Vakuumsko razdušičenje nerjavnih jekel
Vacuum Removal of Nit r o gen from IVI o I te n Stainless Steel
UDK: 669.046.517-982:669.15-194.57:669.786 ASM/SLA: D9s, EGp, SSd, D8m
N. Smajič*1
Na osnovi termodinamične analize multikomponent-nega sistema Fe-Cr-C-Si-Mn-Ti-O-N v staljenem stanju smo izdelali matematični model vakuumskega razdušiče-nja v pogojih EOP-VOD dupleks postopka izdelave nerjavnih jekel. Osnovne termodinamične podatke smo prevzeli iz literature (1—18). Na osnovi modela izdelani računalniški program nam je omogočil izvedbo tkim. modelnih poskusov, s katerimi simuliramo vakuumsko obdelavo v industrijski 65-tonski VOD napravi. S tako pridobljenimi »izkušnjami« smo lahko izdelali praktična navodila za izdelavo superferitnih jekel, ki vsebujejo izredno nizke skupne vsebnosti ogljika in dušika.
UVOD
Vakuumsko razdušičenje je odločilna faza v tehnologiji izdelave jekel s predpisano zelo nizko oziroma zaželeno čim nižjo vsebnostjo dušika, predvsem pa v proizvodnji superferitnih nerjavnih jekel. Feritna nerjavna jekla se v industrijski praksi niso uspela uveljaviti v takem obsegu kot avstenitna ali martenzitna nerjavna jekla predvsem zaradi slabše varilnosti in zelo slabe žil&vosti, posebno v velikih presekih in že pri temperaturah, ki so le nekoliko pod sobno temperaturo. Posebno to velja za jekla, ki vsebujejo veliko kroma. Mnenje, da je visoka vsebnost kroma osnovni vzrok teh pomanjkljivosti feritnega jekla, se je le postopoma spreminjalo. V šestdesetih letih je končno prevladalo spoznanje, da je visoka vsebnost intersticijskih elementov (C, N, S . . .), predvsem ogljika in dušika, tisti odločilni faktor, ki v povezavi z visoko vsebnostjo kroma povzroča tako pomembno poslabšanje uporabnih lastnosti feritnih nerjavnih jekel. Pri tem je ugotovljeno, da so jekla z višjo vsebnostjo kroma bistveno bolj občutljiva na vsebnost ogljika in dušika. Raziskave na tem področju se intenzivno nadaljujejo, posebno kritična glede na vsebnost dušika pa so jekla, namenjena za globoki vlek, in v novejšem času tudi superavstenitna ELI nerjavna jekla. Številne izdelke visoke tehnologije, kot so solarni kolektorji in avtomobilski katalitični izpušni sistemi, lahko izdelujemo iz super-feritnega jekla 18 — 2. Pri višjih vsebnostih kroma (24—26% Cr) ob dodatkih Mo in Ni pa so ta jekla odporna celo na morsko vodo ter jih lahko uporabljamo namesto bistveno dražjih superzlitin, CuNi zlitin in celo titanovih zlitin za toplotne izmenjevalce pri elektrarnah,
" Dr. Nijaz Smajič, dipl. ing. met., — SŽ — Metalurški inštitut Ljubljana, Lepi pot 11, 61000 Ljubljana
Mathematicai model of vacuum removal of nitrogen under industrial conditions involved in EAF-VOD produc-tion of stainless steel has been elaborated on the basis of thermodynamical anaiysis of Fe-Cr-C-Si-Mn-Ti-O-N system in liquid state. Thermodynamic data published in literature (1—18) have been utilized. The model has been used for development of the computer program vvhich makes it possible to perform so-cailed model tests, i. e. the simulation of vacuum treatment in a 65 ton VOD unit. The "experience" obtained in t h is way helped to vvork out instruction manuai for the production of superferritic stainless steel vvith extra low carbon and nitrogen.
INTRODUCTION
Vacuum removal of nitrogen is the key step in the production of steel vvith prescribed very lovv nitrogen content vvhich often should be as lovv as possible. It is specially important in the production of superferritic stainless steel. Ferritic stainless steel has not been so widely applied as austenitic or martensitic stainless first of ali because of pure weldability and very lovv tough-ness specially in large cross-section and at temperatures lightly lovver than room temperature already. This is true particularly for high chromium steel. For a very Iong t/me the poor properties of ferritic steel were attri-buted solely to high chromium content. This opinion changed gradually. Finally in sixties it was established and generally accepted that a high content of interstitial elements, particularly carbon and nitrogen, combined vvith high chromium play a decisive role in so serious deterioration of application properties of ferritic stainless steel. It has been found that steel vvith higher chromium content is more sensitive to harmful influence of carbon and nitrogen.
