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La présente invention est relative à la fabrication de fonte malléable perlitique, et ce, à son type de fabrication spécial, et qui procure non seulement la composition voulues mais garantit également la formation ultérieure de la structure de base voulue. Une telle structure est également apte à. être souanise aux procédés de recuit les plus avantageux pour tous les cas qui se présentent et, de ce fait, on obtient une structure particulièrement bonne et de bonnes propriétés de résistance, tant à l'état recuit qu'à l'état trempé ou amélioré par trempe et revenu.
Tout particulièrement la formation de perlite est extraordinairement fine et ce, tant lors de la formation lamellaire que globulaire. ,
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Suivant l'invention, on propose de fabriquer une fonte malléable la plus finement perlitique ou perlitique-globulaire qui contient du titane en raison de la mise en oeuvre de fonte contenant du titane ou d'autres supports titane pour la charge d'un cubilot au vent froid, de préférence à garnissage semi-basique ou neutre et à marche de laitier semi-basique correspondante.
Une telle fonte malléable brute présente la composition approximative suivante : 2,80 - 3,10 % de carbone
0,40- 1,20 % de silicium
0,30- 1,20 % de manganèse
0,12 -0,35% de soufre jusqu'à 0910 % de phosphore
0,01 - 0,5 % de titane 0,00 - 0,5 % de chrome le restant du fer
Il est également particulièrement important dans une telle fonte malléable que le rapport stoechiométrique soufre-manganèse, usuellement exigé, ne doit pas Otre respecté, de manière que lion se trouve en présence de teneur* élevées en soufre tout ayant des faibles teneurs en manganèse.
Il a été constaté que lors de teneurs en soufre situées entre 0,20 et 0,35 %, il est préférable d'utiliser des compositions exemptes de chrome ou pauvres en chrome, Un autre avantage de la fonte malléable contenant du titane avec toutes les compositions décrites plus haut, réside en une excellente apti- tude ,à. ( la soudure par fusion de manière qu'il soit possible de proposer d'utiliser une telle fonte malléable pour des objets soudés par fusion et dans lesquels au moins une des parties à relier par la soudure est constituée par la fonte malléable du type cité plus haut. De préférenoe, la soudure est exécutée au moyen d'une électrode à noyau on acier doux et enrobée dlun manteau de ohaux basique.
Sous le terme "cubilot au vent froid à garnissage semi-basique ou neutre" il faut comprendre ce qui suit 1 Il s'agit d'un cubilot qui, s'écartant du revêtement acide norwal' est muni d'un garnissage qui est semi-basique ou neutre. c'est-à-dire dans lequel, dans le cas d'un revêtement semi-basique, il est fait emploi d'une addition de Il 203 ou de minerais contenant du 11203, à savoir 8 à 25 %, de préférence 18 à 25 % de A1203calculé sur la matière du revêtement.
Le
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restant est compose par du Si02 et, en faibles quantités, du J4g0 et T102
Dans le cas d'un garnissage neutre, le revêtement est additionné de graphite en morceaux plus ou moins grossiers. Le restant est également constitua
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essentiellement par de la silice. Dans ce cas également, le Si02 contient gñôc14 lement de faibles teneurs en Ti02.
Sous le terme "marche de laitier semi-basique" il faut comprendre la préparation d'un laitier qui, lors de l'analyse finale, peut présenter environ les teneurs suivantes :
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8 m 30 fo de préférence 10 - 20 %, de e 203 40 .. 60 %, de préférence 45 - 55 %, de SiO2 20 - 35 %, de préférence 20 on 30 %, de CaO Les autres parties constitutives, généralement présentes, sont les suivantes : environ :
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1 - 5 % MnO 1 - 4 % FeO jusque 3 % TiO2 . jusqu'à 2 %MgO
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1 2,5 % p205 Lorsqu'il est dit que, conformément'à l'invention, le rapport soufre-manganèse qui doit être normalement atteint, ne doit pas être respecté, ceci veut dire que la teneur en soufre doit être supérieure à ce qui est usuel par rapport à la teneur donnée en manganèse.
