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 EI S E N H Ü T T E N W E S E N
H erau sgegeb en vom V erein deutscher E isen h ü tten leu te G e le ite t v o n Dr.-Ing. D r. m ont. E .h . O . P e t e r s e n
unter verantwortlicher Mitarbeit von Dr. JAV. Reichert und Dr. W . Steinberg für den wirtschaftlichen Teil
H E F T 3 8 19. S E P T E M B E R 1 9 3 5 55. J A H R G A N G
V ersuche mit wolframarmem M olybdän-Schnellarbeitsstahl.
[B ericht N r. 322 des W erkstoffausschusses des Vereins deutscher E isen h ü tten leu te1).]
(Versuche über die Verschmiedung, Wärmebehandlung und Leistungsfähigkeit des Stahles m it 8 % M o, 2 % W, 4 % Cr und 1 % V beim Bohren un d Drehen im Vergleich zum Stahl m it 18 % W, 4 % Cr und 1 % V.)
1.) Bericht von H e r m a n n P o h l in Berlin.
ne F r a g e d e s T a u s c h e s v o n W o lf r a m
1) E r s ta tte t in der S itzung des U n te r
ausschusses fü r B earbeitbarkeitsfragen am 17. Ju li 1935. — S onderabdrucke sind vom Verlag Stahleisen m. b. H ., Düsseldorf, Postschließfach 664, zu beziehen.
2) Vgl. Steel 96 (1935) N r. 4, S. 31.
3) T rans. Am er. Soc. Steel T rea t. 21 (1933) S. 193/232 ; Iro n Age 134 (1934) N r. 23, S. 32; am er. P a t. N r. 1 937 334 (1934).
Stahl
Mo Mo W Mo Mo W Mo Mo W Mo Mo W Mo Mo W Mo Mo W
S t o
& ■ *
u O o t'
D
ie F r a g e d e s T a u s c h e s v o n w o l t r a m g e g e n M o ly b d ä n im Schnellarbeitsstahl h a t die Stahlhersteller seit langen Jahren beschäftigt und ist in der letzten Zeit besonders wieder in den Vereinigten S taaten von Amerika aufgegriffen worden. Das h a t vor allem seinen Grund darin, daß die Vereinigten Staaten an W olframerzvor
kommen arm sind — selbst im Kriege 1914 bis 1918 konnten sie nicht mehr als 25 % ihres W olframbe
darfs aus heimischen E rzen decken2) — , anderseits an Molybdän Ueberfluß haben.
85% des W eltbedarfs stam m en aus nordamerikanischen Rohstoffen. Hinzu kommt noch, daß die zunehmende Ver
wendung des Molybdäns als Legierungs
metall zu einer besonderen Steigerung der Molybdänerzförderung geführt hat, mit der eine H erabsetzung des Preises für Molybdänerz und dam it auch für Ferromolybdän einherging. Auf der anderen Seite unterliegt der W olfram
erzmarkt stärksten Schwankungen, die völlig unberechenbar sind.
Die Erschmelzung von M o ly b d ä n - S chnell d r e h s t ä h l e n , für die nach den Untersuchungen von J. V. E m m o n s 3) ein Gehalt von 8% Mo, 2 % W, 4 % Cr und 1 % V am besten ist, b ietet gegen
über den üblichen W olfram stählen keine zusätzlichen Schwierigkeiten. Dagegen erfordert die V erarbeitung der Blöcke bis zum fertigen W erkzeug eine genaue Einhaltung säm tlicher in B etracht kommenden Tem peraturen und einen sorgfältigen Schutz vor Oxydation, um die W eichhäutigkeit zu vermeiden.
Beim Schmieden und Walzen verhält sich dieser molybdänlegierte Stahl
genau so wie der Stahl m it 18 % W, 4 % Cr und 1 % V.
Die Anwendung des Schneidwerkzeuges selbst erfolgt in genau gleicher Weise wie beim üblichen Wolframstahl.
Lediglich bei der Anfertigung frischer Schneiden bei Drehmeißeln und bei der N achhärtung ist wiederum die Oberfläche des Werkzeuges vor Oxydation und der dadurch bedingten Entkohlung und etwaigen Molybdänverflüchti
gung zu schützen. Dies geschieht durch Aufstreuen von Z a h len ta fel 1. E r g e b n i s s e d e r B o h r v e r s u c h e m i t W o l f r a m -
M o l y b d ä n s t a h l .
u n d
Mo W Mo W Mo W Mo W Mo W Mo W
Bohrer
durch
m esser I mm
Schnittgesch w ind igkeit m /m in
fco3
tS!
9.5 9.5 11,1 11,0 12,3 13.0 13.5 13.5 16.6 16,5 18,2 18.0
e s A a
IS
‘q C5O p*
fcüO NJP
9.5 9.5 9.5 11,1 11,1 11,0 12.3 12.3 13.0 13.5 13.5 13.5 16.6 16,6 16,5 18,2 18,2 18.0
45.0 + 50,0 1) + 55,0
45.0 + 50,0 + 55,0
45.0 40.0 + 45,0
40
40 20,0
+
22,0 20,0 20,0+
22,0 20,0 20,0+
22,0 20,0Vor
schub m m /ü
0,15
0,15
0,15
0,23
0,30
0,38
Anzahl der gebohrten
Löcher
50 + 50 + 29,5 1) 50
50 35.5 41.5 32.5 50 + 50
12.5 43.5 100 + 3,5 100 + 1,5
64.5 96.5 17.5 96.5
G esam te | B o h rtieie , je A n sch liff j
m m 2590 2710 2830 2650 625 2175 5175 5075 3225 4825 875 4825
\ /
20,0 + 22,0 + 24,0 0,10
0,15
0,15
0,15
20,0
20,0
+
22,0 + 24,0il
0,150,18
50 + 16,5 50 + 21,5 50 + 2,5
1330 1430 1050 45,5
50 + 4,5 50 + 14,5
910 1090 1290 46,5
50 -f- 5,5 50 + 2,5
2325 2775 2625 12.5
30.5 50 + 10 + 1
625 1525 3050 25.5
39.5 17.5
1275 1975 875 50 + 10 + 0,5 50 + 10 + 1 50 + 10 + 2
3025 3050 3100 1) N a ch B o h re n v o n 50 L ö ch e rn m it d er e rs te n S c h n ittg e sc h w in d ig k e it w u rd e diese e rh ö h t u n d , falls n a c h B o h re n v o n 50 w e ite ren L ö ch e rn d e r B o h re r n o c h n ic h t a b g e s tu m p ft w ar, n o ch m als.
129 38.55 1001
1002 Stahl un d Eisen. Pohl,Pollacku. Scherer: Versuchemit wolframarmem Molybdän-Schnellarbeitsstahl. 55. Ja h rg . N r. 38.
Z ah len tafel 2. E r g e b n i s s e d e r D r e h v e r s u c h e m i t W o l f r a m - , M o l y b d ä n - W o l f r a m - u n d M o l y b d ä n - S c h n e l l s t a h l.
Chem ische Zusam m ensetzung 1. Versuchsreihe *) 2. Versuchsreihe *) 3. Versuchsreihe )
Stahl C
% Cr
% w
% Mo
% V
%
A bschreck
tem peratur
°C
Rock- well-C- Härte
Stand zeit min
Abschreck
tem peratur
«O
Rock- well-C- Härte
S ta n d zeit m in
Abschreck
tem peratur
»C
R ock- well-C- H ärte
Stand
zeit J min !
W 1 0,73 4,26 19,0
_
1,00 1290— 1300 64 56,00 1290— 1300 64 30,45 1290— 1300 64 28,45 1Mo-W 1 0,78 5,41 2,07 6,80 1,04 1230— 1240 64 71,25 1230— 1240 66 35,15 1200— 1210 63 24,35
Mo-W 2 0,80 4,05 1,87 8,01 1,32 1230— 1240 65 67,00 1230— 1240 64 30,15 1200— 1210 63 23,30
Mo 0,74 4,33 — 7,36 1,18 1230— 1240 65 15,40 1220— 1230 64 32,30 1200— 1210 63 23,25
1) A b g esch reck t w u rd e s te ts in Oel, d a n n fü r 20 m in auf 550 bis 560° angelassen. D ie S ch n ittg e sc h w in d ig k e it b e tru g bei V ersuchsreihe 1: 17 m /m in , bei R eihe 2 u n d 3: 1 8 m /m in , so n st w aren die S c h n ittb e d in g u n g e n g leich: S p a n tie fe 3 m m , V orschub 2,12 m m /U , Z u g festig k eit d er z e rsp a n te n W elle 87 k g /m m 2.
Boraxpulver oder feinstem Glaspulver; da, wo im Salzbad gehärtet wird, erübrigt sich auch diese Maßnahme.
Am weitesten ist die Entwicklung in den Vereinigten Staaten auf dem Gebiete der molybdänlegierten Wendel- S p ira l-) Bohrer vorgeschritten, weil die gebrauchsfertigen Bohrer keine weitere W ärmebehandlung erfordern.
