gestellschlacke un d den P u n k t e ' für die Rastschlacke. Die Schmelzpunkte so
wohl der Gestell- als auch der Rastschlacke werden günstiger ( B ild 1) ; die Zähigkeit vor allem der Rastschlacke sinkt. Jedoch geht hierbei die Entschwefelungsfähigkeit der Schlacke so stark
zurück, daß die Roheisenzusammensetzung nicht mehr den ge
stellten Anforderungen genügt. Eine Nachprüfung der W irt
schaftlichkeit der nachträglichen Entschwefelung des Roheisens außerhalb des Hochofens w ar nicht möglich. Steudel hält jedoch einen Versuch, den vom Möller abgezogenen K a l k s t e i n in Form von vorgewärmtem K alk in den oberen Teil der R ast oder in das Gestell e i n z u b l a s e n , für aussichtsreich, ähnlich wie es beim Heskamp-Verfahren zur V erarbeitung des Gichtstaubes geschieht. Man würde auf diese Weise die günstigsten physi
kalischen Eigenschaften der Rastschlacke erzielen und gleich
zeitig eine Gestellschlacke erhalten, deren Basengrad ausreichende Entschwefelungsfähigkeit gewährleistet. Bei einer Temperatur des eingehlasenen Kalkes von etwa 900° soll eine Temperatur
erhöhung des Windes um etwa 12 0 die W ärme liefern, die zur W eitererhitzung des Kalkes auf norm ale Gestelltemperatur erforderlich ist.
Ein Betriebsversuch in dieser R ichtung war nicht möglich;
deshalb wurde die Verbesserung der physikalischen Eigenschaften durch V e r la g e r u n g d e r S c h la c k e n z u s a m m e n s e tz u n g n a c h rechts in den B ildern 1 und 2, also zu höheren Tonerdegehalten, im Betrieb untersucht. Da etwa die H älfte der Tonerde des Möllers durch den Koks eingebracht wird, braucht man zu diesem Zweck nur die Menge der Kieselsäure in den Erzen und damit die Schlackenmenge herabzusetzen, um eine Anreicherung des Tonerdegehaltes in der Schlacke zu erzielen. Rechnerisch erhält m an dabei in den B ildern l und 2 die P unkte B x für die nunmehr 16 s ta tt sonst 14 % A120 3 enthaltende Gestellschlacke und die Punkte b 'x für die Zusam mensetzung der Rastschlacke. Bei Schwankungen in der Möllerzusammensetzung sind die tonerde
reicheren Gestellschlacken weit geringeren Aenderungen ihres Schmelzpunktes und ihrer Zähigkeit unterw orfen. Die Schmelz
tem peratur än d ert sich um etwa 100° erst bei einer Aenderung eines B estandteiles um 5 % , dagegen bei üblichen Schlacken schon bei Aenderung eines Bestandteiles um 2 % . Bei den zu
gehörigen Rastschlacken ist die Verbesserung allerdings, wie die Verschiebung der P unkte b 'x gegenüber den P unkten b ' zeigt, verhältnism äßig gering, so daß einer Verringerung der M enge a n R a s t s c h l a c k e um so größere Bedeutung beizumessen ist.
Die Ergebnisse der letzten zwei Monate eines sechsmonatigen Versuchsbetriebes m it verm inderter Schlackenmenge sind in der Zahlentafel 2 den entsprechenden Zahlen des Normalbetriebs gegenübergestellt.
Zahlentafel 2. V e r g le ic h d e r S c h la c k e n m e n g e n u n d des K o k s v e r b r a u c h e s .