Intense investigations are being carried in this field since lovv nitrogen content is essential for deep dravving grade and superaustenitic extra lovv interstitials (ELI) steel, recently. A number of high technology products such as so/ar cells and automobiie exhaust catalytic sys-tems can be manufactured from superferritic 18-2 steel. At higher chromium content (Cr>24%) and 2—4% molybdenum and Ni addition superferritic steel is resis-tant even to sea vvater. Consequently, it can be used instead of more expensive superalloys, cunifer or even titanium alloys for heat exchangers of power stations located on sea coast or on big strongly contaminated rivers, for process equipment in chemicai and food industry, for various containers for storage and rail, road, sea and air transport of chemicals and food such
lociranih na morski obali in obrežjih velikih močno onesnaženih rek, za procesno opremo v kemični in živilski industriji, za različne zabojnike za skladiščenje in železniški, cestni, pomorski ter letalski transport kemikalij in živil, vina, piva, mleka, mesa, sadnih sokov itd.	,
Zaradi nagle rasti cene niklja, ki se zadnja tri leta giblje med 15,000 in 22,0Q0 $/tono ELI (Extra Low Inter-stials) so feritna oz. superferitna jekla postala še bolj zanimiva, saj ob primerno nizki vsebnosti dušika in ogljika ter manjšem dodatku molibdena (2—4 %) lahko v številnih aplikacijah zelo uspešno nadomestijo bistveno dražja avstenitna jekla 18/8 in 18/10 oz. AISI 304 in AISI 316.
MEHANIZEM IN KINETIKA VAKUUMSKEGA RAZDUŠIČENJA
Mehanizem razdušičenja
Za razdušičenje jeklenih talin nimamo*-na razpolago nobene kemične reakcije, s katero bi lahko dušik vezali v neko spojino in ga na ta način odstranili iz taline, kot pri razogljičenju, pri katerem ogljik odstranimo v obliki CO. Mehanizem razdušičenja je zato povsem jasen in nesporen. Vakuumsko razdušičenje poteka z desorpcijsko reakcijo:
/N/ + /N/ — 2/N/ — N2	(1)
in sicer na medfazni površini plin/talina. Proces pa je sestavljen iz procesov difuzije reaktantov k reakcijski površini, same dgjsorbcijske reakcije ter difuzije reakcijskih produktov od reakcijske površine. Tvorbo nove. v tem primeru plinske faze, močno olajša obstoj mehurčkov argona in CO in vakuum. Koeficient masnega prenosa lahko izboljšamo z mešanjem s pomočjo argona in tako vplivamo na kinetiko razdušičenja.
Kinetika razdušičenja
Teoretično bi moralo biti nesporno, da gre v primeru reakcije (1) za reakcijo drugega reda, vendar nekateri avtorji obravnavajo desorpcijo dušika kot reakcijo prvega reda, pri kateri je kinetika določena z:
dN = k (/N/ — /N/e) dt	(2)
V	primeru reakcije drugega reda proces desorbcije dušika iz taline poteka v skladu s kinetičnimi zakoni, ki veljajo za reakcije drugega reda:
d(1/%N)dt = kN	(3)
— d/%N/ = kN dt/%N/2	(4)
Ob predpostavki, da ravnotežna koncentracija dušika ni enaka nič, kot implicirata enačbi (3) in (4) dobimo:
- d/%N/ = kN dt (/%N/2 - /%Neq/2)	(5)
V	zgornjih izrazih /%N/ predstavlja vsebnost dušika, raztopljenega v talini, /%N/e ravnotežno koncentracijo dušika, konstanta k pa označuje hitrost kemične reakcije, ki vključuje tudi koeficient masnega prenosa.
Iz osnov teorije metalurških procesov pa lahko opredelimo naslednje pogoje, ugodne za potek razdušičenja:
a)	velika reakcijska površina
b)	čimmanjša vsebnost površinskih aktivnih elementov, predvsem žvepla in kisika, ki se sicer koncentrirata na reakcijski površini in jo s tem pasivizirata ter
c)	čimnižji tlak oz. parcialni tlak dušika.