In einer größeren V e r s u c h s r e i h e 4) wurden D r i l l b o h r e r aus Stahl m it 0 ,8 0 % C, 0 ,4 5 % Si, 0,35 % Mn, 3,80 % Cr, 1,68 % W, 7,55 % Mo und 0,97 % V (Stahl Mo in Zahlentafel 1) sowie aus Stahl m it 0,7 % C, 0,25 % Si, 0,3 % Mn, 4 % Cr, 18 % W und 1 % V (Stahl W in Zahlentafel 1) auf ihre Leistungsfähigkeit verglichen. Dabei wurden 50 mm dicke P latten aus unlegiertem Stahl einmal m it 90 bis 100 kg/m m2 Zugfestigkeit und 10 % Dehnung, das andere Mal m it 60 bis 70 kg/m m2 Zugfestigkeit und 18 % Dehnung durchbohrt. Vorschub und Schnittgeschwin
digkeit wurden dabei geändert und als Leistungsmaß die Zahl der bis zur Abstumpfung gebohrten Löcher erm ittelt.
Als E r g e b n is d e r V e rs u c h e nach Zahlentafel 1 kann angegeben werden, daß die M olybdänstahlbohrer im Durch
schnitt Bohrern aus einem Stahl m it 18 % W und 1 % V gleichwertig sind. Abweichende Ergebnisse, die teils zu ungunsten des Molybdänstahles, teils aber auch zu un- gunsten des W olframstahles aufgetreten sind, wurden absichtlich aus der Versuchsreihe nicht entfernt und dürften an dem Gesamtergebnis nichts ändern.
Bei weiteren Versuchen wäre es wertvoll zu prüfen, wieweit sich ein derartiger M olybdänschnelldrehstahl noch durch Zusätze von K obalt und anderen Metallen, sowie durch eine Erhöhung des Vanadingehaltes in seiner Leistung steigern läßt.
2.) Bericht von H a n s Po H ack in Düsseldorf-Oberkassel.
Zur Klärung der Frage, ob sich ein Stahl m it 8 % Mo und 2 % W im Vergleich zu einem Stahl m it 18 % W beim D r e h e n ebenso wie beim Bohren verhält, wurden en t
sprechende Versuche m it derartigen Stählen durchgeführt und dazu ferner noch ein Schnellstahl m it 4 % Cr, 7,5 % Mo und 1 % V herangezogen. Die Zusammensetzung der Ver
suchsstähle, die als Stangen von 30 m m [J] Vorlagen, ist in Zahlentafel 2 angegeben. Zur Erprobung wurden rechte gebogene Schruppstähle m it einem Keilwinkel von 75°, einem Freiwinkel von 6°, einem Spanwinkel von 9° und einem Anstellwinkel von 30° verwendet. Aus den drei V e r s u c h s r e i h e n , die bei mehrmaliger Ueberprüfung innerhalb der bei Drehversuchen üblichen Abweichungen das gleiche E r
gebnis zeigten, kann zusammenfassend geschlossen werden, daß sowohl der Molybdän-Wolfram- als auch der Molybdän- Stahl bei richtiger W ärmebehandlung eine dem S tahl m it 18 % W und 1% V etwa gleiche Schnittleistung ergibt.
Ein erheblicher Unterschied zwischen Molybdän-Wolfram- und Molybdän-Schnellstahl konnte nicht festgestellt werden.
4) F reundlichst ausgeführt von der F irm a Stock & Co., A.-G., Berlin-Marienfelde.
Der geringe Wolframgehalt erweitert aber den Härtebereich etwas, was die einwandfreie H ärtung erleichtert.
Im Anschluß an die Leistungsversuche soll noch kurz über die W arm verarbeitung und W ärmebehandlung be
richtet werden. Die Molybdän-Wolfram- und Molybdän- Schnellstähle sind bei Beachtung der für Schnellstähle all
gemein gültigen Vorsichtsmaßregeln ebensogut schmiedbar x ioo
A bbildung 1. E n tkohlung des Stahles Mo-W 2 beim H ä rten von 1200° aus dem elektrischen Ofen.
wie die Wolframstähle. Die Anfangsschmiedetemperatur soll etwa 1100° betragen; sinkt die Tem peratur unter 850°, so muß nachgewärmt werden. Zum Schutz gegen Ober
flächenentkohlung empfehlen die Amerikaner die Anwen
dung eines Boraxüberzuges, den m an in der Weise aufbringt,
Abc/e'scfirec/rt ron:
..__
72W °72001
g e tö rfe f A n/aßfem peratur in °C
A bbildung 2. H ä rte des abgeschreckten Stahles Mo-W 2 in A bhängigkeit von der A nlaßtem peratur.
(Jew eils 20 m in bei A n laß tem p eratu r gehalten.) daß m an große Schmiedestücke in der Kotglut m it Borax bestreut, w ährend man kleine Schmiedestücke in der Rot- gluthitze entweder in Borax wälzt oder aber vor dem An- wärmen auf Schm iedetem peratur in eine warme gesättigte wässerige Boraxlösung ta u ch t und sie auf diese Weise mit einem Boraxüberzug versieht. Jedenfalls muß bei An
wärmen auf Schm iedetem peratur eine oxydierende Flamme nach Möglichkeit vermieden werden.
Das G lü h e n des w arm verarbeiteten Stahles erfolgt zweckmäßig in der Verpackung. Die G lühtem peratur be
trä g t 800 bis 850°, die Abkühlungsgeschwindigkeit soll bis 650° nicht größer als 1 0 bis 2 0 °/h sein. Glüht m an in dieser Weise, so lassen sich Brinellhärten von 200 bis 235 Einheiten erreichen. Mit der Abschrecktem peratur wird m an zweck
19. Septem ber 1935. Pohl,Pollock u. Scherer: Versuche m it wolframarmem Molybdän-Schnellarbeitsstahl. Stahl und Eisen. 1003 mäßig über allerhöchstens 1230° nicht hinausgehen, da bei
höheren Tem peraturen die Gefahr der Neubildung von Ledeburit schon zu groß ist; zum indest wird aber durch das starke K ornw achstum der Stahl spröder werden. Beim H ä r te n muß darauf gesehen werden, Entkohlen und E nt- molybdänen der Oberfläche infolge Bildung flüchtigen Molybdäntrioxydes zu vermeiden. Bei Werkzeugen, die nach dem H ärten noch allseits überschliffen werden können, wie z. B. bei Drehmeißeln, ist die Veränderung der Ober
flächenschichte nur von geringer Bedeutung. Bei W erk
zeugen hingegen, die nach dem H ärten nicht mehr ge
schliffen werden, em pfiehlt sich die H ärtung aus dem Salz
bad. Versuche ergaben bei Abschrecken von 1200 bis 1220° aus dem Boraxbad keinerlei Anzeichen einer Ober
flächenentkohlung. Da die H ärtetem peratur dieser Stähle
beträchtlich tiefer liegt als die der W olfram-Schnellstähle, läßt sich hier die Salzbadhärtung auch leichter durchführen.
Auch bei der H ärtung empfehlen die Amerikaner die An
wendung eines Boraxüberzuges.
Abb. 1 zeigt die bei Stahl Mo-W 2 bei H ärtung aus dem elektrischen Ofen aus 1200° gebildete entkohlte R and
schicht, deren Tiefe etwa 0,2 mm beträgt. Die Stücke wurden nach Vorwärmen auf 800° in den auf Tem peratur befindlichen elektrischen Ofen gebracht u nd nach 2 min Verweilen auf H ärtetem peratur in Oel abgeschreckt.
Die A b h ä n g i g k e i t d e r H ä r t e von Stahl Mo-W 2 von d er A n l a ß t e m p e r a t u r , nach Abschrecken von 1200 und 4240°, geht aus Abb. 2 hervor.
Für H ärten von 1200° wird m an also eine Anlaßtem pe
ratur von 520 bis 540° und für H ärten von 1240° eine An
laßtemperatur von 540 bis 560° wählen. Das Kleingefüge derart behandelter Stähle ist aus den Abb. 3 bis 6 zu ersehen.
Nicht unerw ähnt soll bleiben, daß das s p e z if is c h e G ew icht d e s M o ly b d ä n - W o l f r a m - S t a h l e s m it 7,95 g/cm3 etwa um 9 % geringer ist als das des Stahles mit 18 % W, 4 % Cr und 1 % V.
Vom rein metallurgischen S tandpunkt kann die H er
stellung eines dem üblichen W olfram stahl gleichwertigen Molybdän-Schnellarbeitsstahles als gelöst bezeichnet werden.
Seine Einführung wird durch die Umstellung auf niedrigere H ärtetem peratur in den Kreisen der Verbraucher mancherlei Schwierigkeiten bereiten, obwohl das H ärten von Schnell
stahl bei tieferen Tem peraturen nur zu begrüßen ist. Be
sonderes Augenmerk muß bei der H ärtung der leicht auf
tretenden E ntkohlung und Entm olybdänung geschenkt werden. Ueber die W i r t s c h a f t l i c h k e i t d e r M o ly b d ä n s tä h le kann m an Allgemeingültiges nicht sagen, da der Molybdänpreis noch stark übersetzt zu sein scheint.
