& 22!)2S ŽELEZARSKI ZBORNIK VSEBINA Stran Arh Joža — Železarna Jesenice UVAJANJE PREPIHOVANJA JEKLENE TALINE V PONVI S PLINASTIM ARGONOM ... 1 Gabrovšek Marin — Železarna Jesenice MIKROLEGIRANA FINOZRNATA JEKLA ZA VARJENE KONSTRUKCIJE........11 Gabrovšek M., M. S t o j a n — železarna Jesenice PROBLEMATIKA VARJENJA FINOZRNATIH MIKROLEGIRANIH JEKEL........25 Stocca Bogdan — Železarna Jesenice VZROKI SLABE PLASTIČNOSTI JEKEL TIPA 18/8..................35 Kejžar Rajko — Železarna Jesenice UPORABNOST IN NAČIN VARJENJA S SPECIALNO BAZIČNO OPLAŠCENO ELEKTRODO B-KOR TIFON..............47 LETO 6 ŠT. 11972 ŽEZB BQ 6 (1) 1-63 (1972) IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE. RAVNE, STORE IN M ET ALU R S KI IN š TI T U T LJMUm VSEBINA Stran Arh Joža — Železarna Jesenice Uvajanje prepihovanja jeklene taline v ponvi s plinastim argonom......... 1 DK: 669.18:669.046.558.8 621.746.32.01 ASM/SLA: D5g, D8p, EGm36 Gabrovšek Marin — Železarna Jesenice Mikrolegirana finozrnata jekla za varjene konstrukcije ............11 DK: 669.15-194:669.26'24' ASM/SLA: AYn Gabrovšek M., M. Stojan — Železarna Jesenice Problematika varjenja finozrnatih mikrolegi-ranih jekel.............25 DK: 669.15-194:669.293'292:621.791.7 ASM/SLA: K9n, AYn Stocca Bogdan — Železarna Jesenice Vzroki slabe plastičnosti jekel tipa 18/8 . . 35 DK: 669.14.018.8 ASM/SLA: F216, Q23p, SSe Kejžar Raj ko — Železarna Jesenice Uporabnost in način varjenja s specialno bazično oplaščeno elektrodo B-KOR Tifon . 47 DK: 621.791.742.41 ASM/SLA: Kla INHALT Seite Arh Joža — železarna Jesenice Erfahrungen bei der Einfuhrung der Spul-gasbehandlung des Stahles in der Giess-pfanne............... 1 DK: 669.18:669.046.558.8 621.746.32.01 ASM/SLA: D5g, D8p, EGm36 Gabrovšek Marin — Železarna Jesenice Mikrolegierte Feinkornbaustahle fiir geschweisste Konstruktionen......11 DK: 669.15-194:669.26'24' ASM/SLA: AYn Gabrovšek M., M. Stojan — Železarna Jesenice Probleme der Schweissbarkeit der mikro-legierten Feinkornbaustahle.......25 DK: 669.15-194:669.293'292:621.791.7 ASM/SLA: K9n, AYn Stocca Bogdan — železarna Jesenice Ursachen der schlechten Verformbarkeit der Austenitischen Cr-Ni Stahle des Types 18/8 35 DK: 669.14.018.8 ASM/SLA: F216, Q23p, SSe Kejžar Raj ko — Železarna Jesenice Anvvendungsbereich und Schweissverfahren mit der spezialen basischen umhiillten stab-elektrode B-KOR Tifon........47 DK: 621.791.742.41 ASM/SLA: Kla CONTENTS Page Arh Joža — Železarna Jesenice Introduction of blowing steel melt in laddle by gaseous argon........... 1 DK: 669.18:669.046.558.8 621.746.32.01 ASM/SLA: D5g, D8p, EGm36 Gabrovšek Marin — železarna Jesenice Microalloyed fine grained steels for welded structures.............11 DK: 669.15-194:669.26'24' ASM/SLA: AYn Gabrovšek M., M. Stojan — Železarna Jesenice Problems in welding fine grained micro-aIloyed steels............25 DK: 669.15-194:669.293'292:621.791.7 ASM/SLA: K9n, AYn Stocca Bogdan — železarna Jesenice Reasons for bad plasticity of 18/8 steel . . 