Potemtakem imamo najbolj ugodne pogoje za razdušičenje v samem začetku vakuumske oksidacije:
— nastaja veliko mehurčkov CO, kar pomeni veliko reakcijsko površino,
as wine. beer, mi/k, meat. fruit juice, etc. Due to high priče of Ni which has been for three years between 15 000 and 22 000 S/ton ELi ferritic steel has become very interesting since at adequately iow content of carbon and nitrogen and smali addition (2—4 %) of moiybdenum it can be successfuiiy used in numerous appiication instead of much more expensive austenitic A iS i 304 and AISI 316 grade.
MECHANISM AND KINETICS OF VACUUM NITROGEN REMOVAL
Mechanism
For the difference of carbon which is removed as CO there is no available chemical reaction to produce some nitrogen compound which could easily be removed from molten steel. The mechanism of vacuum removal of nitrogen is therefore simple and clear enough. Vacuum removal of nitrogen from molten steel proceeds by reaction of desorption:
/N/+ /N/ — 2/N/ N2	(V
on reaction interface mett/gas. The process is com-posed of the diffusion of reactants to reaction interface. desorption itself and diffusion of reaction products from reaction interface. The formation of new. gaseous phase is strongly facilltated by vacuum and "boiling" which results from argon and CO bubbles. The coefficient of mass transfer is essentially increased by argon stirring vvhich increases the rate of nitrogen removal.
Kinetics
From theoretical view point (1) is undoubtedty reaction of the second order however. certain authors con-sider it as a first order reaction the reaction rate of which is given by:
k (/N/- /N/J	(2)
dt
Reaction rate of the second order reaction is defined by expression:
d (1/%N)/dt= kN	(3)
from vvhich vve have
- d/%N/= kN dt /%N/2	(4)
Assuming that the equilibrium content of nitrogen differs from zero:
- d/%N/= kNdt (/"/oN/2- /%Neq/2)	(5)
In above expressions /%N/ represents wt. % of nitrogen dissolved in molten steel. /%N/e is the equilib-rium nitrogen content of steel, k is rate constant vvhich invoives coefficient of mass transfer also. According to theory of metallurgical processes the favorable conditions for vacuum removal of nitrogen are:
a)	large reaction interface
b)	low content of surface active elements specially oxygen and sulphur vvhich passivate reaction surface,
c)	tow pressure i. e. low partiai pressure of nitrogen.
Consequently, the most favorable conditions for
nitrogen removal are in the very beginning of vacuum oxygen decarburization since:
—	there is a great number of CO bubbles i. e. great reaction surface,
—	oxygen content is low because of a high carbon content,
—	partiai pressure of nitrogen is iow due to a high amount of CO
—	vsebnost kisika je majhna zaradi visokega ogljika,
—	nizek parcialni tlak dušika, ker je plinska faza razredčena z veliko količino CO,
—	velik koeficient aktivnosti, zato je tudi aktivnost dušika velika zaradi visoke vsebnosti ogljika.
MATEMATIČNI MODEL Osnovne predpostavke
Matematični mode! vakuumskega razdušičenja talin z visoko vsebnostjo kroma v pogojih, ki so tipični za VOD postopek izdelave nerjavnih jekel, sestavljajo naslednje osnovne predpostavke:
a)	Vse tri faze, tj. plin, žlindra in talina, so popolnoma homogene.
b)	V sistemu, ki ga sestavlja VOD ponovca s talino, žlindro in plinsko fazo nad talino, vključno s plinskimi mehurčki v talini, ni temperaturnih gradientov. Temperatura je v vsaki točki sistema enaka. Med vakuumsko obdelavo se temperatura spreminja, odvisno od reakcijske toplote in toplotnih izgub.
c)	Prevladujočo vlogo pri razdušičenju, ki poteka po reakciji (1). ima število in velikost plinskih mehurčkov, tako da vlogo medfazne površine talina/žlindra in talina/ plinska faza nad talino lahko zanemarimo.
d)	Mešanje taline zaradi argona in mehurčkov CO. ki nastanejo z oksidacijo ogljika s kisikom, raztopljenim v talini, je dovolj intenzivno, tako da je celotna hitrost razdušičenja neodvisna od hitrosti difuzije reaktantov in reakcijskih produktov k reakcijski površini oz. od reakcijske površine.
e)	Proces desorbcije dušika iz taline, ki poteka na medfazni površini talina/plin, tj. na površini mehurčka, doseže termodinamično ravnotežje, še preden mehurček splava na površino taline. Parcialni tlak dušika v mehurčku, ki zapušča površino taline, je torej enak ravnotežnemu parcialnemu tlaku dušika v talini.
f)	Razdušičenje je reakcija drugega reda in poteka skladno z enačbo (5). S tem smo tudi predpostavili, da je hitrost razdušičenja omejena s hitrostjo desorbcijske reakcije na reakcijski, tj. medfazni površini talina/mehurček.