Si autrement, à savoir dans les compositions de
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fonte malléablee, connues jusqu'à présent, la règle d'approximation est valable, à savoir que la teneur en manganèse doit comporter au moins environ le double ou au moins le triple de la teneur en soufre, dans le cas présent ces rapports ne sont pas atteints, et ce, de manière qu'afin de travailler dans le sens des rapports les plus favorables, on établisse la règle que la teneur en manganèse soit inférieure au 1,7 ième de la teneur en soufre.
Il serait également possible d'ex- primer le rapport de titane, manganèse et soufre par une formule, en considérant comme valable la formule suivante :
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pàuroent..#i max.0,2 pourcente manganèse pourcents-un max.l,7 e pourcents soufre Ainsi que dit plus hauts il est également important de tenir compte du fait que lorsque les teneurs en soufre se situent dans la zône inférieure, à savoir entre
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environ 0,12- 0,20 %, il faut prévoir avantageusement une teneur en chrome de plusieurs dizièmes de pouroent, tandis que lorsque la teneur en soufre est plus élevée, la teneur en chrome n'est, avantageusement, que très faible.
Qu'il soit encore indiqué que la teneur en phosphore des alliages de fonte malléable, fabriqués conformément à l'invention, doit être particulièrement faible, de manière que la limite de 0,la$ en P ne soit généralement pas atteinte, au contraire, la teneur en phosphore se situe usuellement dans les li- mitée préférées d'environ 0,03- 0,07 %.
La mise en concordance de cea éléments d'alliage, tout particulièrement du titane, du chrome et du soufre, exerce clai- rement une influence dans ce sens que la formation de ledeburite est favorisée; toutefois, en même temps, la ledeburite se décompose très facilement lors.du recuit, de manière que principalement au point de vue économie, la réduction des durées du recuit procure des avantages particuliers. Les pièces, fabriquées en fonte malléable du type cité plus haut, peuvent être soumises à toute méthode de recuit connue en soi et on a pû constater que dans chaque cas il était possible de réduire considérablement la durée du recuit.
Toutefois, par la suite il faut encore mentionner des possibilités particulièrement avantageuses qui doivent être prises en considération spécialement dans les cas où la surface des pièces en fonte doit être exempte de ferrite, à savoir où elle doit être absolument perlitique.
Dans ce cas on propose d'adoucir dans une ambiance neutre et, de préférence, dans un bain de sel.
En opposition aux procédés d'adoucissage usuel, à savoir lors de l'adoucissage dans une atmosphère oxydante au cours duquel on utilise un minerai d'adoucissage en tant que transmetteur d'oxygène et où le dit oxygène brûle le carbone existant sur la z8ne de bord de la pièce en fonte et en opposition à l'adoucissage au gaz envisagé fréquemment ces temps derniers, on utilise donc, conformément à l'invention, un bain de sel.
Autant que possible, le point d'évaporation du bain de sel doit être supérieur à 950*C. Il faut avant tout envisager des bains de sel constitués par du carbonate de soude, des chlorures, tout particulièrement le chlorure de baryum et, éventuellement, le cyanure de sodium,, respectivement le cyanure de potassium. Par exemple, un. bain. qui s'est avéré particulièrement avantageux peut être constitué par du sulfure de @olybdène, tout. particulièrement du bisulfure
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de molybdène, ainsi que le sulfure de sodium et le suldure de baryum, éventuelle ment en ajoutant des chlorures peu coûteux.
De ce fait il est possible d'obtenir une fonte malléable à zône de bord exempte de ferrite,
La température de traitement dans le bain de sel se situe entre 760 et 1100 C et, de préférence, entre environ 950 et 1000 C. On peut procéder de manières différentes. Il est possible de procéder au traitement dans un bain de sel ou dans plusieurs bains de,sel parmi lesquels, par exemple le premier, est mis au point à une température située entre 950 et 1000 C, tandis qu'un autre présente une température de 760- 950 C. En outre, il est possible de réduire le séjour dans le bain de sel, par exemple à 30 - 80 minutes et de placer ensuite les pièces traitées dans un four. Celui-ci.doit avoir une atmosphère réglable, une obturation à l'air, respectivement un gaz de protection.
Le séjour dans les bains de sel, respectivement dans le four, dépend de la section transversale des pièces à traiter. Toutefois lors d'un traitement exclusivement au bain de sel, la durée sera inférieure à 10 heures et, suivant la température, même considéra- blement inférieure à cette dernière. Même lors d'un traitement subséquent dans un four, par exemple à 760 - 950 C' les durées sont considérablement réduites et se situent tout au plus entre environ 8 et 15 heures.