3.) Bericht von R o b er t S c h e r er in Krefeld.
Zur Prüfung, ob Herstellung und Leistung des Schnell
arbeitsstahles m it 8 % Mo, 2 % W und 1 % V denen des üblichen Stahles mit 18 % W und 1 % V gleichzusetzen sind, wurden ein von Amerika bezogener Molybdän-Wolfram- Stahl und ein selbst erschmolzener Molybdän-Wolfram- Stahl verw andt und diese m it einem üblichen Wolfram- schnellstahl verglichen. Die Zusammensetzung der u nter
suchten Stähle geht aus Zahlentafel 3 hervor.
Z ah len tafel 3. Z u s a m m e n s e t z u n g d e r S t ä h l e .
Stahl 0
/o Cr
% w
%
V Mo
% 1 %
M o-W 3 . . . | 0,79 M o-W 4 . . . 0,75 W 2 . . . . 0,74
3,78 4,32 4,30
2,09 2,26 19,90
1,10 8,28 1,15 1 7,90 1,20 0,59
X 500
Die E r s c h m e lz u n g des Molybdän-Wolfram-Stahles bereitete keinerlei Schwierigkeiten und war genau so möglich wie beim W olframstahl.
Das S c h m ie d e n m ußte jedoch m it besonderer Sorgfalt geschehen. Beim Erwärm en ist eine oxydierende Flamme soweit wie möglich zu vermeiden, da m it einer starken E n t
kohlung und vor allem m it einer Entm olybdänung gerechnet werden muß. Diese Erfahrungen lagen bereits von den im Kriege erzeugten Molybdänschnellstählen vor, so daß hierauf weiter aufgebaut werden konnte. Die Entm olyb
dänung ist deutlich erkennbar an dem starken Rauch, der vom Block aufsteigt und sich als Belag auf Hämm er und Sättel legt. Das von den Amerikanern angegebene Ver
fahren des Schutzes durch Borax wurde, weil zu um ständ
lich, nicht angewandt. Es war ferner bekannt, daß die Stähle leicht zur Kantenrissigkeit neigen und häufig tro tz sorgfältiger Vorwärmung und Abkühlung leicht Spannungs
risse erhalten. Aus diesen Gründen wurde beim Schmieden besondere Sorgfalt angewandt. Die Vorwärmung wurde so gehalten, wie sie bei Schnellstahl üblich ist. Die Schmiede
anfangstem peratur darf jedoch nicht über 1 1 0 0° betragen, da bei höheren Tem peraturen der Stahl leicht brüchig wird.
Die Tem peratur darf anderseits nicht zu stark absinken, so daß rechtzeitig nachgewärmt werden muß. Das Schmieden eines Blockes von 260 mm Dmr. auf 100 mm [J] erfolgte in vier Hitzen. Der Werkstoff war etwas kantenrissig ge
worden und m ußte in zwei H itzen w arm v erputzt werden.
Die langsam in Sand abgekühlten Knüppel wurden geputzt und dann auf Drehmeißel von 30 m m Cp ausgeschmiedet, wobei sich keinerlei Schwierigkeiten ergaben.
Das G lü h e n der Stähle erfolgte, wie bei gewöhnlichem Schnellstahl, bei 820 bis 830°, wobei allerdings besonders auf die Entkohlung geachtet werden m ußte. Die erreichte Glühfestigkeit lag in den üblichen Grenzen.
Abb. 3. Von 1 200° in Öl Abb. 4. V on 1 200° in Öl abge- Abb. 5. Von 1240° in ö l Abb. 6. V on 1240° in Öl abge-
abgeschreckt. schreckt, auf 540° angelassen. abgeschreckt. schreckt, auf 540° angelassen.
A bbildungen 3 bis 6. K leingefüge des Stahles Mo-W 2 nach A bschrecken u n d Anlassen.
1004 Stahl und Eisen. Pohl,Pollacku. Scherer: Versuchemit wolframarmem Molybdän-Schnellarbeitsstahl. 55. Ja h rg . N r. 38.
Zur Feststellung der besten W ä r m e b e h a n d lu n g wurden einige Proben von Tem peraturen zwischen 1150 und 1300° abgeschreckt. Bei üblicher Härteweise im Ofen ohne Anwendung eines Schutzmittels ergab sich eine sehr starke Entkohlung und Entm olybdänung. An der Oberfläche zeigte sich bereits bei 1220° starke Verbrennung, die stellen
weise bis tief in den W erkstoff hineinreichte (A b i. 7 und 8), bei höheren Tem peraturen zerfielen die Probestücke beim Anfassen m it der Zange. Eine einwandfreie H ärtung war nur möglich, nachdem die vorgewärmten Stücke in Borax gewälzt und m it einer Boraxschicht allseitig überzogen waren. Am besten war ein Abschrecken von Tem peraturen
A bbildung 7 u n d 8. V erbrennungserscheinungen beim S tahl Mo-W 4 nach E rw ärm en auf 1220° ohne Schutzm ittel.
zwischen 1200 und 1240°. Die erzielte H ärte betrug 65 bis
6 6 Rockwell-C-Einheiten. Zur Feststellung der richtigen A nlaßtem peratur wurde an bei 1220" gehärteten Proben die Anlaßkurve aufgenommen. Abb. 9 zeigt die H ärte in Abhängigkeit von der Anlaßtem peratur. Bei einer m ittleren Ausgangshärte von 65,5 Rockwell-Einheiten ergibt sich zunächst ein Absinken der H ärte bei 200 bis 400° und dann eine deutliche H ärtesteigerung bei 520 bis 580°. Die Kurve
Ss 70
I
1 Mm,
700 SOO ’ 700
Die L e i s t u n g s p r ü f u n g erfolgte m it Drehmeißeln von 30 mm [p und gerader Schruppstahlschneide durch Aufnahme von Schnittgeschwindigkeits-Standzeit-Kurven auf einem Stahl m it rd. 75 kg/m m2 Zugfestigkeit, bei einem Spanquerschnitt von 3 x 0,96 m m 2. Die Versuchsergebnisse in Abb. 12 zeigen, daß der Stahl Mo-W 3 eine wesentlich schlechtere Leistung h a t als der Stahl Mo-W 4. Die Härte beträgt bei dem Stahl Mo-W 3 nur 63 Rockwell-C-Einheiten und war auch bei erneuter W ärm ebehandlung und nach genügendem Abschleifen der Oberfläche nicht besser. Welche Gründe bei praktisch gleicher Zusammensetzung hierfür maßgebend sind, konnte noch nicht festgestellt werden. Der
A bbildung 40 u n d 11. Gefüge des Stahles Mo-W 3 nach Abschrecken von 1220° in Oel (Abb. 10) u n d darauf
folgendem A nlassen auf 560° (Abb. 11).
000 300 000 SOO Fo/aßiemperaiurm °C
A bbildung 9. H ä rte des von 1220° in Oel abgeschreckten Stahles Mo-W 4 in A bhängigkeit von der A nlaßtem peratur.
entspricht derjenigen von üblichem Schnellstahl m it 18 % W, 4 % Cr und 1 % V. Der M olybdänstahl zeigt deutlich die Sekundärhärte. Abb. 10 gibt das Feingefüge eines bei 1220° gehärteten Stahles wieder, das gegenüber dem W olfram stahl mehr Karbide an den Korngrenzen zeigt.
Abb. 11 zeigt den gleichen S tahl nach dem Anlassen auf 560°.
Eine H ärtung aus dem Salzbad wurde auf Grund der Erfahrungen m it den Molybdänstählen während des Krieges ebenfalls durchgeführt, wobei sich die Schwierigkeiten der Entkohlung oder E ntm olybdänung nicht ergaben. F ür Werkzeuge, die nur eine H ärtung erhalten und nur wenig geschliffen werden, wie Fräser, Wendelbohrer u. dgl., ist daher bei der W ärmebehandlung besondere Sorgfalt er
forderlich und die Salzbadhärtung zu empfehlen. Bei D reh
meißeln, die mehrfach gehärtet werden, und zwar im Be
trieb meist aus dem offenen Feuer oder Muffelofen, muß stets m it Borax gearbeitet werden. Da bei mehrfacher H ärtung m it einer fortschreitenden Entm olybdänung ge
rechnet werden muß, ist ein weitgehendes Abschleifen der Oberflächenschicht erforderlich.
Molybdänschnellstähle sehr w e c h s e ln d . Ob dieses Ver
halten auf falsche W ärm ebehandlung oder ungenügendes Abschleifen der Oberflächenschicht zurückzuführen ist oder in der E igenart des Molybdänstahles überhaupt begründet ist, müssen noch weitere Versuche ergeben. Auffallend ist jedenfalls die schlechte Leistung des Stahles Mo-W 3 gegen
über Mo-W 4 bei fast gleicher chemischer Zusammensetzung.
