О компанииСтатьиНапишите намНаш адресСправочникРегистрация

Меню

Статьи

Температура плавления стали

Температура плавления (температура ликвидус) - это температура, при которой вещество переходит в полностью жидкое состояние. Температура затвердевания (температуру солидус) - это такая температура, при которой вещество переходит полностью в твердое состояние.

Для чистых веществ (элементов) температуры ликвидус и солидус совпадают. Для растворов же, к которым в том числе относятся сталь и чугун, существует, так называемый, температурный интервал кристаллизации, в котором одновременно сосуществуют твердая и жидкая фазы.

Расчет температуры плавления и затвердевания стали

Ромашкин А.Н.

Температуры плавления и затвердевания стали зависят от ее состава.

Как правило при расчете TL и TS делают допущение об аддитивности влиянии легирующих и примесей на значения этих величин. При этом изменение температуры плавления/затвердевания, обусловленное наличием того или иного элемента, рассчитывают как

TL/S сплав = Т0 - ΣdTL/Si
где TL/Sсплав - температура ликвидус / солидус сплава, К;
      Т0    - температура плавления растворителя (железа), К;
      dTL/Si - снижение TL и TS, обусловленное наличием в металле i-го элемента, К.

Влияние различных элементов на температуру плавления и кристаллизации определяют по диаграммам состояния  для каждого элемента i (использованные диаграммы состояния приведены ниже в таблице).

Система Диаграмма состояния
(картинка открывается в новом окне)
Fe-C Диаграмма состояния железо-углерод Fe-C
Fe-Si Диаграмма состояния железо-кремний Fe-Si
Fe-Mn Диаграмма состояния железо-марганец Fe-Mn
Fe-S Диаграмма состояния железо-сера Fe-S
Fe-P Диаграмма состояния железо-фосфор Fe-P
Fe-Cr Диаграмма состояния железо-хром Fe-Cr
Fe-Ni Диаграмма состояния железо-никель Fe-Ni
Fe-Mo Диаграмма состояния железо-молибден Fe-Mo
Fe-Ti Диаграмма состояния железо-титан Fe-Ti
Fe-W Диаграмма состояния железо-вольфрам Fe-W
Fe-V Диаграмма состояния железо-ванадий Fe-V
Fe-Al Диаграмма состояния железо-алюминий Fe-Al

При этом допускали, что их влияние на рассматриваемые величины носит линейный характер, т.е.

dTL/Si = kL/Si·[i]
где kL/Si - средний коэффициент наклона линии ликвидус (солидус) на диаграмме состояния в определенном интервале концентраций рассматриваемого элемента, К/%;
       [i] - концентрация элемента i, % масс.

kL/Si = {(TL/Si)а - (TL/Si)b}/{[i]а - [i]b}
где (TL/Si)а и (TL/Si)b - температура ликвидус/солидус расплава при концентрации элементаi в нем равной [i]а и [i]b, соответственно, К.

Конкретные значения kL/S i были получены следующим образом:

kLC = (1539 - 15...)/... = 64           kSC = (1539 - ...)/... = 356 при С < 0,1

kLC = (1539 - 15...)/... = 64           kSC = (1539 - ...)/... = 141 при С > 0,1

kLCr = (1539 - 1515)/22 = 1,09     kSCr = (1539 - 1505)/22 = 1,54

kLNi = (1539 - 1449)/50 = 1,80     kSNi = (1539 - 1436)/50 = 2,06

kLMo = (1539 - 1460)/33 = 2,39    kSMo = (1539 - 1450)/33 = 2,70

kLV = (1539 - 1475)/30 = 2,13      kSV = (1539 - 1468)/30 = 2,37

kLS = (1539 - 1530)/0,20 = 45,0   kSS = (1539 - 1365)/0,20 = 870

если содержание серы более 0,2, то dTSS= 1539 - 1365 = 174

kLP = (1539 - 1400)/5 = 27,8       kSP = (1539 - 1050)/5 = 97,8

Влияние углерода на температуры ликвидус и солидус целесообразно рассчитывать с учетом изображенных на рисунке ниже  рагрессионных выражений.