La résistance à la traction de la fonte malléable ainsi traitée se aitue, sans amélioration par trempe et revenu, entre environ 50 et 65 kg/mm2 avec une limite d'étirage d'environ 32 - 48 kg/mm2 et unallongement d'environ 3 - 20 % (L- 3d).
Au moyen d'une amélioration par trempe et revenu, il est pos- sible d'obtenir des limites d'étirage entre 70 et 120 kg/mm2 avec des résistances - de 80 - 160 kg/mm2. La fonte peut également être excessivement bien recarburée et peut être trempée superficiellement oa trempée à coeur. 'Tout particulièrement) lorsqu'une décarburation de la surface doit être évitée, il est à conseiller que non seulement l'adoucissage, mais également le chauffage à la température de trempe soit effectué dans le bain de sel. Dans ce cas il est possible de procé- der de manière que lors d'une température appropriée, la trempe soit effectuée directement depuis le bain de sel dans lequel ltadouoissage a eu lieu.
Ci-après l'invention est expliquée en détail à l'appui d'un exemple englobant toutes les opérations du procédé conforme à l'invention et qui sont décrites d'une manière succincte. Il n'est évidemment pas nécessaire que tout l'ensemble des opérations soit utilisé dans tous les cas qui se présentent. Par
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exemple, le recuit peut Otre effectué d'une autre manière que celle décrite, ainsi que déjà mentionné dans la partie générale de la description, ou bien le traitement d'amélioration par trempe et revenu peut être autre ou bien être négligé.
Le travail avait été effectué dans un cubilot dont le revêtement contenait, outre du SiO2, additionnellement environ :
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15 a12Q3
1 % TiO2
4 % CaO
2% MgO
1,5 % FeO 1,5 % MnO
Les dimensions du cubilot étaient essentiellement 1,1 m depuis la semalle du foyer jusqu'à l'anneau de tuyère à vent et de 4,8 m depuis la tuyère jusqu'au gueulard. Le diamètre était de 700 mm. Le travail avait été effectué avec une pression de vent d'environ 500 mm colonne d'eau.
Le type envisagé était constitué par une fonte à : 4,51 % de carbone 1,7 % de silicium 0,7 % de titane
1 % de manganèse
0,08 % de soufre 0,1 % de phosphore 0, 05 % de chrome Ce type contenait également la matière de circulation, qui se dépose, de cette qualité à teneur en titane fabriquée ici. En outre, on avait mis en oeuvre une mitraille en acier Thomas. Dans ce cas on s'était abstenu d'utiliser du FeMn ou FeSi, ce qui, dans d'autres cas, peut être absolument envisagé.
Ce type contenait les parties constitutives suivantes en poids partie fonte 14 % partie en circulation 42 % partie mitraille 44 % cela il fallait ajouter encore, en tant qu'additif formateur de laitier, et se, par 350 kg de charge métallique :
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20 kg de CaCO3
6 kg de A1203 et
15 kg de SiO2
De ce fait on avait obtenu une fonte brute malléable de la composition suivante :
2,9 % de carbone
0,63 % de silicium 0,31 % de manganèse
0,24 % de soufre 0,06 % de phosphore
0,08 % de titane 0,05 % de chrome L'analyse du laitier final en faisant partie était la auivante :
56 % SiO2 9,8 % A1203
23,6% CaO
4,31% FeO 0,84% Ti02
0,7 % MnO 1,35% MgO
1,3% P205
A partir de cette fonte brute, une fonte mécanique générale avait été fabriquée, les pièces exécutées présentant une épaisseur de paroi de 5 - 45 mm, ces pièces étaient adoucies pendant 60 heures à des températures de 960 dans une atmosphère légèrement oxydante, la durée pour le chauffage et la durée pour le refroidissement en plus. Des pièces en fonte malléable normale et pouvant servir comme point de comparaison, auraient exigées une durée de recuit d'environ 120 heures.