D a es von wesentlichem W ert war, Stähle von geringerem W olfram gehalt m it in die U ntersuchung einzubeziehen, wurden die Drehversuche wiederholt im Vergleich m it einem Schnelldrehstahl m it 0,75 % C, 4,21 % Cr, 12,02 % W, 2,38 % V und 0,13 % Mo (S tahl W 3 in Abb. 13). Die Leistungsprüfung wurde u n te r den gleichen Bedingungen durchgeführt wie beim H auptversuch, jedoch auf einer Chrom-Nickel-Stahl-Welle m it einer Zugfestigkeit von etwa 90 kg/ m m 2. Die aufgenommene Standzeitkurve geht aus Abb. 13 hervor. Es ergibt sich hieraus wiederum, daß Leistungsgleichheit m it dem Stahl m it 18 % W, 4 % Cr Stahl Mo-W 4 ergab fast die gleiche Leistung wie der Ver
gleichsstahl W 2. Die geringe Ueberlegenheit dieses Stahles ist auf seinen hohen W olframgehalt von rd. 20 % zurück
zuführen. Nach früheren Erfahrungen ist die Leistung der
|
dfe/ße/jo#
Spanw/oMe/ 0 ° _
Fr ei
moOe! 6°
Ffnsle/iivMe/ os°
rad/us 2,so7m
70 20 22 20 20 20 30
Schm'ffgesc/oyindigke/fm m /m in
A bbildung 12 u n d 13. Schnittgeschw indigkeits- Stan d zeit-K u rv en für einige V ersuchsstähle.
19. S eptem ber 1935. Pohl, Pollack u. Scherer: Versuche m it wolframarmem Molybdän-Schnellarbeitsstahl. S tahl u n d Eisen. 1005 und 1 % V vorhanden ist, während der Schnelldrehstahl
mit 12 % W und 2 % V dem Molybdänstahl wesentlich überlegen ist.
Z usam m enfassend k a n n also gesagt w erden, daß die H e r
stellung v on S chnellstählen m it 4 % Cr, 8 % Mo, 2 % W und 1 % V d u rch au s m öglich ist, w enn m it einem geringeren Ausbringen g erech n et w ird u n d entsprechende V orsichts
m aßregeln bei der W ärm eb eh an d lu n g an g ew an d t w erden, wobei L eistungsgleichheit m it dem S tah l m it 18 % W , 4 % Cr u n d 1 % V v o rh an d en ist. D as g rundsätzlich andere Verhalten des M olybdänstahles b ed in g t ab er ein U m lernen säm tlicher d a m it B eschäftigten vom Schm ied bis zum Dreher, so daß bei der etw aigen E in fü h ru n g dieses S tahles mit Schw ierigkeiten g erech n et w erden m uß.
*
In der E r ö r t e r u n g w urden weitere A usführungen zu der G e s c h ic h te d e r M o l y b d ä n - S c h n e l l a r b e i t s s t ä h l e g e m a e h t . Das Bestreben, W olfram d urch das v erw andte M olybdän zu e r
setzen, ist ebenso a lt wie die Schnellstähle selbst. F . W. T a y l o r und A. E. W h i t e 5), die E rfin d er des Schnellstahles, haben diese Möglichkeit schon erk an n t u n d als ungefähres V erhältnis des E r satzes von W olfram durch M olybdän 2 : 1 angegeben. Sie fanden bei ihren Versuchen, daß die M olybdänstähle in ihrer Leistung ungleichmäßig waren, u n d m achten d afü r die vor allem gegenüber dem W olfram stahl schwierigere E in h a ltu n g der richtigen Ab- schrecktemperatur v erantw ortlich. S p äter ist der G edanke, Wolfram durch M olybdän zu ersetzen, auch von H. C. H. C a r- p e n te r6) aufgegriffen worden.
Erst w ährend des K rieges ist jedoch die M öglichkeit, W olfram durch Molybdän zu ersetzen, eingehend geprüft worden, dam als besonders in D eutschland, das von der W olfram zufuhr aus China abgeschnitten war. Aus dieser Z eit stam m en P a te n te vom S ta h l
werk Lindenberg7), die einen S chnellarbeitsstahl m it 0,5 bis 0.8.% C, 6 bis 10 % Mo u nd 3 bis 6 % Co vorsahen, zur Verbesse
rung8) auch noch einen Z usatz von 0,75 bis 2 % V u n d 1,5 bis 3 % Co, und ein P a te n t der Oberschlesischen H ü tten in d u strie A.-G.9), das fü r S chnellarbeitsstähle G ehalte von 0,65 % C, 3 bis 7 % W, 2 bis 6 % Mo, 5 bis 2 % Co, insgesam t 5 bis 10 % Mo -f- Co vorsah. S päter erschienen hierüber noch B erichte von J . O. A r nold und T . I b b o t t s o n 10), von W .O e r t e l und F . P ö l z g u t e r 11), Patente von L a n g e n b e r g 12) un d des Stahlw erks Gebr. Schoeller, A.-G.13). 1927/28 w urde dann, wie A. K r o p f ausführte, die nähere Erforschung der m olybdänhaltigen Schnellarbeitsstähle wieder aufgegriffen14), wobei folgendes festgestellt w urde:
1. Der vollständige E rsatz des W olfram s durch M olybdän ist nicht so günstig wie der n u r eines Teiles.
2. Zwei Teile W olfram sind möglichst durch einen Teil M olybdän zu ersetzen.
3. Eine Verbesserung gegenüber den W olfram stählen ergibt sich bei einem E rsatz eines Teiles des W olfram s durch M olybdän in Anwesenheit von größeren Mengen V anadin, K o b alt u n d ge
gebenenfalls T antal.
4. Der K ohlenstoffgehalt m uß in einer bestim m ten Beziehung zu der Menge der K arbid bildenden E lem ente — M olybdän, W ol
fram, V anadin, T an tal — stehen.
Die Versuchsergebnisse von H. Pollack un d R . Scherer sowie die Feststellungen auf anderen W erken lassen erkennen, daß der Stahl m it 8 % Mo, 2 % W , 4 % Cr u n d 1 % V in seiner D rehleistung im großen un d ganzen der eines S tahles m it 18 % W, 4 % Cr und 1 % V entspricht. In der B o h rle is tu n g scheinen beide Werkstoffe, wie m an aus den Ergebnissen der Zahlentafel 1 e n t
nehmen kann, jedoch nich t ganz gleichwertig zu sein. Im M ittel aller Bohrversuche ergibt näm lich der wolfram reiche S tah l eine Bohrtiefe von 3710 mm auf dem S tah l m it 60 bis 70 k g /m m2 Zugfestigkeit, von 998 mm auf dem S tah l m it 90 bis 100 k g /m m 2, der Molybdänstahl dagegen n u r von 2553 mm bzw. 1778 mm.
5) Vgl. F . W. T a y l o r und A. W a l l ic h s : U eber D reharbeit und W erkzeugstähle (B erlin: J . Springer 1908) S. 197.
6) J . Iro n Steel In st. 67 (1905) S. 433/73; 71 (1906) S. 377/96.
7) D R P . N r. 309175 (1916) — 8) 312 301 (1916) — 9) 300 765 (1916).
10) J . Iro n Steel In st. 99 (1919) S. 407/35; franz. P a t.
Nr. 518 808 (1920).
11) S tahl u. Eisen 44 (1924) S. 1165/69 (W erkstoffaussch. 47);
44 (1924) S. 1708/13.
12) Am er. P a t. N r. 1 4 9 2 567 (1921); vgl. auch W. O e r t e l und A. G r ü t z n e r : Die S chnelldrehstähle (D üsseldorf: Verlag Stahleisen m. b. H . 1931).
13) F ran z. P a t. N r. 517 359, 517 360 und 517 367 (1920).
14) D R P . N r. 582 938 (1930).
Zusammenfassung.
Versuche an Stahl m it rd. 4 % Cr, 8 % Mo, 2 % W und 1 % V zeigten, daß im Vergleich zum üblichen Schnell
arbeitsstahl m it 18 % W, 4 % Cr und 1 % V die Erschmel
zung keine Schwierigkeiten macht, die W arm verarbeitung und W ärmebehandlung dagegen wegen der Entkohlung und M olybdänverflüchtigung größere Sorgfalt erfordert; dabei liegt die beste Abschrecktemperatur mit 1 2 0 0 bis 1 2 2 0° be
deutend unter der H ärtetem peratur des üblichen Wolfram- Schnellstahles, die Anlaßtem peratur m it 540 bis 560° um etwas darunter. Bohr- und Drehversuche zeigten, daß die Leistungsfähigkeit der beiden Stähle im großen und ganzen gleich ist; sie ist jedoch bei dem Molybdänstahl, wie es aus früheren Erfahrungen auch schon bekannt ist, sehr wechselnd.
*
Allerdings ist zu berücksichtigen, daß bei Bohrversuchen sehr leicht größere Streuungen Vorkommen können.