 

диаграмма железо-углерод

Диаграмма состояния железо-углерод
(при использовании прось ставить ссылку на сайт steelcast.ru)

 Таким образом, температура ликвидус и солидус рассчитываются как

TL = T0 - (dTLC + 1,09·[Cr] + 1,80·[Ni] + 2,39·[Мо] + 2,13·[V] + 45·[S] + 27,8·[P])

TS = T0 - (dTSC + 1,54·[Cr] + 2,06·[Ni] + 2,70·[Мо] + 2,37·[V] + 870·[S] + 97,8·[P])

Следует подчеркнуть, что величина TS не представляет практического интереса, так как в процессе кристаллизации происходит значимое перераспределение элементов между жидкой и твердой фазой, в результате которого жидкость обогащается ликватами, прежде всего углеродом, серой и фосфором (чем определяется способность элементов к ликвации Вы можете узнать здесь), что, естественно, снижает температуру затвердевания, поэтому температура, при которой разливаемый металл полностью затвердевает в большинстве случае составляет величину гораздо меньшую, чем расчетное значение TS.

Ниже приведена работа А. Н. Смирнова, более подробно рассматривающая вопрос определения температуры плавления и затвердевания стали

Расчет температуры ликвидус стали

А. Н. Смирнов, Л. Неделькович, М. Джурджевич, Т. В. Чернобаева и 3. Оданович

Донецкий государственный технический университет (Украина) и Белградский университет (Югославия)

Точная оперативная информация о температуре ликви­дус стали имеет большое практическое значение, так как в зависимости от имеющегося в цехе оборудования для внепечной обработки именно эта температура оп­ределяет температурный режим от выпуска до оконча­ния разливки плавки, особенно на МНЛЗ. Это дает воз­можность работать с оптимально низкой степенью пе­регрева и обеспечивает мелкозернистую литую струк­туру и высокое качество заготовки. Известно, что из­мерение температуры ликвидус (TL) не вызывает значительных затруднений. Однако заданный химиче­ский состав стали достигается к концу внепечной обра­ботки перед началом непрерывной разливки, что суще­ственно ограничивает возможности использования экспериментальных данных (записи кривой охлажде­ния). Поэтому для оперативного определения значения TL целесообразно проводить расчеты с использовани­ем данных о химическом составе стали.

Между тем, выбор какого-либо универсального метода расчета температуры ликвидус на практике вызывает значительные затруднения, так как рекоменда­ции специалистов, занимающихся решением этой про­блемы, довольно противоречивы. Сравнение точности и надежности методов расчета TL для стали различных марок выполнено в настоящей работе.

Большая часть известных методов расчета темпе­ратуры ликвидус углеродистой и легированной стали основана на полиномных выражениях, которые в обобщенном виде могут быть представлены следую­щим образом [1...9]:

TL = Тплав Fe - (Σ(a0 + a1∙[i] + a2∙[i]2))

где Tплав Fe - температура плавления чистого железа (в соответствии с большей частью известных рекомен­даций Tплав= 1539 °С); а0 - коэффициент приведе­ния температуры плавления чистого железа (вводится в случае принятия значения температуры плавления железа отличного от приведенного выше); а1 и а2 - коэффициенты значимости 1-го и 2-го порядка для со­ответствующего элемента i, содержащегося в стали данной марки; [i] - содержание элемента i в стали данной марки, %.

В качестве основы выражений такого типа приня­та гипотеза о том, что каждый из химических элемен­тов влияет на снижение температуры ликвидус железа независимо один от другого. При этом результирую­щее влияние всех растворенных в стали элементов на снижение температуры ликвидус может быть получе­но на основании двойных диаграмм состояния Fe-Хi,. Поэтому эти выражения различаются только тем, ка­ким образом аппроксимируется линия ликвидус в би­нарной диаграмме со стороны железа. В простейшем случае она заменяется касательной прямой на линию ликвидус со стороны железа, а выражение для темпе­ратуры ликвидус упрощается до полинома первого по­рядка. Подобные выражения, как видно из табл. 1 [1...4], различаются по значениям коэффициентов аi и принятой температуре плавления железа.