35 DK: 669.14.018.8 ASM/SLA: F216, Q23p, SSe Kejžar Raj ko — železarna Jesenice Usability and welding with special basic lined B-KOR tifon electrode.........47 DK: 621.791.742.41 ASM/SLA: Kla CO AEP5KAHHE Arh Joža — železarna Jesenice BBeAeHHe npoAVBaHHH pacnAaBa ctsah c ra-30m AproHa b KOBine.......... DK: 669.18:669.046.558.8 621.746.32.01 ASM/SLA: D5g, D8p, EGm36 Gabrovšek Marin — železarna Jesenice MHKpoAerHpoBaHbie MeAKo-3epHHCTbie cTaAii A AH CBapHBaHHH KOHCTpyKIJHH...... DK: 669.15-194:669.26'24' ASM/SLA: AYn Gabrovšek M., M. Stojan — železarna Jesenice IIpoSAeMaTHKa CBapHBaHHH MeAK03epHHCTMX MHKpoAernpoBaHbix CTaAeft........ DK: 669.15-194:669.293'292:621.791.7 ASM/SLA: K9n, AYn Stocca Bogdan — železarna Jesenice OpHHHHbl nAOXOH IlAaCTHMHOCTH CTaAH MapKH 18/8............. DK: 669.14.018.8 ASM/SLA: F216, Q23p, SSe Kejžar Rajko — železarna Jesenice IIpHMeHHMOCTb h cnocoo CBapHBaHHH c cne-UHHAbHblM 3AeKTpOAOM C OCHOBHOH O0OAOH-KOH B-KOR Tifon........... DK: 621.791.742.41 ASM/SLA: Kla ŽELEZARSKI ZBORNIK IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT LETO 6 LJUBLJANA MAREC 1972/ŠT. 1 Joža Arh, dipl. inž. DK: 669.18:669.046.558.8 Železarna Jesenice 621.746.32.01 ASM/SLA: D5g, D8p, EGm36 Uvajanje prepihovanja jeklene taline v ponvi s plinastim argonom* Prepihovanje jekla s plinastim argonom ali dušikom v ponvi se v proizvodnji jekla zelo hitro širi. Postopek je enostaven, prednosti pa so očitne. V prvi vrsti se jeklo s prepihovanjem homogeni-zira po sestavi in temperaturi. Možna je točna nastavitev livne temperature, razen tega se jeklo do neke mere tudi očisti nekovinskih vključkov. Kakšne rezultate smo dosegli pri uvajanju tega postopka v Železarni Jesenice, podaja to poročilo. UVOD Pri izdelavi se jeklo nujno onečisti tudi z nekovinskimi vključki. Temu se ne moremo izogniti. Vključki pa lahko poslabšajo kvaliteto in fizikalne lastnosti jekla do take mere, da za določene namene ni več uporabno. Danes komaj še dosegamo vedno strožje zahteve po večji čistoči jekla z normalnimi postopki izdelave. Jeklarji so torej postavljeni pred težko nalogo, kako izdelati čim čistejše jeklo. Pri teh prizadevanjih imajo v osnovi na razpolago dve možnosti: 1. izločanje vzrokov za nastanek vključkov pred dezoksidacijo. Tukaj si pomagajo z vakuumsko metalurgijo, ki pa je zelo draga. 2. izboljšati je treba pogoje za izločanje nastalih vključkov po dezoksidaciji. To drugo pa nam omogoča prepihovanje jekla z inertnimi plini v ponvi. Prepihovanje jekla z argonom je kot tehnološka faza v proizvodnji jekla v svetu že močno razširjeno in pri izdelavi kvalitetnih jekel vsesplošno v rabi. Prepihovanje jeklene taline z argonom v ponvi nam nudi nekatere prednosti dega-zacije jekla, oz. čiščenja (zmanjšanje količine oksidnih vključkov) je pa mnogo cenejše in enostavnejše. Te prednosti pa so v kratkem naslednje: * Predavanje sna strokovnem posvetovanju metalurgov v Mariboru oktobra 1971 — zaradi mešanja in izpiranja taline se pospešuje kinetika dezoksidacijskih postopkov — mešalni in flotacijski učinek izpiranja pospešujeta skepljanje in izločanje oksidov — dosežemo boljši izkoristek zlitinskih elementov, predvsem tistih z visoko afiniteto do kisika, če jih dodamo po dezoksidaciji in med