Insgesam t geht die deutsche E rfahrung dahin, daß das W ol
fram in sehr weiten Grenzen durch M olybdän ersetzbar ist. W enn tro tzd em die M olybdänstähle sich bisher in D eutschland nicht m ehr eingeführt haben, so liegt das vor allem an der E ntw icklung der vanadinreicheren W olfram stähle m it etw a 14 % W, 4 % Cr u n d 2,5 % V, die dem M olybdänstahl gegenüber eine große Ueber- legenheit in der L eistung und U nem pfindlichkeit in der W arm behandlung haben. D am it ist die W irtschaftlichkeit der M olyb
d änstähle in Frage gestellt. Im m erhin ist es nicht ausgeschlossen, daß es durch w eitere um fangreiche Versuche gelingt, auch m olyb
dänhaltige Schnelldrehstähle zu entw ickeln, die den jetzigen H ochleistungsstählen m it 14 % W, 4 % Cr un d 2,5 % V gleich
w ertig sind. N ach den bisherigen F eststellungen sind jedoch die neuen M olybdänstähle neben den anderen S chnellarbeitsstahl
g ruppen weder aus technischen noch aus w irtschaftlichen G ründen heraus erforderlich.
Im Zusam m enhänge w urden folgende S tähle erw ähnt, die im Schrifttum als angeblich vollw ertiger E rsatz fü r die üblichen W olframschnellstähle angeführt w erden:
Stahl Nr.
O
%
Si
%
Cr
%
W
%
V
%
1 1 5 ) 0,8 bis 1,0 — 12 bis 14 3,0 bis 3,5 —
216) 1,2 bis 2,0 — 12 bis 14 0,9 bis 1,6 0,2 bis 0,5
3 17) 1,5 bis 1,7 1,5 6 bis 7 — —
4 17) 1,2 bis 1,3 — 14 — 2
Zum Teil sind diese W erkstoffe aus der Entw icklungszeit der S chnellarbeitsstähle b ek an n t u n d aus diesem G runde von den deutschen S tahlw erken un tersu ch t w orden. So erwies sich ein S tahl m it 1,4 % C un d 3 % Cr, 1 % V und 2 % Co als brau ch b ar für gegossene Fräser. Versuche, den S tahl für Drehm eißel zu v e r
wenden, scheiterten dagegen, weil die W arm h ärte des Stahles ungenügend ist. Eine E rhöhung des V anadingehaltes auf 2 % u n te r F ortlassung des K obaltzusatzes kann keine derartige V er
besserung der Schneidleistung ergeben, daß dieser S tahl m it dem üblichen S chnellarbeitsstahl zu vergleichen wäre. Von den Stählen 3 u n d 4 w urden von F . R a p a t z besondere Versuchs
schmelzen hergestellt m it folgender Zusam m ensetzung:
Stahl C Si Mn Cr V
Nr. % % % % %
3 1,50 1,71 0,39 5,63 —
4 1,27 0,67 0,25 14,00 2,05
Sie w urden im Vergleich m it üblichem S chnellarbeitsstahl m it 18 % W, 4 % Cr un d 1 % V in D rehversuchen m it einer S pantiefe von 3 mm u n d einem Vorschub von 2,12 m m /U auf einer Welle m it 85 k g /m m2 Zugfestigkeit geprüft, w obei sich folgendes ergab:
Stahl
Vergleichszahl für die Stand zeit bei gleicher S ch n itt
geschw indigkeit
Vergleichszahl für d ie bei 1 h S ta n d zeit
zu lässige S ch n itt
gesch w in digk eit N r. 3 ... 0 13 N r. 4 ... 15 46
Vergleichsschnellstahl 100 100
Die Leistung der S tähle 3 u n d 4 heg t d anach der von unlegierten W erkzeugstählen n äh er als der eines S chnellarbeitsstahles. E s ist möglich, daß sie im Vergleich zu S chnellstählen bei der Z er
spanung von G rauguß etw as höher ist als beim D rehen auf S tah l;
g rundsätzliche U nterschiede w erden sich aber kaum einstellen.
D as E ndergebnis der Versuche ist also, daß diese „ E rs a tz stä h le “ ü b e rh au p t keine S chnellarbeitsstahleigenschaften haben.
15) M etallurg. 9 (1934) Nr. 3, S. 51/57 — 16) N r. 6, S. 50/58.
17) Sow jetw irtsch. u. A ußenhandel 13 (1934) N r. 24, S. 25.
1006 S tahl und Eisen. Wesemann: Kopfbauart, Leistung und Frischwirkung von Siemens-Martin-Oefen. 55. Ja h rg . N r. 38.
Zusam m enhänge zw isch en der Kopfbauart, Leistung und Frischw irkung von Siem ens-M artin-O efen.
Von F r i e d r i c h W e s e m a n n in Düsseldorf.
[Schluß von Seite 989.]
(Versuche über Leistung un d Frischwirkung eines Ofens. Ergebnisse einer Umfrage über Kopfbauform und Verbrauch an Kohlungsmitteln. Allgemeine Folgerungen.)
B e t r i e b s z a h l e n d e r O efen.
Die allgemeinen B e t r i e b s z a h l e n d e r O e fe n faßt Zahlentafel 6 zusammen. Als Ausgangspunkt für die Beur
teilung der Frischvorgänge dienen die E i n s a t z v e r h ä l t n is s e (Spalte 2). Diese beziehen sich, wie bereits erwähnt, als Durchschnittswerte auf gewöhnliche, weiche Schmelzen, die am besten Vergleiche zulassen. Nur der Ofen 1 bildet eine Ausnahme, da in ihm fast durchweg Schmelzen für Schmiedestücke erzeugt werden. Der E insatz ist in flüssiges und festes Boheisen und in die wichtigsten S chrott
arten unterteilt und wird durch Angaben über die Zuschläge (FeMn, Erz) ergänzt; ferner sind der Roheisensatz und die Schrottmenge auf den gesamten E insatz ohne Zuschläge bezogen. Dieser bezogene Roheisenverbrauch dient in Ver
bindung m it dem bezogenen Erzverbrauch als Kennzeichen für die Frischw irkung der Oefen im engeren Sinne, d. h.
beim Niederschmelzen des Einsatzes.
F ür die Beurteilung des Roheisenverbrauchs ist ferner die R o h e is e n a n a ly s e wichtig. Die Analysen sind in Zahlen
tafel 7 für die beteiligten W erke eingetragen; ihre Be
sprechung folgt später.
Z ah len tafel 7. R o h e i s e n a n a l y s e n d e r a n d e n U n t e r s u c h u n g e n b e t e i l i g t e n W e r k e .
A nalyse Werk
A und E Werk B 1) Werk B 2) W erk C W erk D
c
. • %Si . . % Mn . % P ■ • % S . . %
4,1 0,51 3,5 0,43 0,03
3,9 0,90 2,20 0,40 0,04
4.20 1.20 3,0 0,40 0,035
3,9 1,2 3,7 0,4 0,04
3,61 0,71 2,57 0,51 0,052 J) R o h eisen d u rc h d e n M ischer, 43 % R o h eisen v erb rau ch , 11. A pril bis 30. N o v em b er 1930. — 2) R oheisen o h n e M ischer im J a h r e 1932.
An allen Oefen m it Ausnahme des Ofens 1 wird das Roh
eisen ganz oder zum überwiegenden Teil flüssig eingesetzt;
Kohle oder Koks werden nicht zugegeben. Der R o h e is e n s a tz liegt im D urchschnitt zwischen 213 und 230 kg/t, nur die Oefen 2 bis 4 fallen aus dem Rahmen. Wie schon der hohe Erzverbrauch der Oefen 2 und 3 zeigt, wird hier m it Absicht, und zwar aus w irtschaftlichen Gründen m it hohem Roheisensatz gefahren. U nter gewöhnlichen Verhältnissen b eträgt der Roheisenverbrauch dieser Oefen beim E r
schmelzen weicher Stähle nur 240 bis 260 k g /t (einge
klam m erte Werte) und liegt dam it im üblichen Rahmen.
Dagegen nim m t Ofen 4 m it dem hohen Roheisensatz von 293 k g /t und normalem Erzverbrauch eine Sonderstellung ein. Die niedrigsten Roheisenverbrauchswerte zeigen die Oefen 5 bis 8; sie verdienen vor allem deshalb nähere Be
achtung, weil es nicht möglich war, den Roheisensatz zu steigern, ohne daß Betriebsschwierigkeiten (langes Schäu
men) auftraten. Insofern kom m t diesen Oefen ebenso wie dem Ofen 4 (starke Frischwirkung) eine Sonderstellung zu.
Eine Ergänzung hierzu geben die Betriebsbeobachtungen der einzelnen Werke über die Abnahmegeschwindigkeit des Kohlenstoffgehaltes je h. Die E n t k o h l u n g s g e s c h w i n d i g k e i t beträgt:
am Ofen 4 . . . ' ... 0,38 % C je h
„ „ 1, 3, 9, 10, 11 . . . . 0,28 % C je h
„ „ 2 ...0,22 % C je h
„ „ 5, 6, 7, 8 0,12 % C je h.
Man sieht auch hier ohne weiteres, daß die Oefen 4 und 5 bis 8 nach oben und unten herausfallen, und daß in diesem Falle der Roheisenverbrauch und die Entkohlungsgeschwin
digkeit gleichsinnig sind.