A la suite du procédé d'adoucissage, lea pièces à tremper était ent chauffées à 850 C et maintenues à cette température pendant 3-5 minutes pour 8tre ensuite trempées à l'eau froide. Afin d'accroître la ténacité, les pièces avaient été soumises à un revenu à 380 , durée du revenu 3 - 5 minutes, Les propriétéa technologiques avant l'amélioration par trempe et revenu étaient les suivantes 8
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<tb>
<tb> limite <SEP> d'étirage <SEP> 32 <SEP> - <SEP> 36 <SEP> kg/mm2
<tb> résistance <SEP> à <SEP> la <SEP> traction <SEP> 52 <SEP> - <SEP> 58 <SEP> kg/mm2
<tb> allongement <SEP> 6 <SEP> - <SEP> 8 <SEP> %
<tb>
lorsque la section transversale était d'une épaisseur de 12 mm.
Après l'amélioration par trempe et revenu, les propriétés technolo- giques étaient les suivantes :
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<tb>
<tb> limite <SEP> d'étirage <SEP> 80- <SEP> 90 <SEP> kg/mm2
<tb> résistance <SEP> 120 <SEP> - <SEP> 135 <SEP> kg/mm2
<tb> allongement <SEP> 1-3%
<tb>
Une autre partie de cette fonte brute avait été adoucie dans un bain de sel, et ce, dans un bain de la composition suivante :
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<tb>
<tb> Ba <SEP> C12 <SEP> 85%
<tb> Na <SEP> Cn <SEP> 2%
<tb> Na2B407. <SEP> 10H2O <SEP> 8%
<tb> Na2CO3 <SEP> 5%
<tb>
La température de traitement était de 950 C, la durée d'une heure avec recuit subséquent à 850 pendant 12 heures. A la suite de quoi la limite d'étirage était de 48 - 52 kg/mm2,la résistance à la traction 66 - 75 kg/mm2, l'allongement 4 - 5 %.
Dans ce cas, la structure de base était perlitique-globulaire la plus fine avec un carbone non-combiné extrêmement finement réparti. Ici on avait renoncé à une amélioration par trempe et revenu, étant donné que les propriétés de résistance suffisaient pour le but d'utilisation envisagé sans devoir reoourir à une amélioration partiompe et revenu. Autrement on aurait pû procéder sans plus à un tel traitement qui aurait procuré des valeurs comparativement plus élevées en ce qui concerne la limite d'étirage et la résistance à la traction avec un traitement identique que dans le cas d'une fonte adoucie dans le four, décrite plue haut. Ci-après sera donné également un exemple pour une fusion qui avait été effectuée sur un revêtement neutre.
Dans un cubilot de dimensions sensiblement identiques, on avait prévu, dans la zone du foyer et de la tuyère, un rev8tement constitué par :
60 % de graphite le restant essentiellement SiO2
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Le type choisi avait une teneur en titane de 10 %, tout comme pour l'exemple 1.
A celà il fallait ajouter 8
52% de matière de circulation et
38 % de mitraille d'acier contenant du chrome.
Pour chaque 350 kg de ce type il fallait ajouter :
25 kg CaC03
6 kg A1203
15 kg Si02
La fonte brute obtenue présentait l'analyse suivante : 3,02 % de carbone
0,76 % de silicium 0,18 % de manganèse
0,28 % de soufre
0,05 % de phosphore
0,04 % de titane
0,03 % de chrome sous un laitier final de : 2,91 % MnO 2,28 % FeO 55,16 % SiO2
9,48% A1203 26,0 % CaO
0,25 % MgO 0,12 % S
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1,05 % p2 05 1,15 % TiO2
L'adoucissage était effectué comme pour le premier exemple.
Les pro- priétéa technologiques de cette fonte étaient, à l'état adouci :
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<tb>
<tb> limite <SEP> d'étirage <SEP> 36 <SEP> .. <SEP> 38 <SEP> kg/mm2
<tb>
EMI10.3
résistance à la tr88tion 51 .. 56 kg/mm2
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<tb>
<tb> allongement <SEP> 7 <SEP> .. <SEP> Il <SEP> % <SEP>
<tb>
pour une barre échantillon d'un diamètre de 12 mm se rapportant à une longueur de mesure présentant le triple du diamètre de la barre échantillon.