izpiranjem z Ar — hitro se doseže homogenizacija taline v ponvi po temperaturi in sestavi — temperature jekla so lahko zaradi homogenosti in spremenjene viskoznosti nižje V predloženem poročilu bomo obravnavali rezultate in izkušnje, ki smo jih pridobili na nekaj več kot 100 šaržah, ki smo jih v ponvi obdelali z argonom in delno tudi z dušikom. TEORETIČNE OSNOVE DEGAZACIJE IN DEZOKSIDACIJE JEKLA Načeloma je možno s prepihovanjem jekla z inertnimi plini doseči znižanje kisika, vodika in dušika. Degazacijska, oziroma dezoksidacijska reakcija FeO + C = Fe + CO lahko teče le, če je parcialni pritisk CO, ki je proporcionalen produktu prostega ogljika in kisika v talini večji od vsote barometrskega pritiska, ferostatičnega pritiska in kapilarnega nadpritiska. Po drugi strani pa je CO reakcija tudi omejena s količino nuklijev, t. j. žarišč nastajanja CO. če pade Pco, se zmanjšuje število nuklijev in reakcija zamre. Te omejitve pri dezoksidaciji z ogljikom praktično odpadejo pri vpihovanju argona na dnu ponve, s čimer dosežemo kontinuirno razprše-vanje mehurčkov argona v jeklu. Ti mehurčki absorbirajo CO, H2 in N2, ko se dvigajo v talini navzgor. Vpihavanje argona povzroča močno mešanje taline, kar izboljšuje kinetiko gornje reak- cije. Zmanjšuje se vpliv difuzije okoli žarišča reakcije, povečuje se odstranjevanje zasičenih mehurčkov in odstranjevanje dezoksidacijskih produktov. Praktično je množina odstranjenih plinov kisika, vodika in dušika odvisna od količine vpiha-nega inertnega plina. Tako je n. pr. za znižanje kisika v mehkem jeklu z 0,08 % C od 254 ppm na 40 ppm potrebno vpihati 4601 argona na tono jekla. Odgovarjajoči končni ogljik bi bil potem 0,064 %. Za znižanje kisika v jeklu z 0,36 % C od 54 ppm na 14 ppm pa 501 argona na tono jekla, pri čemer bi se znižal ogljik na 0,357 %. Za bistveno zmanjšanje vodika in dušika potrebujemo nad 10001 argona na tono jekla, kar praktično ni izvedljivo. Učinek dezoksidacijskih in degazacijskih reakcij je odvisen tudi od prisotnosti zlitinskih elementov v jeklu. Tako n. pr. prisotnost Cr in V zavira dezoksidacijo s C, medtem ko jo Ni pospešuje. Elementa, kakor Ti in V, povečujeta topnost N2 v jeklu. Tvorjenje stabilnih oksidov in nitridov zavira odstranjevanje CO in N2. Če je CO reakcija glavni mehanizem dezoksidacije, potem bi se močnim dezoksidantom, kot Al, Zr, Ti in Si, morali pravzaprav izogibati, dokler razplinjanje ni končano. Praktične izkušnje pa kažejo, da enake ali nižje vrednosti kisika, oz. enako ali ooljšo čistočo dosežemo s predhodnim legiranjem z Si in Al, oziroma z dodajanjem Al med pihanjem argona. Izpiranje taline v ponvi naj bi predvsem pri dezoksidaciji z aluminijem po ugotovitvah M. Wal-sterja in W. Feldhausa in obširnih raziskav na metalurškem inštitutu v Ljubljani izboljšalo čistočo jekla, ker se z močno turbolenco povečuje izločanje z A1203 bogatih vključkov. Najnižje vsebnosti oksidov dobimo, če se oksidi, ki se tvorijo, lahko izločajo, preden se jeklo strdi in če preprečimo ponovno oksidacijo med vlivanjem. PRAKTIČNI POSTOPEK PIHANJA IN IZKUŠNJE Vse že v uvodu navedene prednosti obdelave