Die B e h e iz u n g d e r O e fe n (Spalte 6) entspricht den oberschlesischen Verhältnissen. Die Oefen 1 bis 8 werden m it Generatorgas und einem geringen Zusatz von Koks
ofengas geheizt, die Oefen 9 bis 11 erhalten Generatorgas, etwas Hochofengas und einen erheblich größeren Zusatz von Koksofengas. Die Gaserzeuger sind fast durchweg Drehrostgaserzeuger m it einem Durchmesser von 2,6 m.
Der Wasserstoffgehalt des Generatorgases schwankt in den unter oberschlesischen Verhältnissen üblichen Grenzen und läßt auf einen normalen D ampfzusatz von etwa 28 bis 30 % schließen, entsprechend einer Gasfeuchtigkeit von etwa 50 bis 70 g/N m3 tr. Die Angaben über den Feuchtigkeits
gehalt des Gases oberhalb der K amm ern sind unvollkommen und müssen fast überall noch nachgeprüft werden.
V e r g le ic h s k e n n z a h le n u n d E rg e b n is s e . Die Unterlagen für die Berechnung der Stunden- und Herdflächenleistungen der Oefen liefert zunächst Zahlen
tafel 6, Spalte 4 und 5. Bei dem Vergleich der Rohstahlmenge (Spalte 4) m it den Einsatzverhältnissen (Spalte 2) zeigte es sich erwartungsgemäß, daß die Betriebsangaben über das Schmelzgewicht nicht ganz stim m ten und zu übermäßig hohen Ausbringenzahlen führten. D aher wurden diese W erte, ausgehend vom Einsatzgewicht und nach Maßgabe des Roheisensatzes u nter Annahme von normalen Aus
bringenwerten berichtigt und in dieser Form für die Er
rechnung der Leistungszahlen in Zahlentafel 8 übernommen.
Die S t u n d e n l e i s t u n g und bezogene H e r d f l ä c h e n l e i s t u n g i n Zahlentafel8, S p a lte i und 2 sind bei allen Oefen verhältnism äßig günstig, bei einigen sogar ausgezeichnet, wenn m an berücksichtigt, daß als Schmelzdauer die Zeit von Abstich zu Abstich einschließlich der Flickpausen ge
w ählt wurde. Das Zurückbleiben des Ofens 1 hängt mit der Unzulänglichkeit der Kamm ern, das des Ofens 2 m it der K leinheit der Trom m elventilquerschnitte und den dadurch bedingten Brennerabmessungen zusammen, während Ofen 7 sehr unzweckmäßige Brennerabmessungen (s. unten) hat.
Eine Beziehung zwischen der Herdflächenleistung und dem Roheisenverbrauch ist nicht festzustellen.
Die große W ichtigkeit der A u s t r i t t s g e s c h w i n d i g k e i t und des N e ig u n g s w in k e ls des Gas- und Luftstrahls im Brenner für den Ablauf der Verbrennung und die Ofen
leistung ist bereits dargelegt worden. Es lag daher nahe, sie im vorliegenden Falle m it der Frisch Wirkung des Ofens in Beziehung zu setzen. Da aber keine genauen Unterlagen über den W ärmeverbrauch der von der Umfrage erfaßten Oefen zur Verfügung stehen, aus denen m an die Gas- und Luftmengen errechnen kann, wurden die Gas- und Luft
querschnitte unm ittelbar auf die Stundenleistung bezogen (Spalte 3 und 4).
19. S eptem ber 1935. Wesemann: Kopfbauart, Leistung und Frischwirkung von Siemens-Martin-Oefen. Stahl u nd Eisen. 1007 Z ah len tafel 8. B e s o n d e r e K e n n z a h l e n d e r O e f e n .
Werk A Werk B Werk B Werk 0 Werk D W erk I) Werk D Werk D Werk E Werk E Werk E
B ezeichnung Ofen Ofen Ofen Ofen Ofen Ofen Ofen Ofen Ofen Ofen Ofen
Nr. 1 Nr. 2 Nr. 3 Nr. 4 Nr. 5 Nr. 6 Nr. 7 Nr. 8 Nr. 9 N r. 10 N r. 11 1. S tu n d e n le istu n g . . . t / h 3,90 6,09 11,6 7,97 8,85 8,60 11,35 9,80 9,52 9,52 9,52 2 . B ezogene H e rd flä c h en leistu n g
k g /m2 h 213 205 225 245 253 247 198 224 283 306 297
3. G a sb re n n erq u e rsc h n itt /S tu n d e n
leistu n g ...c m2/t/h 307 418 279 301 292 450 340 337 249 331 237 4. L u fta u s tritts q u e rs c h n itt/S tu n d e n
leistu n g ... c m2/t/h 1290 1920 1120 1268 650 837 743 733
_
643_
5. N eigungsw inkel d e r G aszugsohle a
<°
10 8 10 13,50 12 10 13,5 13,5 6 7 5,56. Neig.-W inkel d. L u ftzu g so h le ß 29 28 28 19 41 32,3 26 39
_
25_
7. S chnittw inkel zw ischen G as- u n d
L u ftsohle y ... <)T0 19 20 18 5,5 29 22,3 12,5 25,5
_
18_
8. L u ftz u g b reite: H e rd b re ite . . . . 0,767 0,795 0,62 0,582 0,295 0,320 0,355 0,40
_
0,50_
9. O f e n b a u a r t ... fe s t
ste h en d fest k ip p
b ar fest fest fest k ip p b ar
k ip p
b a r fest fest fest 10. K o p f b a u a r t ... n o rm al n o r
m al n o r
m al n o r
m al B e rn h a rd t
B e rn h a rd t
B e rn h a rd t
B e rn
h a rd t Maerz n o r
m al Maerz Der bezogene G a s q u e r s c h n i t t (Spalte 3) ist zunächst
mit 237 bis 279 cm2/t / h am kleinsten am neuen kippbaren Ofen 3 und den Maerz-Oefen 9 und 11, die am meisten einer straffen F ührung der Flam m e bedürfen. Sein D urchschnitts
wert für die übrigen feststehenden Oefen beträg t etwa 300 bis 350 cm2/t/h .
Der bezogene L u f t q u e r s c h n i t t (Spalte 4) schwankt in außerordentlich weiten Grenzen und ist auffallend klein an den Bernhardt-K öpfen. Sein Einfluß auf den Verlauf der Verbrennung ist aber untrennbar m it den W inkelver
hältnissen des Brenners verknüpft, so daß sie ebenso wie das Breitenverhältnis des Luftzuges (Zahlentafel 5, Spalte 11) für die weitere Auswertung der Umfrage m it herangezogen werden müssen (vgl. Zahlentafel 8, Spalte 5 bis 7). Eine kritische Sichtung dieser Kennwerte führt zu folgendem E rg eb n is:
Betrachtet m an zunächst die Beziehung zwischen der O fe n le istu n g und den K o p f a b m e s s u n g e n , so fallen die Oefen 2 und 7 m it geringer Leistung heraus, wobei zu be
merken ist,daß der Eoheisensatz des Ofens 2 noch nicht den Scheitelpunkt seiner Leistung überschritten hat. Ofen 2 hat einen sehr großen G as-und Luftquerschnitt, also entsprechend geringe Austrittsgeschwindigkeiten von Gas und L uft und somit schlechte Vermischung am Brenner, während Ofen 7 mit erheblich geringerer Gasgeschwindigkeit als der Kipp- ofen 3 und sehr kleinem Schnittwinkel y zwischen Gas und Luft arbeitet. Daß m an die ungünstige Auswirkung einer zu geringen Gasgeschwindigkeit auch durch den Schnitt
winkel y bis zu einem gewissen Grad ausgleichen kann, zeigt das Beispiel des Ofens 6 und 8. Ofen 6 ist m it einem sehr weiten Gasquerschnitt (Spalte 3), dafür aber m it sehr großen Luft- und Schnittwinkeln ausgerüstet und Ofen 8
desgleichen. Andere bauliche Einflüsse spielen hier kaum mit, da bereits eine frühere Umfrage über die Abmessungen der oberschlesischen Siemens-Martin-Oefen ergeben h atte, daß mit Ausnahme des Ofens 1 und 2 alle verglichenen Oefen reichliche Kamm ern, Kanäle, Ventilquerschnitte, aus
reichenden Gasdruck und große Kamine besitzen.
Bei dem je tzt im V ordergrund stehenden Vergleich des R o h e is e n v e r b r a u c h s (der F r is c h w ir k u n g ) seien die Oefen 4 und 5 bis 8 besonders hervorgehoben, da bei ihnen der Roheisensatz die größten Unterschiede zeigt ( s. Zahlen
tafel 6, Spalte 2, A). Ofen 4 verbraucht 293 kg Roheisen/t, 14,3 kg E rz /t und 7,15 kg F errom angan/t; für die Oefen 5 bis 8 lauten die entsprechenden Zahlen 219 bis 230 kg Roh
eisen/t, 7,63 bis 15,6 kg E rz /t, rd. 3,83 bis 4,22 kg Ferro
m angan/t. Allerdings zeigen die Roheisenanalysen U nter
schiede (s. Zahlentafel 7), deren Einfluß auf den Kohlungs
m ittelverbrauch besonderen Untersuchungen Vorbehalten sei. Um die kennzeichnenden Unterschiede der Bauform der Brenner dieser Oefen deutlich zu machen, sind die Köpfe der Oefen 4 und 5 bis 8 in Abb. 4 schematisch dargestellt.