Влияние изменения концентрации каждого хими­ческого элемента на снижение температуры плавления железа может быть также учтено описанием линии ли­квидус с помощью полинома второго порядка или вписыванием ломаной линии в кривую значений тем­пературы ликвидус. Причем неодинаковый наклон звеньев ломаной линии в концентрационных проме­жутках учитывает влияние собственной концентрации каждого элемента на снижение температуры плавле­ния железа. В качестве иллюстрации в табл. 1 приве­дены данные работ [5...7], где учитывается только концентрационная зависимость влияния углерода, и работ [8, 9], где эта концентрационная зависимость выражается и для ряда других элементов в стали. При­веденными в табл. 1 данными можно пользоваться только в тех концентрационных областях, в которых при затвердевании образуется твердый раствор.

Однако средние квадратичные отклонения σ (табл. 1) не могут служить обобщенным критерием оценки достоверности и применимости каждой из формул, так как специалисты обычно используют не­сколько отличные в техническом исполнении методы и приборы для измерения температуры ликвидус ста­ли. По-видимому, такая оценка должна проводиться для данных, которые получены в примерно одинако­вых условиях при достаточно надежном измерении температуры ликвидус применительно к большому массиву марок стали.

В настоящей работе были отобраны результаты измерений температуры ликвидус для стали 87 марок по данным А.А. Howe [10]. Химический состав стали некоторые из этих марок и результаты измерений тем­пературы ликвидус приведены в табл. 2. При этом для стали состава 1-10 температуру ликвидус определя­ли путем термического анализа образца массой 400 г, для стали состава 11-20 - одновременно путем тер­мического и дифференциального термического анали­за образца массой 40 г.

Было определено, что расчетные значения темпе­ратуры ликвидус в большей части случаев превышают экспериментальные данные. С уменьшением темпера­туры ликвидус, которое соответствует росту содержа­ния углерода и легирующих элементов в стали, вели­чина разброса расширяется.

Результаты оценки достоверности расчетов темпе­ратуры ликвидус (табл. 3) показывают, что использо­вание предложенных формул не отличается высокой степенью точности, так как даже наиболее точные из результатов расчетов имеют среднее квадратичное от­клонение около ±2,5, соответствующее полосе раз­броса ±7,5 °С.

По мнению авторов настоящей статьи, такое от­клонение расчетных данных от экспериментальных может быть вызвано в основном тем, что эти формулы не учитывают характер взаимодействия отдельных хи­мических элементов при определенной их концентра­ции. Из работ [11-13] известно, что, если при нали­чии какого-либо другого элемента или с увеличением собственной концентрации коэффициент активности данного элемента изменяется, то и его влияние на TL стали должно соответственно изменяться.

Возрастание влияния коэффициента активности углерода с повышением его концентрации в стали проиллюстрировано на примере стали, содержащей 1,48 % С (табл. 4). При таком увеличении коэффици­ента активности углерода его действительное влияние на снижение температуры ликвидус, определенное экспериментально, оказывается значительно боль­шим, чем это можно принять по результатам расчетов по известным формулам. Поэтому в большей части случаев расчетные значения TL заметно превышают экспериментальные. В противном случае, если сталь содержит элемент, снижающий активность углерода, и соответственно углерод уменьшает активность этого элемента в стали (Б, табл. 4, марганцовистая сталь), действительное снижение температуры ликвидус, определенное экспериментально, меньше, чем рассчитайное по формулам, не учитывающим взаимное влия­ние активностей, что выражается в положительном от­клонении разностей между экспериментальными и расчетными значениями TL. Более сложный пример (В, табл. 4) для стали с высоким содержанием никеля иллюстрирует большие отклонения разностей между экспериментальными и расчетными значениями TL в положительную сторону практически по всем форму­лам, что, по-видимому, является следствием неадек­ватного описания линии ликвидус в бинарной системе Fe-Ni.