jeklene taline z inertnimi plini se da doseči pri rednem obratovanju le, če je postopek enostaven Slika 1 Vzidava poroznega kamna po sistemu Stoecker in Kunz in zanesljiv. Tega načela smo se vseskozi strogo držali in poenostavili vse do take mere, da pihanje sedaj ne predstavlja nobenih posebnih težav. Vpihavanje inertnih plinov v ponev se normalno vrši skozi porozni kamen, ki je na poseben način montiran v dno ponve, kakor kaže slika 1. Diametralno nasproti izlivku je v dnu ponve vzidana školjka, v katero se kasneje montira s pločevino oplaščeni porozni kamen. Predelava ponev na tak način je zamudna in draga. Tudi z vzidavo kamnov imajo ponovčarji dodatno delo. Kamni so uvoženi, tudi simteckt vezivo, ki ga je treba dodati običajni masi za vzidavo izlivkov, je uvoženo. Da bi poenostavili te praktične operacije in postali neodvisni od uvoza, smo porozne kamne zamenjali z navadnimi šamotnimi kamni, školjko smo odstranili, tako da do vrha oplaščeni kamen vzidamo v samo obzidavo dna. Fuge, ki ostanejo, pa naphemo s posebno ognjevzdržno maso. Takšnega kamna (med obratovanjem ni možno menjati, ampak ostane vzidan v dnu ves čas obra- Slika 2 Presek skozi ponev z vzidanim poroznim kamnom tovanja ponve. V dno ponve je na mestu, kjer je vzidan kamen, treba le izvrtati luknjo, kar lahko opravijo obratni ključavničarji sami, kar je razvidno iz slike 2. Slika 3 prikazuje navaden samotni kamen, gol in oplaščen. Iz slike 4 pa je vidna primerjava med novim kamnom, ki je zdržal 11 šarž, pa skozenj nismo pihali (v sredini), in kamnom, skozi katerega smo pihali 6 šarž, vzdržnost ponve pa je 10 šarž (na levi strani slike). Inertni plin, bodisi argon ali dušik, vodimo iz jeklenke preko reducirnega ventila in gumijaste cevi do patentnega priključka na plašču ponve. Prepihovanje vršimo v ponovčni jami tako na električni peči kakor tudi v martinarni. Na električni peči smo v neposredni bližini jame ASEA peči postavili Honeywellow instrument za merjenje temperature jekla, tako da lahko temperaturo sproti kontroliramo in prekinemo s pihanjem, ko jeklo doseže potrebno livno temperaturo. V martinarni merimo temperaturo jekla le Slika 4 Primerjava med novim kamnom, med poroznim kamnom, ki je zdržal 11 šarž pa skozenj nismo pihali (v sredini) in med poroznim kamnom skozi katerega smo pihali 6 šarž pri vzdržnosti ponve 10 šarž pred prebodom. Temperatura jekla v SM peči je mnogo bolj homogena, padec temperature v ponvi pa mnogo manjši zaradi debelejšega sloja žlindre, zato pa je zanesljivost, s katero lahko zadenemo pravilno temperaturo livanja, tudi brez merjenja temperature v ponvi večja kot pri elektro šaržah. Pihanje traja normalno 7 minut; včasih več, včasih manj, odvisno od temperature jekla. Normalni pritisk je 2 atmosferi nadpritiska. Površina žlindre pri elektro šaržah pri tem rahlo valovi. Pri SM šaržah zaradi debelejšega sloja žlindre valovanja skoraj ni videti. Temperature jekla pred prebodom morajo biti pri šaržah, ki so izdelane v električni peči za 15 do 20° C višje kot pri nepihanih šaržah, pri SM jeklu pa le za 5 do 10° višje kot pri nepihanem jeklu. Vsi poskusi so