RAČUNALNIŠKA SIMULACIJA
Modelni poskusi
Izdelani model nam omogoča izvedbo tkim. modelnih poskusov, kar je posebno pomembno pri osvajanju novih in optimiranju obstoječih tehnoloških procesov. Po izdelavi matematičnega modela smo izdelali računalniški program, ki omogoča računalniško simulacijo vakuumskega razdušičenja na 65-tonski VOD napravi na računalnikih, ki so kompatibilni z IBM PC, XT in AT. Na sliki 1 vidimo primerjavo rezultatov matematičnega modela in dejanskih vsebnosti dušika med izdelavo superferitnega jekla s 17 % Cr. Z modelnimi poskusi smo ugotovili tudi vpliv vakuuma, temperature in sestave taline na potek razdušičenja.
Vpliv vakuuma
Ugotovili smo, da je globina in čas vakuumiranja odločilnega pomena za učinkovito razdušičenje v VOD ponovci. Simulacija je pokazala, da lahko z VOD obdelavo dosežemo skupno vsebnost dušika in ogljika v jeklu s 17% Cr pod 150 ppm, tj. (C + N) < 150 ppm. Pri višji vsebnosti kroma, npr. 24 % Cr, pa je bolj smotrna uporaba drugih postopkov, kot so VIM (Vacuum Induction Melting), VAR (Vacuum Argon Remelting) in EB (Electron Beam).
— high activity of nitrogen as a result of high carbon content.
M A THEMA TI C AL MODEL Basic assumptions
The mathematicai model of vacuum removaf of nit rogen in industrial conditions typical for EAF-VOD production of stainless steel is composed from the fol-iowing basic assumptions:
a)	Ali three phases i. e.. gas, slag and steel are per-fectfy homogeneous.
b)	There are no temperature gradients present in the system made up from VOD ladle. slag. steel and gaseous phase including CO and argon containing bub-bles. Temperature in aH points of the system is the same and uniform. It changes uniformly as a result of reaction heats and heat losses.
c)	Desorption of nit rogen proceeds by reaction (1). The share of bubble surface in the overall reaction surface is so high due to a large number of bubbles and their size that the role of slag/melt and melt/gaseous atmosphere above me/t reaction interface can be neg-lected.
d)	Me/t stirring by argon and CO bubbles is so intense that the over-all rate of nitrogen removal is inde-pendent from diffusion.
e)	Desorption reaction vvhich proceeds on gas/melt interface i. e.. on bubble surface is ended due to ther-modynamic equ///brium even before bubbles reach melt surface. in other vvords the partial pressure of nitrogen in bubbles leaving the melt surface is in equi/ibrium vvith partial pressure of nitrogen d/sso/ved in melt.
f)	Nitrogen removal is a reaction of the second order and proceeds according to reaction (5). That means that nitrogen removal rate is limited by the rate of nitrogen desorption proceeding on bubble surface.
COMPUTERIZED SIMULATION Model tests
The model makes it possibte to carry out so-called mode/ tests vvhich are of great value specially for development of new and improvement of existing technologi-ca/ processes. A computer program deve/oped for IBM PC. XT and A T computers enables computerized simuta-tion of vaccum removal of nitrogen in a 65 ton VOD unit. The comparison of predicted and actual nitrogen content of 17 % Cr steel in the course of processing Heat Nr. 110944 is g/ven in fig. 1. The influence of vacuum, temperature and composition of melt on nitrogen removal was a/so determined by model testing.
Influence of vacuum
It has been determined that the intensity of vacuum and duration of vacuum treatment is of key importance for successful removal of nitrogen during VOD processing. Model tests have shovvn that under industrial conditions 17% Cr ferritic steel vvith lovver than 150 ppm of C+N can be produced in a common VOD unit. At chromium content above 24 % Cr the use of (V/M) vacuum induction melting, (VAR) vacuum argon remelting and (EB) electron beam process is more promising.