Следует отметить, что рассмотрены (табл. 4) толь­ко двухкомпонентные и трехкомпонентные системы, причину отклонения расчетных экспериментальных значений TL в которых можно достаточно аргу­ментированно объяснить. Наибольший разброс от­клонений значений TL наблюдается для легирован­ной стали многокомпонентного состава, где взаимо­действие между элементами более сложное. Следо­вательно, для стали такого состава отклонения, вы­званные неадекватным учетом эффектов таких взаи­модействий на снижение температуры ликвидус, ме­нее предсказуемы.

Как видно из табл. 2, для группы углеродистой и низколегированной стали dTср имеет отрицательное значение и по абсолютному значению в каждом от­дельном случае большеdTmin. В более 90 % случаев значения dTmin  распределены по нормальному закону в интервале ± 2 °С около фактической температуры ликвидус, а около 70 % - в интервале ± 1 °С.

Таблица 1. Коэффициенты a0, а1 и a2 характеризующие степень влияния содержащихся в стали химических элементов на снижение температуры ликвидус*

Источник а0 Коэффициенты а1 и а2 (знаменатель по данным работ [7] и [9]) σ**
С Si Mn S Р Cr Ni Al Mo V Cu H2 O2 Nb Co Ti W
[1] 3 7 7,6 4,9 38 34 1,3 3,1 3,6 - - 4,7 - - - - - - + 4
[2] 3 78 7,6 4,9 30 34 1,3 3,1 3,6 2,0 2,0 5,0 - - - - 18 - ±12
[3] 0 67 7,8 5,0 25 30 1,5 4,0 - 2,0 2,0 5,0 90 69 8 2,3 - - ±8
[4] 5 80 14,0 4,0 35 35 35,0 1,4 2,6 3,4 1,2 - - - - - - - ±10
[5] 1 55/80 13,0 4,8 30 30 1,5 4,3 - - - 4,7 - - - - - - ±10
[6] 0 65 (С<1,0) 70 (С>1,0)

 

75 (С>2,0)

8,0 5,0 25 30 1,5 4,0   2,0 2,0 5,0 90 80         ±10
[7] 5 -48/64 14,3 4,8 37 32 1,0 4,7 - 2,6 - 5,3 - - - 1,5 10 0,2 ±12
[8] 2 2,5 (С<0,05)

4,9 (С<0,10)

10,8 (С < 0,20)

42,0 (С < 0,50)

61,0 (С < 0,75)

78,0 (С < 1,00)

114 (С < 1,50)

9,0(Si<l)

21,0(Si<2)

35,0

(Si<3)
5,0 (Мn<1)

10,0 (Mn < 2)

39

7 (Сr<5)

13

15

(Ni < 3)

5 (Сr<1)

6 (Сr<3)

8 (Сr<8)

9 (Cr<11)

10 (Cr<15)

11 (Cr<20)

12 (Cr<24)

13 (Cr<27)

14 (Cr<29)

15 (Cr<31)

6 (Ni<1) 

10 (Ni<2)

23 (Ni<5)

27 (Ni<7)

33 (Ni<10)

52 (Ni<20)

  5,0 3,0 5,0 72 63 9 20,0 15 0,2 ±10
[9] 2 - 100,3 -13,5 -5,8     -1,59 -4,1   3,0 - 5,2             ±21
    22,4 0,6 0,3     0,007 -0,01                      
Прочерк - нет данных о коэффициенте значимости конкретного элемента в приведенном литературном источнике. В скобках указано содержание (%) данного химического элемента в стали, при котором рекомендуется использовать приведенное значение коэффициента значимости. ** Среднее квадратичное отклонение.