An dem stark frischenden Ofen 4 fällt zugleich die un
gewöhnliche Kleinheit des Luftwinkels ß und des Schnitt
winkels y (Spalte 6 und 7) auf. Gas und Luft strömen fast parallel aus; die Verbrennung muß daher hinter dem Brenner zögernd einsetzen, und es ist durchaus denkbar, daß überdurchschnittlich große Mengen unverbrauchter L uft den Einsatz anblasen und besonders stark anzundern.
Demgegenüber tr itt an den nur etwas größeren, schwä
cher frischenden Bernhardt-Oefen 5 und 6 die überdurch
schnittliche Größe des Luft- und Schnittwinkels hervor, daneben aber vor allem auch die geringe Breite des L uft
zuges (s. Spalte 8) und die Kleinheit des Luftquerschnitts (Spalte 4). Da diese Oefen m it natürlichem Auftrieb arbeiten, ist m it Sicherheit anzunehmen, daß die durch den Brenner zugeführte Luftmenge zu klein ist; denn ein L uftaustritts
querschnitt von beispielsweise 800 cm2/t/h entspricht bei einem Betriebswärm everbrauch von 1,2 • 106 k ca l/t und einem Luftverbrauch von 1,5 N m3/103 kcal einer L uft
geschwindigkeit von reichlich 4 Nm /s (bezogen auf 0°, 760 mm QS). Die Verbrennung wird hier also unm ittelbar hinter dem Brenner höchstwahrscheinlich unter Luftmangel und außerdem m it sehr großer Geschwindigkeit infolge des steilen Aufeinanderprallens des Gas- und Luftstrahles vor sich gehen. Beide Umstände wirken aber einer starken Verzunderung des Einsatzes entgegen. Aehnliche, nur noch stärker ausgeprägte Verhältnisse bestehen bei den Brennern der kippbaren Bernhardt-Oefen 7 und 8. Der bezogene L uftquerschnitt ist hier noch enger, die Breite des L uft
strahls sehr klein und nam entlich am Ofen 8 der Schnitt
winkel zwischen Gas und L uft übermäßig groß. Hinzu kom m t an diesen Oefen infolge ihrer B auart (kippbar) der außerordentlich große Abstand zwischen der ersten E insatz
tü r und dem Brennermund, der 4,2 und 5,1 m b eträg t, sowie ferner die Tatsache, daß sie m it zwei Gaszügen an jedem Brenner ausgerüstet sind, deren Abstand voneinander fast der Breite des Luftstrahls entspricht. Auch hier machen sich Einflüsse bem erkbar, die dem Verzundern des E in satzes entgegenwirken. Die Betriebsleitung h a t versucht, am Ofen 8 die Luftzufuhr m it Hilfe eines V entilators zu steigern. Danach tr a t hierbei eine derartige Stauhitze kurz h in te r dem Brenner auf, daß das Gewölbe gefährdet wurde.
Infolgedessen sucht m an bezeichnenderweise dem bei n a tü r
lichem Auftrieb bestehenden Luftm angel durch H eraus;
nehmen von Steinen in den senkrechten Luftzügen oberhalb
1008 Stahl und Eisen. Wesemann: Kopfbauart, Leistung und Frischwirkung von Siemens-Martin-Oefen. 55. Ja h rg . N r. 38.
der Kammer zu begegnen, ohne gleichzeitig die Tempe
raturen am brennenden Kopf zu hoch zu steigern.
Die Bauverhältnisse der übrigen in den Vergleich ein
bezogenen Oefen zeigen keine übergroßen Abweichungen, wie auch ihr Roheisenverbrauch als normal zu bezeichnen ist.
N ur der Ofen 10 fällt m it einem sehr engen L uftquerschnitt aus dem Rahmen, doch arbeitet er m it V entilator und erzielt in Verbindung m it hoher Gasgeschwindigkeit und zweck
mäßiger W ahl der Winkelverhältnisse außerordentlich hohe Tem peraturen und Leistungen, wenn auch auf Kosten seiner H altbarkeit.
F aß t man die E r g e b n is s e d e r U m f ra g e zusammen, so vermag man sich der großen W ahrscheinlichkeit nicht zu verschließen, daß nicht nur zwischen der Leistung, sondern auch zwischen dem Roheisenverbrauch der Siemens-Martin- Oefen und ihren Brennerabmessungen gewisse Beziehungen bestehen. Natürlich läßt sich gegen diese Schlußfolgerung der Einwand erheben, daß sie sich auf verhältnism äßig knappe Beobachtungsunterlagen stü tzt und daß vielleicht noch eine ganze Reihe anderer Einflüsse m itwirken, die nicht erfaßt oder genügend berücksichtigt werden konnten (wie z. B. Unterschiede in der Roheisenanalyse).
Um daher Mißverständnisse über den Sinn und Zweck der vorgetragenen Gedankengänge und Untersuchungen auszuschließen, sei ausdrücklich ihre Aufgabe als Einleitung einer allgemeinen grundlegenden A u s s p r a c h e über dieses sicher sehr wichtige Gebiet des Siemens-Martin-Ofenbaues unterstrichen.
Abschließend seien daher die H a u p t a u f g a b e n , um die es sich hier handelt, noch einmal kurz umrissen:
L Welche Beziehungen bestehen zwischen den Abmessungen und W inkelverhältnissen des Gas- und Luftzuges im
Brenner und zwischen den Betriebsergebnissen des Ofens a) an Siemens-Martin-Oefen m it Generatorgasheizung?
b) an Siemens-Martin-Oefen m it Mischgasheizung?
c) an Siemens-Martin-Oefen m it reiner Koksofengas
heizung ?
2. Inwiefern ist die Abgasanalyse am abziehenden Kopf von Siemens-Martin-Oefen für die Beurteilung der feue
rungstechnischen Vorgänge im H erd verw ertbar?
3. Welche Vorgänge spielen sich während des Nieder- schmelzens des Einsatzes im Siemens-Martin-Ofen ab, vor allem wie groß ist die Sauerstoffaufnahme des Ein
satzes während der Einsetz- und Einschmelzzeit?
4. Welche Zusammenhänge bestehen zwischen der Sauer
stoffaufnahme beim Einschmelzen und der Entkohlungs
geschwindigkeit beim Fertigm achen u nter Berücksich
tigung der im Bade verlaufenden weiteren Reaktionen und der Tem peraturverhältnisse im Ofenraum?
5. Welche Richtlinien ergeben sich hieraus für die Bauweise der Ofenköpfe im besonderen Hinblick auf die Leistung des Ofens und einwandfreie Beschaffenheit der Schmelzen ?
Z u s a m m e n f a s s u n g .
Auf Grund von Betriebserfahrungen an verschiedenen Siemens-Martin-Oefen und von feuerungstechnischen Ueber- legungen werden Richtwerte für die Kopfabmessungen der
artiger Oefen gegeben. Der aus ihnen sich ergebende Ver
lauf der Verbrennung beeinflußt nicht nur die Leistung, sondern auch die Frischwirkung des Ofens, wobei unter Frischwirkung im engeren Sinne das Verzundern des ein
gesetzten Werkstoffes durch die Flamm engase verstanden sei. Es ist anzunehmen, daß zwischen dieser Oxydation des Schrottes und dem wissenschaftlich häufig behandelten
19. S eptem ber 1935. Wesemann : K o p f bauart, Leistung und Frischwirkung von Siemens-Martin-Oefen. Stahl u nd Eisen. 1009 Verlauf der Entkohlungsgeschwindigkeit und des Eisen-
oxydulgehaltes des Bades engere Beziehungen bestehen, die noch weiterer K lärung bedürfen. Ein Versuch, der den Einfluß des Sauerstoffüberschusses der Flamm e auf die Leistung und Frischw irkung feststellen sollte, zeigte, daß die Verminderung des Luftüberschusses die Ofenleistung beein
trächtigt. H ieraus geht der erhebliche Einfluß strömungs
technischer Vorgänge, z. B. der Lage der Flam m e auf die Ofenleistung, hervor. Schließlich ergab sich aus einer große-
* *
In der sich anschließenden E r ö r t e r u n g w urde folgendes ausgeführt.
K. K ö h l e r , G leiw itz: W ir haben vor einiger Zeit ebenfalls Untersuchungen angestellt, um die E i n w i r k u n g v o n B r e n n e r u m b a u te n a u f d ie L e i s t u n g v o n S i e m e n s - M a r t i n - Oefen kennenzulernen.