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The present invention relates to the manufacture of pearlitic malleable iron, and to its special type of manufacture, and which not only provides the desired composition but also ensures the subsequent formation of the desired basic structure. Such a structure is also suitable for. be subject to the most advantageous annealing processes for all cases which arise and, as a result, a particularly good structure and good resistance properties are obtained, both in the annealed state and in the quenched or improved state by quenching and tempering.
In particular, the formation of perlite is extraordinarily fine, both during lamellar and globular formation. ,
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According to the invention, it is proposed to manufacture a more finely pearlitic or pearlitic-globular malleable cast iron which contains titanium due to the use of cast iron containing titanium or other titanium supports for the load of a cupola furnace. cold wind, preferably with semi-basic or neutral packing and corresponding semi-basic slag step.
Such a rough malleable iron has the following approximate composition: 2.80 - 3.10% carbon
0.40- 1.20% silicon
0.30- 1.20% manganese
0.12 -0.35% sulfur up to 0910% phosphorus
0.01 - 0.5% titanium 0.00 - 0.5% chromium the rest of the iron
It is also particularly important in such a malleable iron that the stoichiometric sulfur-manganese ratio, usually required, must not be observed, so that lion is in the presence of high sulfur content while having low manganese content.
It has been found that when sulfur contents between 0.20 and 0.35%, it is preferable to use compositions free of chromium or poor in chromium, Another advantage of malleable iron containing titanium with all the compositions described above, resides in an excellent ability to. (fusion welding so that it is possible to propose to use such a malleable iron for articles welded by fusion and in which at least one of the parts to be joined by the welding is constituted by the malleable iron of the type mentioned more The welding is preferably carried out by means of an electrode with a mild steel core and coated with a coat of basic lime.
The term "cold blast cupola with semi-basic or neutral packing" should be understood as follows: 1 This is a cupola which, moving away from the norwal acid coating, is provided with a packing which is semi-basic. - basic or neutral. that is to say in which, in the case of a semi-basic coating, use is made of an addition of Il 203 or ores containing 11203, namely 8 to 25%, preferably 18 to 25% of A1203 calculated on the coating material.
The
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remaining is composed of Si02 and, in small quantities, J4g0 and T102
In the case of a neutral lining, the coating is supplemented with graphite in more or less coarse pieces. The remainder is also constituted
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essentially by silica. Also in this case, the SiO2 generally contains low levels of TiO2.
The term "semi-basic slag process" should be understood to mean the preparation of a slag which, during the final analysis, may have approximately the following contents:
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8 m 30% preferably 10 - 20%, of e 203 40 .. 60%, preferably 45 - 55%, of SiO2 20 - 35%, preferably 20 or 30%, of CaO The other constituent parts, generally present , are as follows: approximately:
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1 - 5% MnO 1 - 4% FeO up to 3% TiO2. up to 2% MgO
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1 2.5% p205 When it is said that, in accordance with the invention, the sulfur-manganese ratio which should normally be achieved should not be observed, this means that the sulfur content should be greater than this which is usual in relation to the manganese content given.
If otherwise, namely in the compositions of
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malleable iron, known hitherto, the rule of thumb is valid, namely that the manganese content must include at least about double or at least three times the sulfur content, in this case these ratios are not not achieved, and this, so that in order to work in the direction of the most favorable ratios, the rule is established that the manganese content is less than 1.7 th of the sulfur content.
It would also be possible to express the ratio of titanium, manganese and sulfur by a formula, by considering as valid the following formula:
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pàuroent .. # i max 0.2 percent manganese percent-one max. l, 7 th percent sulfur As said above it is also important to take into account that when the sulfur contents are in the lower zone, namely between
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approximately 0.12-0.20%, it is advantageously necessary to provide a chromium content of several tenths of a percentage, while when the sulfur content is higher, the chromium content is advantageously only very low.
It should also be indicated that the phosphorus content of the malleable iron alloys produced in accordance with the invention must be particularly low, so that the limit of 0, the $ in P is generally not reached, on the contrary, the phosphorus content is usually within the preferred limits of about 0.03-0.07%.
The alignment of these alloying elements, especially titanium, chromium and sulfur, clearly exerts an influence in that the formation of ledeburite is favored; at the same time, however, the deburite decomposes very easily during annealing, so that mainly from the point of view of economy, the reduction of the annealing times provides particular advantages. The parts, made of malleable iron of the type mentioned above, can be subjected to any annealing method known per se and it has been found that in each case it was possible to considerably reduce the duration of the annealing.