Таблица 2. Химический состав (1-20) и температуря ликвидус* стали

Номер состава Содержание элемента, % TL,°C  
С Si Mn Р S Cr Mo Ni [О], Ti, N,Cu, V, W
1 0,30 0,10 0,13 0,019 0,010 0,30 0,024 0,05   1505 -2 [9] -6,11
2 0,66 0,31 0,04 0,011 0,012 0,04 0,007 0,015   1476 0[9] -6,44
3 1,48 0,55 0,02 0,019 0,020 0,02 <0,02 0,04 0,012 [О] 1408 0[4] -7,71
4 0,001 0,32 0,02 0,008 0,04 0,005 0,02 0,02 0,06 [О] 1530 ± 1 [4, 8] -1,67
5 0,11 0,12 1,25 0,040 0,018 0,06 0,07 0,03   1513 -4 [7-9] -6,56
6 0,12 0,27 1,53 0,010 0,005 0,02 <0,03 0,03   1514 0[4] -2,44
7 0,18 0,44 1,26 0,016 0,025 0,01 0,06 0,02   1507 ± I [4, 7, 9] -4,11
8 0,20 0,25 0,90 0,014 0,039 0,81 0,06 1,05   1502 -2 [8, 9] -6,33
9 0,35 0,24 0,67 0,010 0,020 0,92 0,19 0,05   1494 -2 [9] - 7,22
10 1,01 0,23 0,33 0,021 0,026 1,55 0,01 0,02   1450 -1[9] -5,78
11 0,73 0,43 14,3             1413 + 1[4] + 17,43
12 0,027 0,50 0,57 0,023 0,003 15,6 0,04 0,30 0,25Ti 1501 0[3] -0,63
13 0,040 0,40 0,15 0,009 0,010 0,70 <0,02 32,9   1454 0[8] + 34,33
14 0,13 2,13 1,89 0,020 0,003 19,3 0,16 11,60   1415 + 2 [5] -8,42
15 0,04 0,54 0,61 0,010 0,009 13,4 0,07 5,5   1476 -1[7] -8,00
16 0,14 0,19 0,68 0,009 0,014 12,0 0,01 1,20   1494 0[9] -4,00
17 0,32 0,15 0,30 0,009 0,008 13,9 0,01 0,16   1482 0[9] -6,33
18 0,024 0,58 1,79 0,009 0,011 17,4 2,77 12,8 0,20 N 1421 -1 [6] -5,67
19 0,013 0,48 1,74 - 0,007 0,003 19,2 4,44 25,1 1,51 Cu 1391 +5 [5] + 10,60
20 1,0 0,38 0,38 0,010 0,037 3,8 9,2 0,14 2,0 V, 1,5W 1400 + 1 [8] -15,17
Экспериментальные данные температуры ликвидус стали приведенных составов взяты из работы [10]. dTmin - минимальная разность между экспериментальными и расчетными значениями температуры ликвидус; dTср - среднее арифметическое разности между экспериментальными и расчетными значениями температуры ликвидус, определенными в соответствии с табл. 1.

 Таблица 3. Характеристика точности расчета темпера­туры ликвидус* углеродистой и легированной стали

Источник Сталь σ dTmax dTmin
[1] Углеродистая состава 3,3 + 4 -11
[2] 1-10 (табл. 2) 3,2 + 4 -11
[3]   4,9 -4 -27
[4]   4,1 + 9 -10
[5]   1,6 + 2 -57
[6]   4,9 -2 -20
[10]   4,2 + 11 -9
[8]   2,7 + 4 -7
[9]   5,0 + 5 -22
[1] Легированная состава 12,9 + 25 -48
[2] 11-20 (табл. 2) 10,5 + 25 -32
[3]   12,5 + 51 -39
[4]   12,3 + 12 -35
[5]   15,3 + 63 -49
[6]   13,0 + 52 -34
[7]   14,3 + 37 -31
[8]   12,2 + 14 -37
[9]   22,8 + 87 -18
* dT= Tэксп - Tрасx - соответственно максимальное и мини­мальное значения.
** Среднее квадратичное отклонение.