Normalbetrieb
2. Halbjahr 1937 Versuchsbetrieb Juni und Juli 1938 Schlackenmenge . . . .k g /t RE
Koksverbranch . . . . kg/t RE S chrottsatz...kg/t RE Sinteranteil im Möller . . . %
470 822 28 12,6
349 759 45 0
Die verfügbaren Rohstoffe ließen eine V e r m in d e ru n g der S c h la c k e n m e n g e von 470 k g /t Roheisen auf 350 kg/t Roh
eisen zu. D er K o k s v e r b r a u c h sank von 822 kg auf 758 kg/t Roheisen. Steudel nim m t an, daß zum Umschmelzen von 1 t S chrott im Hochofen 134 kg K oks gebraucht werden; damit würde der K oksverbrauch der Schlackenbildung 437 kg/t Schlacke betragen. Steudel scheint bei der E rm ittlung des von ihm angegebenen W ertes von 484 k g /t ein Rechenfehler unter
laufen zu sein. Der niedrigere und gleichmäßigere W in d d ru c k w ährend des Versuchsbetriebes w ar ohne Zweifel auf die ver
ringerte Menge an zäher Rastschlacke zurückzuführen. Der verbesserte O fe n g a n g w irkte sich günstig auf die Streuung in den Schwefel- und Siliziumgehalten des Roheisens aus, wie B ild 3 für den Schwefelgehalt zeigt. Mit der fortschreitenden Senkung der Schlackenmenge im Laufe der sechs Versuchs
m onate scheint jedoch bei einer Schlackenmenge von etwa 375 k g /t Roheisen der B estpunkt für die Gleichmäßigkeit der Roheisenzusammensetzung zu liegen, da bei weiterer Vermin
derung der Schlackenmenge die Streuungen im Schwefel- und Siliziumgehalt des Roheisens wieder stä rk e r w urden. Steudel fü h rt diese Erscheinung darauf zurück, daß infolge des während der sechsmonatigen Versuchszeit sich verschlechternden Auf
tragseinganges die Windmenge des Hochofens von Woche zu Woche den Schwankungen im Auftragseingang angepaßt werden mußte, und schließt daraus, daß deshalb für regelmäßige Ver
hältnisse die bestem Hochofengang entsprechende Schlacken
menge noch unterhalb 350 k g /t Roheisen liegt.
Um tro tz Verringerung der Schlackenmenge eine ausrei
chende E n ts c h w e f e lu n g des Roheisens zu erzielen, wurde der Schlacke möglichst viel Zeit zur Aufnahme des Schwefels gegeben; die Schlacke wurde zwischen den Roheisenabstichen
25. J u n i 1942 Umschau S ta h l u n d E isen 547 nur einm al abgestochen und bei jedem Abstich eine bestim m te
Schlackenmenge im Ofen belassen. B ild 4 zeigt die dabei er-
. % S (Schlacke)
Steigerung des Entschwefelungswertes zielte
% S (Roheisen) m it fortschreitender Senkung der Schlackenmenge.
500
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M ärz A pril M ai Juni Ju li
1938
♦ VersuchsbetriebBild 4. Entschwefelungswert bei Normal- und bei Versuchsbetrieb.
Ueber die K osten, die zur A ufbereitung der Erze aufzu
wenden wären, um laufend m it d e ra rt niedrigen Schlacken
mengen zu arbeiten, ist nichts bekannt. Infolge des großen Anteils der K oksasche in der Gesamtschlacke kom m t der Gleich
mäßigkeit des K o k s a s c h e n g e h a l t e s bei dieser A rt Betrieb größte B edeutung zu.
Bei Beurteilung der R astschlacken übersieht Steudel, daß sich an der Bildung der Rastschlacken das Eisenoxydul beteiligt, w ährend anderseits ein Teil des K alkes erst im Gestell aufgelöst wird. F ü r die Rastschlacke w ird daher an erster Stelle das System F e 0 -S i0 2-Al20 s m aßgebend sein. Bei dem von Steudel vorgeschlagenen E inblasen von K alk in das Gestell w ird die Schlackenzusammensetzung über dem G estellquerschnitt sehr ungleichm äßig u n d die T em peraturverteilung sehr ungünstig, so daß der erhoffte Erfolg von dieser M aßnahme n ich t zu er
w arten ist. D aher bliebe zur Ausschaltung der ungünstigen Eigenschaften der Rastschlacke n u r die Möglichkeit der V e r
r i n g e r u n g d e r S c h la c k e n m e n g e , sofern m an nicht das R oh
eisen außerhalb des Hochofens entschwefeln will. Das von Steudel als Betriebsversuch durchgeführte V erfahren könnte dort w irt
schaftlich sein, wo ohne Aufbereitung kieselsäurearm e Erze in ausreichender Menge zur Verfügung stehen. Solche Erze wären z. B. die in den Vereinigten S taa ten v erarbeiteten Mesabi- erze der Gruppe 3 m it etwa 100 kg S i0 2/1000 kg Fe. Jedoch gehen auch in Amerika die reichen Erze in absehbarer Zeit ihrer Erschöpfung entgegen4). Man m üßte A ufbereitungsanlagen schaffen, die die Kieselsäure bis auf 100 kg S i0 2/1000 kg Fe e n t
fernen, und würde m it einer d era rt weitgehenden Kieselsäure
entfernung ein unverhältnism äßig starkes Ansteigen der Auf
bereitungskosten und des Eisenverlustes in den Abgängen er
halten. Es ist unwahrscheinlich, daß dieser Aufwand aufgewogen wird durch die geschilderten Vorzüge des Arbeitens m it den entsprechend gesenkten Schlackenmengen. F ü r andere L änder außer den Vereinigten S taaten kommt das V erfahren wegen der im allgemeinen ungünstigeren Zusammensetzung der Erze noch weniger in Frage. Es wird w irtschaftlicher sein, aus den kiesel
säurereichsten Erzen, die m it Rücksicht auf den Roheisenbedarf noch verarbeitet werden müssen, Kieselsäure so weit abzuschei
den, daß Aufbereitungskosten und Eisenverluste trag b a r sind, s ta tt auf kieselsäureärm ste Erze zu arbeiten.