However, in the following it is still necessary to mention particularly advantageous possibilities which must be taken into account especially in cases where the surface of the castings must be free of ferrite, namely where it must be absolutely pearlitic.
In this case, it is proposed to soften in a neutral atmosphere and, preferably, in a salt bath.
In opposition to the usual softening processes, namely during the softening in an oxidizing atmosphere during which a softening ore is used as an oxygen transmitter and where the said oxygen burns the carbon existing on the z8ne of edge of the cast iron part and in opposition to the gas softening frequently considered in recent times, a salt bath is therefore used in accordance with the invention.
Whenever possible, the evaporation point of the salt bath should be above 950 ° C. It is above all necessary to consider salt baths consisting of sodium carbonate, chlorides, most particularly barium chloride and, optionally, sodium cyanide, respectively potassium cyanide. For example, a. bath. which has been found to be particularly advantageous may consist of @ olybdenum sulphide, everything. particularly disulfide
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of molybdenum, as well as sodium sulphide and barium sulphide, possibly by adding inexpensive chlorides.
As a result, it is possible to obtain a malleable iron with an edge zone free of ferrite,
The treatment temperature in the salt bath is between 760 and 1100 ° C and preferably between about 950 and 1000 ° C. Different ways can be done. It is possible to carry out the treatment in a salt bath or in several salt baths, of which, for example the first, is developed at a temperature between 950 and 1000 C, while another has a temperature of 760- 950 C. In addition, it is possible to reduce the stay in the salt bath, for example to 30 - 80 minutes and then place the treated parts in an oven. This must have an adjustable atmosphere, an air seal, respectively a shielding gas.
The stay in the salt baths, respectively in the oven, depends on the cross section of the parts to be treated. However, during treatment exclusively in a salt bath, the duration will be less than 10 hours and, depending on the temperature, even considerably lower than the latter. Even with a subsequent treatment in an oven, for example at 760 - 950 C 'the times are considerably reduced and are at most between about 8 and 15 hours.
The tensile strength of the malleable iron thus treated was, without improvement by quenching and tempering, between about 50 and 65 kg / mm2 with a draw limit of about 32 - 48 kg / mm2 and an elongation of about 3 - 20% (L- 3d).
By means of improvement by quenching and tempering, it is possible to achieve stretch limits between 70 and 120 kg / mm2 with strengths - from 80 - 160 kg / mm2. Cast iron can also be extremely well recarburized and can be superficially quenched or thoroughly quenched. Especially) when decarburization of the surface is to be avoided, it is advisable that not only the softening, but also the heating to the quench temperature is carried out in the salt bath. In this case it is possible to proceed so that at an appropriate temperature the quenching is carried out directly from the salt bath in which the softening has taken place.
Hereinafter the invention is explained in detail in support of an example encompassing all the operations of the process according to the invention and which are described briefly. It is obviously not necessary that the whole set of operations be used in all the cases which arise. Through
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For example, the annealing can be carried out in a way other than that described, as already mentioned in the general part of the description, or the improvement treatment by quenching and tempering can be different or else be neglected.
The work had been carried out in a cupola whose coating contained, in addition to SiO2, additionally approximately:
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15 a12Q3
1% TiO2
4% CaO
2% MgO
1.5% FeO 1.5% MnO
The cupola dimensions were essentially 1.1 m from the hearth base to the blast nozzle ring and 4.8 m from the nozzle to the throat. The diameter was 700 mm. The work had been carried out with a wind pressure of about 500 mm water column.
The type envisaged consisted of a cast iron containing: 4.51% carbon 1.7% silicon 0.7% titanium
1% manganese
0.08% Sulfur 0.1% Phosphorus 0.05% Chromium This type also contained the settling, run-off material of that titanium grade grade manufactured here. In addition, a Thomas steel scrap was used. In this case we had refrained from using FeMn or FeSi, which, in other cases, can be absolutely considered.