Для группы высоколегированной стали значе­ния dTср также нормально распределены с отклонениями как в положительную, так и в отрицательную стороны от экспериментальных значений температу­ры ликвидус. Вместе с тем, для этой группы абсолют­ные значения dTср не всегда больше dTmin, что являет­ся следствием разброса результатов расчета. Большая часть значений dTmin (около 80 %) и в этом случае на­ходится в интервале ± 2 °С от экспериментальных значений TL, но со значительно большей, чем для группы углеродистой и низколегированной стали, по­лосой разброса (от - 8 °С до +11 °С) вне интервала.

В целом сталь обеих групп характеризуется тем, что формулы, при использовании которых для расчета получают значения TL, изменяются по отношению к экспериментальной температуре без какой-либо зако­номерности, а лишь в зависимости от состава стали. Этот факт, по-видимому, не может служить призна­ком того, что отдельные формулы в определенных об­ластях лучше описывают совокупное влияние всех со­держащихся в стали элементов, а прежде всего под­тверждением случайности результата взаимной ком­пенсации ошибок вследствие неучитываемости инте­рактивных эффектов элементов для каждого конкрет­ного состава стали. Этот факт также характеризует ог­раничение применимости каждой из выбранных фор­мул (на основе dTmin из табл. 2) в узкой области соста­вов стали, для которых экспериментально определена температура ликвидус.

Таким образом, расчет значений TL для стали раз­личных марок невозможно провести с помощью толь­ко одной "универсальной" формулы. Вместе с тем, ре­зультаты расчетов подтверждают, что при дифференцированном подходе к выбору используемых формул расчетные значения TL могут вполне удовлетворитель­но приблизиться к экспериментальным. Расчеты тем­пературы ликвидус, выполненные с помощью выше­приведенных формул для стали 87 марок, позволяют рекомендовать некоторые формулы для практическо­го применения. Так, при расчете TL более предпочти­тельно использовать следующие формулы (номера из табл. 1) для стали:

  • Сверхнизкоуглеродистой
  • (техническое железо)      [4, 8];
  • Низкоуглеродистой          [4, 7, 8, 9];
  • Среднеуглеродистой       [5, 7, 9];
  • Высокоуглеродистой       [1, 2, 7, 8];
  • Низко- и среднеуглеродистой
  • низколегированной         [5, 7, 9];
  • Среднелегированной      [7, 8, 9];
  • Низкоуглеродистой высоколегированной с повышенным содержанием:
  • марганца             [1, 2, 4, 9];
  • никеля  [6, 8];
  • хрома    [3, 4, 6, 7, 8, 9];
  • хрома и марганца             [1,2,6];
  • хрома и никеля  [3, 5, 6, 7];
  • хрома, никеля и марганца             [3, 5, 6];
  • Быстрорежущей (с повышенным содержанием
  • молибдена, ванадия, вольфрама)             [8];
  • Специальных хромникелевых сплавов     [1, 2, 3, 5].

В дальнейшем одним из наиболее вероятных пу­тей улучшения известных способов определения TL может быть учет в расчетах взаимодействия между хи­мическими элементами при их влиянии на снижение температуры ликвидус. Такие способы, основанные на законах термодинамики растворов, известны [13], од­нако их практическое применение в настоящее время затруднительно не только из-за более сложных мате­матических выражений, для использования которых необходимо привлечение ЭВМ, но также и из-за не­достаточной методической проработки этих методов применительно к стали основного массива промыш­ленных марок.

Не менее эффективным путем уточнения расчет­ных формул может быть их корректировка для усло­вий конкретного сталеплавильного цеха при создании значительной базы практических данных, полученных при измерении температуры ликвидус стали, выплав­ляемой в этом цехе. Это позволит корректно оценить ошибку при измерении температуры и исключить влияние на разброс результатов расчетов, а также даст возможность внести соответствующие поправки в формулы или даже разработать новые.