Der Anlaß zu den U ntersuchungen w ar der, daß die L eistung der Oefen in den betreffenden Stahlw erken nich t voll befriedigte.
Es sollte daher v ersucht werden, d urch kleine, n ich t kostspielige Aenderungen bei den norm alen O fenzustellungen die L eistung zu steigern.
Vorhanden sind in dem Stahlw erk drei Oefen, von denen n u r die Oefen I un d I I I abw echselnd in B etrieb waren. Ih re H erdfläche ist mit 14,7 u n d 18,0 u n d bei der zw eiten N euzustellung 18,3 m2 verhältnismäßig k lein; besonders ungünstig is t das V erhältnis Herdlänge
——- — ;— m it 3,3 u n d 3,6; die Oefen sind reichlich schm al. Zur Herdbreite
Beheizung d ien t oberschlesisches G eneratorgas. Im allgemeinen werden Schmelzen m it 22 bis 25 t G ew icht abgestochen.
Z ah len ta fe l 9.
ren Umfrage bei mehreren Siemens-Martin-Werken, daß t a t sächlich zwischen den Brennerabmessungen und der Ver
zunderung des Einsatzes engere Beziehungen herrschen, deren A rt näher beschrieben wird. Aus allem ergibt sich die Notwendigkeit, die Zusammenhänge zu erforschen, die zwischen der Bauweise des Ofenkopfes, dem Verlauf der Verbrennung, der Ofenleistung, der Oxydation des E in
satzes und den während des Kochens ablaufenden Reak
tionen bestehen.
*
schleiß einzelner Gewölbeteile verm ieden werden. D a die Oefen sehr schmal sind, w ar eine gleichmäßige Beheizung ü ber die ganze O fenbreite (Querbeheizung) von vornherein gegeben; es m ußte sogar dafür gesorgt werden, daß die Flam m e nich t zu breit w urde un d Vorder- un d R ückw and des Ofens in M itleidenschaft zog.
Die M ittel zur Beeinflussung der Brennlänge des Gases im Ofen u nd der Flam m enführung sind die W inkel des Gas- und L uftzuges gegen die W aagerechte, die A ustrittsq u ersch n itte der Züge in den H erdraum , also Gas- un d Luftgeschw indigkeit, und schließlich die Höhe der Gaszugsohle über der Schaffplattenebene sowie die S tärke der Zunge zwischen Gas- un d Luftzug.
Zahlentafel 9 un d Abb. 5 zeigen die vorgenomm enen Aende
rungen.
E ine wenig günstige Anw endung der verfügbaren M ittel zeigt der alte Z ustand von Ofen I I I in Abb. 5. Die Gaszugsohle liegt wenig ü ber der Schaffplattenebene, der Zug ist verhältnism äßig sta rk gegen die W aagerechte geneigt; der G asstrom p rallt dadurch sofort auf das B ad und wird abgelenkt. Liegen noch Schrottberge im Ofen, so w ird die Ablenkung v e rstärk t un d gefährlicher. D er A b m e s s u n g e n d e r O e fe n .
■
Gitterwerksraum je Kammer Kopfwinkel Gaszug
sohle Uber Schafi- platte
mm
Zungen
stärke
mm
Querschnitt Geschwindig
keit
Gaskammer Luitkam m er
Gas
winkel a
L u ft
winkel p
Schnitt
winkel Y
Gaszug m2
L uitzug m 2
Gas N m /s
L uft N m /s m3
m3 m3 m3 t Stunden
leistung
t Stunden
leistung O f e n I
Alter Z u stan d . 10 ,1 3,2 16,4 5,2 17° 56' 37° 36' 19° 40' 200 350 0,1200 0,5400 5,6 1,7
11. N euzustellung 12,3 3,6 19,9 5,9 12° 17' 35° 49' 23° 32' 220 350 0,1100 0,5000 6,6 2,0
2. N euzustellung 12,3 3,4 19,9 5,5 9° 10' 32° 30' 23° 20' 290 350 0,1130 0,5000 7,0 2,2
O fe n I I I
Alter Z u sta n d . 14,7 4,5 25,7 7,9 15° 16' 28° 2 1' 13° 5' 120 630 0,1215 0,6200 5,7 1,6
1. N euzusteU ung 17,3 4,6 29,7 8,0 1 0° 29° 19° 270 350 0,1200 0,5040 6,7 2,2
2. N euzusteU ung 17,3 4,3 29,7 7,4 1 0° 29° 19° 290 350 0,1200 0,5040 7,3 2,4
Da die fü r das A usarbeiten der Schm elzen nach dem Los
kochen zur Verfügung stehende Z eit vo n vornherein norm al war, war eine Steigerung der O fenleistung — neben dem bekannten Mittel der E rhöhung des E insatzgew ichtes — grundsätzlich n u r durch V e r k ü r z u n g d e r E i n s c h m e l z d a u e r , also schärferen Ofengang zu erreichen. V eränderungsm öglichkeiten bestanden an Ober- und U nterofen. Die A usnutzung dieser M öglichkeiten für den U nterofen, d. h. die K am m ern, g eht aus Zahlentafel 9 hervor. Die G itterw erksinhalte k o n n ten bei Ofen I um etw a 20 % , bei Ofen I I I um etw a 16 % erh ö h t werden. D aß diese M aßnahm e keinen allzu erheblichen E influß auf die nach Zahlentafel 10 wirklich eingetretene L eistungssteigerung der Oefen g eh ab t haben kann, zeigen die fü r den G itte rw e rk sin h alt/t S tundenleistung ange
gebenen Zahlen. Sie sind zw ar bei der ersten N euzustellung ge
stiegen — bei Ofen I I I ganz unw esentlich — , Ofen I h a tte jedoch bei besserer H erdflächenleistung n u r etw a 75 % des G itter- raum es/t Stundenleistung von Ofen I I I . A ußerdem ist der be
zogene G itterw erksinhalt bei der zw eiten NeuzusteUung bei Ofen I ungefähr auf den A usgangsw ert zurückgegangen u n d liegt bei Ofen I I I noch d a ru n te r.
In erster Linie sind die V eränderungen des Oberofens oder des Ofenkopfes fü r die L eistungssteigerung verantw ortlich zu machen. Bei der G estaltung des Ofenkopfes w urde eine m öglichst heiße Flam m e in m öglichster N ähe des einziehenden K opfes — kurze F lam m en — bei stra ffster Flam m enführung angestrebt.
Durch das E ntw ickeln einer kurzen Flam m e w urde die F orderung nach einer gleichm äßigen Längsbeheizung etw as außer A cht ge
lassen, d a angenom m en wurde, daß bei m öglichst heißer Flam m e die W ärm eausnutzung des R auchgases im Oberofen u nd d am it die E inschm elzleistung am günstig sten sein w ürde. D urch die straffe F lam m enführung soUte ein F lack ern der Flam m e u n d ihre Ablenkung vom B ad u n d d a m it v o r aHem ein vorzeitiger Ver-
Z ah len ta fel 10. L e i s t u n g d e r O e f e n . Gesamterzeugung
je Ofenreise
D avon siliziert und unsiliziert normal
t
Stunden
leistung t/lx
H erd
flächen
leistung kg/m2/h
%
Stunden
leistung t/h
Herd
flächen
leistung kg/m 2 h O f e n I
A lte r Z u s ta n d . 6 905 3,10 2 1 1 87,2 3,16 215 1. N euzusteU ung 7 556 3,31 225 85,3 3,37 230 2. N euzusteU ung 6 961 3,61 246 88,2 3,64 248
O f e n I I I
A lte r Z u s ta n d . 8 730 3,25 181 82,0 3,24 180 1. N euzusteU ung 8 654 3,64 202 85,4 3,73 207 2. N euzusteU ung 10 440 4,04 222 89,8 4,07 224 L uftzugw inkel (vgl. auch Zahlentafel 9) ist gegenüber dem G aszug
winkel klein, der S chnittw inkel y = ß — a also ebenfaUs gering, so d aß die L u ft erst sehr sp ä t an das Gas gelangt, ein U m stand, d er du rch eine überm äßig stark e Zunge zwischen Gas- u n d L uftzug noch u n te rs tü tz t w ird; die V erbrennung w ird hierdurch s ta rk v e r
schleppt. N im m t m an noch die großen E inström öffnungen m it ihren geringen Gas- un d Luftgeschw indigkeiten hinzu, so ergibt sich ein m angelhaft geführter, vom B ad abprallender G asstrom , dessen V erbrennung erst sp ät einsetzt un d schleppend erfolgt.
D ie H au p tv erb ren n u n g findet in der abziehenden O fenhälfte s t a tt ; hier v erb ren n t das Gas aber n ich t m ehr auf dem B ad, sondern u n te r dem Ofengewölbe.
Bei Ofen I sind die B auverhältnisse im a lten Z ustan d n ich t so ungünstig (Abb. 5)-, doch sind auch hier die K opfw inkel noch zu steil, die Gaszugsohle liegt zu dich t ü b er dem B ad, u n d die Gas- un d Luftgeschw indigkeiten sind zu gering.
38-55 130