This type contained the following constituent parts by weight cast iron part 14% circulating part 42% grape part 44% that had to be added further, as a slag-forming additive, and so, per 350 kg of metal charge:
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20 kg of CaCO3
6 kg of A1203 and
15 kg of SiO2
As a result, a malleable crude iron was obtained with the following composition:
2.9% carbon
0.63% silicon 0.31% manganese
0.24% sulfur 0.06% phosphorus
0.08% titanium 0.05% chromium The analysis of the final slag included in it was the following:
56% SiO2 9.8% A1203
23.6% CaO
4.31% FeO 0.84% Ti02
0.7% MnO 1.35% MgO
1.3% P205
From this pig iron a general mechanical cast iron was made, the executed parts having a wall thickness of 5 - 45 mm, these parts were softened for 60 hours at temperatures of 960 in a slightly oxidizing atmosphere, the time to heating and time for additional cooling. Normal malleable iron parts that could be used as a point of comparison would have required an annealing time of about 120 hours.
Following the softening process, the parts to be quenched were heated to 850 ° C. and held at that temperature for 3-5 minutes and then quenched in cold water. In order to increase the toughness, the pieces were tempered at 380, tempering time 3 - 5 minutes, The technological properties before the improvement by quenching and tempering were as follows 8
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<tb>
<tb> stretch <SEP> limit <SEP> 32 <SEP> - <SEP> 36 <SEP> kg / mm2
<tb> resistance <SEP> to <SEP> the <SEP> traction <SEP> 52 <SEP> - <SEP> 58 <SEP> kg / mm2
<tb> lengthening <SEP> 6 <SEP> - <SEP> 8 <SEP>%
<tb>
when the cross section was 12mm thick.
After improvement by quenching and tempering, the technological properties were as follows:
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<tb>
<tb> stretch <SEP> limit <SEP> 80- <SEP> 90 <SEP> kg / mm2
<tb> resistance <SEP> 120 <SEP> - <SEP> 135 <SEP> kg / mm2
<tb> elongation <SEP> 1-3%
<tb>
Another part of this crude iron had been softened in a salt bath, in a bath of the following composition:
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<tb>
<tb> Ba <SEP> C12 <SEP> 85%
<tb> Na <SEP> Cn <SEP> 2%
<tb> Na2B407. <SEP> 10H2O <SEP> 8%
<tb> Na2CO3 <SEP> 5%
<tb>
The treatment temperature was 950 C, the duration of one hour with subsequent annealing at 850 for 12 hours. As a result the stretch limit was 48 - 52 kg / mm2, the tensile strength 66 - 75 kg / mm2, the elongation 4 - 5%.
In this case, the basic structure was the finest pearlitic-globular with extremely finely distributed uncombined carbon. Here, improvement by quenching and tempering had been dispensed with, since the strength properties were sufficient for the intended purpose of use without having to return to partial improvement and tempering. Otherwise one could have proceeded without further to such a treatment which would have provided comparatively higher values as regards the stretch limit and the tensile strength with an identical treatment than in the case of a softened cast iron in the furnace. , described above. Hereinafter will also be given an example for a fusion which had been carried out on a neutral coating.
In a cupola of substantially identical dimensions, there was provided, in the zone of the hearth and the nozzle, a coating consisting of:
60% graphite the remainder mainly SiO2
<Desc / Clms Page number 10>
The type chosen had a titanium content of 10%, just as in Example 1.
To this we had to add 8
52% traffic and
38% steel scrap containing chromium.
For each 350 kg of this type it was necessary to add:
25 kg CaC03
6 kg A1203
15 kg Si02
The pig iron obtained presented the following analysis: 3.02% carbon
0.76% silicon 0.18% manganese
0.28% sulfur
0.05% phosphorus
0.04% titanium
0.03% chromium in a final slag of: 2.91% MnO 2.28% FeO 55.16% SiO2
9.48% A1203 26.0% CaO
0.25% MgO 0.12% S
EMI10.1
1.05% p2 05 1.15% TiO2
The softening was carried out as for the first example.
The technological properties of this cast iron were, in a softened state:
EMI10.2
<tb>
<tb> stretch <SEP> limit <SEP> 36 <SEP> .. <SEP> 38 <SEP> kg / mm2
<tb>
EMI10.3
tensile strength 51 .. 56 kg / mm2
EMI10.4
<tb>
<tb> lengthening <SEP> 7 <SEP> .. <SEP> Il <SEP>% <SEP>
<tb>
for a sample bar with a diameter of 12 mm relating to a measuring length having three times the diameter of the sample bar.