D er K oksverbrauch von 437 kg zum Schmelzen von 1000 kg Schlacke stim m t m it den Angaben von W. L e n n i n g s 5) p ra k tisch überein, der für den gleichen Basengrad (CaO : S i0 2 = 1,25) einen K oksverbrauch von 450 kg/1000 kg Schlacke feststellte.
Den Einfluß besonders niedriger Schlackenmengen auf die Roheisenerzeugung h a t früher F . B o n g a r f o n u n tersu ch t6). E r kam zu ähnlichen Ergebnissen, wies jedoch d arauf hin, daß der Hochofengang m it der Senkung der Schlackenmenge bedeutend empfindlicher wird. In Uebereinstimmung dam it zeigen die Ergebnisse von Steudel in B ild 3, daß unterhalb einer Schlacken
menge von 375 k g /t Roheisen die Schwankungen in der R oh
eisenzusammensetzung wieder stärker werden. Diese Erscheinung w ird sich im Gegensatz zur Ansicht von Steudel auch bei gleichbleibender W indmenge nicht vermeiden lassen. Bei Sen
kung der Schlackenmenge, von der gebräuchlichen Schlacken
menge ausgehend, w irkt sich zunächst die Verbesserung des Hochofenganges durch Verm inderung der Menge an zäher Rastschlacke günstig auf die Roheisengüte aus, bis der u n günstige Einfluß der Senkung der Gestellschlackenmenge über
wiegt und die Roheisengüte wieder verschlechtert.
E rn st Krebs.
H erstellu n g d er M o d elle u nd A b g ü sse von W alzw erk su m fü h ru n g en .
4) B last F urn. 27 (1939) S. 1231/37; 28 (1940) S. 50/52 u. 70;
vgl. S tahl u. Eisen 60 (1940) S. 818/20.
5) S tahl u. Eisen 58 (1938) S. 25/34 u. 52/58 (Hochofen- aussch. 164).
6) Rev. In d u str. min. 1936, N r. 378, S. 996/1004.
i) G ießerei 28 (1941) S. 401/04.
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§
betHe0 1938
Versuchsbetrieb
Bild 3. Streuungen des Schwefelgehaltes des Boheisens bei Normal- und bei Versuchsbetrieb.
N ach kurzer E rklärung der verschiedenen A rten und Ver
wendungszwecke von Umführungen erlä u tert K . H o f f m a n n 1) ein neuartiges Verfahren der M odellherstellung. Da keine Zeich
nungen vorhanden sind, muß der Modelltischler nach Angaben des W alzwerksfachmanns arbeiten.
Die ursprüngliche H er
stellungsart der U m führungs
muschel durch H erausarbeiten aus einem H olzklotz is t um ständlich und teuer. W esent
lich leichter arb eitet der Modelltischler u n te r B enut
zung eines Hilfsm ittels, das aus einer Leitlinie aus B and
sta h l besteht, die die Innen
fläche der U m führungsm u
schel d arste llt. Zunächst reißt m an die Lage der W7alzen und ihrer K aliber auf einer H olzplatte auf und bestim m t die Auslauf- und E inlaufkali
ber für die gewünschte Um
führung. An diesen Stellen
schneidet m an Schlitze in die P la tte und steckt einen B an d stahlstreifen durch. Der W alzwerksfachmann muß hierbei die Angaben machen, wie die Bandstahlschleife verlaufen soll.
Die Q uerschnittsform der Muschel is t aus B ild 1 ersichtlich, während B ild 2 den Zusam m enbau des Modells in der Längs-
Bild 1. Querschnitt der U mf ührungsmuschel.