Influence of temperature
/Is regards the influence of temperature on nitrogen content of molten stainless steel it is qu/te the opposite to that of common steel. The h/gher the temperature the tovver is the nitrogen content i. e. the nitrogen solubility.
Redno št. analiz Sequential No. of analysis
Slika 1
Primerjava rezultatov matematičnega modela in dejanskih vsebnosti dušika med potekom izdelave jekla s 17 % Cr (Št. 110944)
Fig. 1
Comparison of predicted and actual nitrogen content of 17 % Cr steel in the course of processing Heat Nr. 110944.
Vpliv temperature
Vpliv temperature na vsebnost dušika v nerjavnih talinah je povsem nasproten kot pri ostalih jeklih. Čim višja je temperatura taline, toliko nižja je namreč topnost dušika. To kvalitativno spoznanje pa nam seveda ne zadošča. Modelni poskusi so pokazali, da je vpliv temperature med razdušičenjem oz. ob koncu razdušičenja nepomemben. Po drugi strani smo ugotovili (19, 20), da je temperatura precej vpliven dejavnik na vsebnost dušika pri normalnem tlaku in visoki vsebnosti ogljika, tj. ob začetku VOD obdelave. V dobro predpripravo taline sodi torej skrb za razmeroma visoko temperaturo in visoko vsebnost ogljika v talini ob prebodu iz elektro-obločne peči oz. v VOD ponovci neposredno pred začetkom vakuumiranja. Enkratna ali dvakratna prekinitev pihanja kisika, ki ji sledi faza razdušičenja ob intenzivnem vakuumiranju, je seveda povezana s podaljšanjem časa VOD obdelave, torej tudi z izgubo toplote in ustreznim padcem temperature. Višjo začetno temperaturo taline potrebujemo torej ne le zato, ker je začetna vsebnost dušika v tem primeru manjša, temveč tudi za kritje omenjenih povečanih toplotnih izgub. Vpliv vakuuma in temperature na talino, ki ima 16 % Cr, vidimo na sliki 2.
Vpliv kisika in žvepla
Kisik in žveplo, raztopljena v staljenem železu oz. jeklu, sta znana kot površinsko aktivna elementa. To pomeni, da je površinska koncentracija teh elementov večja od povprečne, ki jo sicer merimo s kemično analizo vzorcev. Desorbcija dušika je tipična površinska reakcija, kar seveda velja nasploh za desorbcijo. To sicer še ne pomeni, da je omejevalni faktor, tim. »ozko grlo« reakcije razdušičenja, nujno desorbcija. Možno je seveda, da je hitrost razdušičenja omejena s koeficientom prenosa mase, tj. z difuzijo atomov dušika iz taline k najbližji površini. Najbližja površina je lahko medfazna površina talina/žlindra, talina/trdna snov ali talina/plinska faza. Nesporno je najbolj ugodna zadnja možnost, ker je desorbcija v tem primeru močno olajšana. Zaradi prisot-
The tests have also shown that temperature influence during and at the end of vacuum oxygen decarburization can be neglected. On the other side a strong influence of temperature was found (19. 20) on the nitrogen content of molten stainiess steel in VOD ladle before vacuum tretment i. e.. at atmospheric pressure and a high carbon content of melt. Care for high enough temperature and carbon content of melt must be taken at tap-ping EAF or at the start of VOD treatment. One or two stop of oxygen blowing followed by intense evacuating is of course associated vvith heat losses. The influence of vacuum and temperature on nitrogen content of 16 % Cr steel is seen in fig. 2.