Заключение

Для оперативного определения температуры ликвидус рекомендуется использовать расчетные методы, учи­тывающие химический состав стали.

Таблица 4. Отклонения расчетных значений температу­ры ликвидус от экспериментальных (Тзксп- Tрасч) для стали составов (табл. 2) 3 (А), 11 (Б) и 13 (В)

Источник А (1,48% С) Б (0,37%С и 14,3%Mn) В (0,04%C и 32,5% Ni
[1] -8 + 7 + 25
[2] -8 + 7 + 25
[3] -27 _2 + 51
[4] 0 + 1 + 12
[5] -57 + 6 + 63
[6] -20 -4 + 52
[7] + 11 + 16 + 21
[8] -7 + 10 0
[9] -22 + 87 + 72

Анализ известных формул для расчета TL показы­вает, что при дифференцированном подходе к выбору используемых формул расчетные значения температу­ры ликвидус могут вполне удовлетворительно при­близиться к экспериментальным. Рекомендованы фор­мулы для определения TL углеродистой, низколегиро­ванной и высоколегированной стали.

Дальнейшее развитие методов определения TL воз­можно при учете в расчетах взаимодействия между химическими элементами и их влияния на снижение температуры ликвидус. На практике эффективным пу­тем уточнения расчетных формул может быть их кор­ректировка для условий конкретного цеха за счет соз­дания значительной базы экспериментальных данных температуры ликвидус стали, выплавляемой в рамках производственной программы этого цеха.

Библиографический список

  1. Kawakami К., Kitagava Т., Miyashita Y. et al. II Nippon Kokan Technical Report.Overseas. 1982. V. 36. P. 26...27.
  2. SchreweH. II Verlag Stakleisen mbH. Dusseldorf, 1987. S. 104.
  3. Deuxieme Conference Mondial des Founders a models perdus. Dusseldorf, 1...4 June, 1960.
  4. AymardJ. P., DetrezP. IIFouderie 330. Janvier, 1974. P. 11...24.
  5. Hirai M., Kanamru K., Mori H. IITetsu to Hagane 52 (1969). P. 85.
  6. Roeser Wm. R, Wensel H. T. Freezing Temperatures of High-Purity Iron and Some Steels // Journal of Research of the Na­tional Bureau of Standards. 1941. V. 26. P. 273...287.
  7.  KagavaA., Okamota T. Influence of alloying elements on tem­perature and composition for peritectic reaction in plain carbon steel // Material science and technology. October 1986. V. 2. №10. P. 997...1008.
  8. Andrews K. W. Solidification ranges of steel // A note submitted to the alloy phase diagram date Committee of the Metals Soci­ety, 1981. P. 1...8.
  9. WolfM. //Zurich, 1982. S. 37...49.
  10. Howe A. A. II Ironmaking and Steelmaking. 1988. V. 16. №3. P. 134...142.
  11. Jerkontoret.//Stockholm, 1977. P. 117.
  12. Schiirmann E., Schweinichen J. V., Volker R. u. a. II Giesserei-Forschung 39, Jahrgang 1987. H. 4. S. 133...136.
  13. SugdenA. А. В., Bhadeshia H. K. D. H. II Material science and technology. October 1989. V. 5. № 10. P. 977...984.

Задать интересующий Вас вопрос, написать комментарий к данной статье Вы можете здесь. Напишите нам и мы обязательно ответим.

Наши партнёры

Спец-предложение

Предлагаем услуги по оптимизации геометрии разливочной оснастки с целью обеспечения повышения коэффициента использования металла и снижения осевой пористости слитков

подробнее

О компанииСтатьиНапишите намНаш адресСправочникРегистрация
© 2009
Создание сайтов в студии Мегагруп

При копировании материалов сайта размещение активной ссылки на steelcast.ru обязательно | статьи партнеров

Rambler's Top100
Температура плавления стали