Influence of oxygen and sulphur
Oxygen and sulphur dissolved in iron based melt are surface active elements. Their surface concentration is therefor higher than the average determined by chemi-cal analysis. Desorption of nitrogen is a typical surface reaction. It does not mean that the iimiting step of nitrogen removat must be the desorption itself. Nitrogen removal can be limited by diffusion rate also of nitrogen dissolved atoms to the nearest free surface vvhich can be melt/slag, melt/solid or melt/gas interface. The last one is the most favorable because of lovv partial pressure of nitrogen in CO or/and argon bubbles. Hovvever. due to the presence of surface active elements bubble surface is at least partly contaminated and therefore passivated. Moreover, oxygen and sulphur atoms can even form a compact monoatomic adsorbed layer vvhich prevents nitrogen from reaching the surface. In this čase the desorption can be completely stopped in despite of favorable thermodynamic conditions (deep vacuum, high activity of nitrogen in melt, lovv partial pressure of nitrogen in gaseous phase, high temperature) and kinet-ics conditions (good mixing, high argon consumption). Reference literature has practicaily omitted to discuss the influence of surface active elements except for
1-	1550°C
2-	1600°C
3-	1650°C
4-	1700°C
6 8 10 Tlak m bar Vacuum (mbar) Slika 2
Vpliv vakuuma in temperature na dosegljivo vsebnost dušika pri 16 % Cr in 0.01 % C.
Fig. 2
Influence of vacuum and temperature on nitrogen content of 16 % Cr and 0.01 % C steel.
nosti površinsko aktivnih elementov pa je površina vsaj delno pasivizirana. Na površini prisotni in občutno koncentrirani atomi kisika in žvepla ustvarijo lahko kompaktno monoatomno plast, s tem preprečijo dostop atomom dušika na površino in je tako desorbcija lahko prekinjena, kljub drugače ugodnim termodinamičnim (nizek tlak, velika aktivnost dušika v talini, visoka temperatura, nizek parcialni tlak dušika v plinski fazi) in kinetičnim pogojem (dobro mešanje, velika poraba argona). V literaturi vpliv kisika in žvepla praktično sploh ni obdelan. Omenjajo le, da površinsko aktivni elementi morajo, vsaj v »nadkritičnih« koncentracijah, imeti negativen vpliv na razdušičenje. Izjemi sta S. Ban-ya (3) in K. Shinme s sodelavci (4), ki ugotavljajo, da kisik in žveplo zmanjšujeta kinetično konstanto kN desorbcije dušika.
Vpliv argona
Argon v sekundarni oz. ponovčni metalurgiji uporabljamo za intenzivno mešanje taline, kar je pogoj za uspešno homogenizacijo temperature in sestave. Več argona v enoti časa pomeni boljše mešanje. Bolj se torej približamo termodinamičnemu ravnotežju, kar pomeni, da lahko dosežemo ob sicer enakih ostalih pogojih (vakuum, temperatura, čas vakuumiranja oz. razdušiče-nja) nižjo vsebnost dušika. Razen tega pozitivnega učinka argona na hitrost doseganja ravnotežja, torej na kinetiko razdušičenja, imamo še dodatni pozitivni vpliv, ki izhaja iz dejstva, da argon znižuje parcialni tlak dušika v plinskih mehurčkih in v plinski atmosferi nad talino ter s tem premika termodinamično ravnotežje reakcije (1) v desno stran, tj. v smeri desorbcije dušika. V VOD napravah je običajno poraba argona v mejah 1—2 litra/min, tono. Prve VOD naprave so imele praviloma le en t.im. argonski »kamen«, tj. ognjevaren blok s poroznostjo odprtega tipa, vzidan običajno ekscentrično v dno ponovce. Zaradi opisanih pozitivnih vplivov intenzivnega argoniziranja danes praktično vse VOD naprave uporabljajo ponovce z dvema ali celo tremi argonskimi »kamni«. Poraba argona med VOD obdelavo je zato danes večja. Iz praktičnih vzrokov je težko in neprimerno. pa tudi zaradi cene argona neekonomično uporabljati v VOD pogojih več kot 4—6 litrov Ar/min, tono.
ZAKLJUČKI
—	Izdelali smo matematični model vakuumskega razdušičenja talin z visoko vsebnostjo kroma v delovnih pogojih, ki ustrezajo industrijski VOD napravi (temperatura 1550—1750° C, in tlak 100 Pa — 0,1 MPa Pco 0.1 MPa — 10 Pa).
—	Izdelani model smo umerili in preizkusili ter ugotovili, da omogoča uspešno simulacijo vakuumskega razdušičenja v 65-tonski VOD napravi ter izvedbo tkim. modelnih poskusov.
—	Analiza mehanizma vpliva kisika in žvepla v talini je privedla do utemeljene domneve, da dezoksidacija, ki jo predlagajo nekateri japonski raziskovalci (4,5) pred globokim vakuumiranjem, verjetno ne bo imela pozitivnega učinka na razdušičenje, ker bi s tem zmanjšali tvorbo CO mehurčkov v fazi globokega vakuumiranja. Vsebnost žvepla v talinah, namenjenih izdelavi jekla z minimalno vsebnostjo dušika, naj bo čim nižja.
S. Ban-ya (3) and K. Shinme et al. (4). who stated that oxygen and sulphur reduce kinetics constant kN of nitrogen desorption.
Influence of argon stirring
Argon in secondary metalurgy or ladle metallurgy has been used mainly for intense mixing of melt vvhich is necessary condition for successfui homogenization of melt temperature and composition. A higher consump-tion of argon means normally a better mixing and quicker approach to thermodynamic equiiibrium. Beside this positive influence of argon on kinetics, argon also decreases partial pressure of nitrogen in bubbles and gaseous atmospfere above melt surface vvhich results in the shift of thermodynamic equilibrium of (1) to the right. Argon consumption in VOD units is 1—2 l/ton. min. First VOD units vvere equipped vvith one argon block but novv-adays two or three blocks are common. Therefore spe-cific consumption of argon has increased. For practical and economic reasons the upper limit of specific argon consumption lies vvithin 4—6 iiters Ar/min, ton.
CON C L USIONS
—	Mathematical model of vacuum removal of nitrogen from high chromium melt under operation conditions (temperature 1550—1750°C. and pressure 100 Pa — 0,1 MPa. Pco 0.1 MPa — 10 Pa) vvhich corre-spond to industrial VOD processing has been deve-loped.
—	The model has been tested and verified as successfui and able to perform model tests and simulation of vacuum nitrogen removal in a 65 ton VOD unit.
—	Based on an analysis of the influence of oxygen and sulphur it can be concluded that deoxidation. rec-ommended by (4) and (5) prior to deep vacuum degass-ing stage vvould probabiy be ineffective or even deleteri-ous for nitrogen removal since it vvould significantly decrease the amount of CO bubbles. Sulphur content of melt aimed for the production of superferritic steel should be as low as possible.
LI TER A TURA/REFERENCES
1.	Fujio Ishii et al.. Tetsu-to-Hagane 68, 1982, str. 946/55.
2.	Z. Morita et al., ibid. No. 11, 1979.
3.	S. Ban-ya et al., Tetsu-to-Hagane, 60, (1974).
4.	K. Shimne et al., Proceedings of 100,h ISIJ Meeting, October 1980.
5.	K. Shimne et al., Transactions of ISIJ, No. 4, 1982
6.	K. Shimne et al., Transactions of ISIJ, No. 4, 1988
7.	J. F. Elliot et al., Thermochemistry for Steelmaking, vol. 2, Addison — Wesley, London 1963.
8.	H. Wada in R. D. Pehlke, Met. Transactions, B. 1977.
9.	Ja. N. Javojskij et al., Vzajmodejstvije gazov s metallami, Nauka, Moskva 1973, str. 98-104.
10.	H. Schenk et al., Arch. Eisenhuettenvves., 33, No. 7, 1962.
11.	J. N. Surovoj et al., Vzajmedejstvije gazov s metallami, Nauka, Moskva 1973, str. 118-125.
12.	F. Tsukamoto, Transactions of ISIJ, 26, 1986, s. 273/81
13.	H. Katayama et al., Transactions of ISIJ, 18, 1978.
14.	O. Yukio et al. Kavvasaki Steel, 12, 1980, str. 561/70
15.	S. Ivvaoka et al., Proceedings of Stainless Steel, London 1977, str. 1939—1256.
16.	K. E. Pinnovv, ibid. str. 231/45.
17.	C. VVagner, Thermodynamics of Aloys, Addison-Wesley. Cambridge 1952.
18.	B. I. Leonovič et al.. Metalli, No. 4, 1980.
19.	N. Smajič, Superferitna nerjavna jekla, Poročilo Metalurškega inštituta v Ljubljani. N 86-007, 1986.
20.	N. Smajič, Superferitna nerjavna jekla II del.. Poročilo Metalurškega inštituta v Ljubljani, N 86-007, 1986.
21.	H. Katayama et al.. Transactions of ISIJ, 18, 1978. str. 761-767.
22.	K. Mori, Transactions of ISIJ, 28, 1988, 246-261.
23.	A. Boljšov, Metalli št. 1, 1982.
24.	Lewis in Mc Lean, Canadian Metallurgical Quarterly, št. 3. 1979