bili doslej izvedeni na 60-ton-skih ponvah. PREISKAVE IN REZULTATI Program dela: Za prepihovanje taline v ponvi smo določili naslednje kvalitete jekel: Konstrukcijska jekla C 0562, St 52 Cb, Nioni-cral itd., jekla za cementacijo, ogljikova in nizko-legirana jekla za patentirano žico, jekla za pobolj-šanje, ogljikova in nizkolegirana jekla za elektrode in varjenje pod C02 jekla za kroglične ležaje jekla za posebne namene V fazi uvajanja prepihovanja taline v ponvi z argonom in dušikom je bil naš namen: — dobiti potrebne praktične izkušnje glede priprave ponve, vzidave kamna, vzdržnosti kamna in ponve, možnosti zamenjave poroznega kamna z navadnim šamotom itd. — dobiti osnovne parametre o pritisku plina v času pihanja in o primernosti zelo poenostavljene aparature za prepihovanje taline — določiti optimalne temperature taline v peči pred izpustom, v ponvi pred pihanjem in po pihanju plina za posamezne kvalitete — dobiti osnovne podatke o možnosti zamenjave argona z dušikom za prepihovanje taline v ponvi — dobiti osnovne podatke o učinkovitosti prepihovanja jeklene taline pri eno in dvožlindrnem procesu, o gibanju kisika, dušika, žvepla in fosforja, o vplivu na čistočo, na temperaturno homogenost v ponvi in homogenost v sestavi valjancev. Gibanje kisika Preiskave so obsegale jekla, izdelana v električni obločni peči in SM peči. Večina jekel iz električne peči je bila izdelana po dvožlindrnem postopku, t. j. z dezoksidacijo taline po oksidaciji z Al in Si v peči. V ponev pa smo Al dodajali ali med prebodom v curek jekla ali samo med piha- njem plina ali pa kombinirano, t. j. v curek in med pihanjem plina. Šarže, izdelane po enožlindr-nem postopku smo dezoksidirali z Al in Si v ponvi. Na enak način so bile izdelane tudi SM šarže. Vzorce za kisik smo jemali iz ponve pred pihanjem argona ali dušika in na 2 livni plošči. Razen kisika smo analizirali še P, S, N in Al. Na valjancih, t. j. na gredicah in trakovih pa smo analizirali poleg kisika še čistočo in homogenost v pogledu kemične sestave. Gibanje kisika je prikazano na slikah 5, 6, 7 in 8. Zmanjšanje kisika je največje pri šaržah, ki so izdelane po enožlindr-nem postopku in pri patentirani žici, ki je izdelana v SM peči, kar je z ozirom na razlago v teoretičnem delu tudi razumljivo, šarže, ki so Elektro 2 žlindri Č0560,Č0562, St 52l/, 15 M n Ni, Č 1220 -G 25 %C irrmTTI pred pihanjem A r VTA oo pihanju Ar 90~ EŠj iz 9redic 80 70 H 60- S* ■B 40-\ g 30-20-10- Elektro 2 žlindri Kvalitete z ~0,25%C 1 70-60 •a ■4 70- m PnM' Pihanjem Ar V//A po pihanju Ar [\S3 iz gredic - s 1 I i Slika 5 Gibanje kisika pri elektro jeklu z nad in pod 0,025 °/o C '.lektro 7 žlindra lllllllll pred phanjern po pihanju iz gredic 120-110 100-90-80-§ 70- | 50-^40- JO-l 20 10 A Elektro 2 žlindri ČR 1 ] pred pihanjem j po pihanju I iz traku m 240- 220- 200- 180- 160- %0- D 120- -S 100- s 80- CL o. 60- iO- 20- % ; 1 Slika 6 Gibanje kisika pri jeklih, ki so izdelana z enožlindrnim postopkom in pri mehkem jeklu ČR 1 (0,08 % C, 0,10 % Si, 0,35 % Mn) izdelane po dvožlindrnem postopku so že v peči dezoksidirane do take stopnje, da do dezoksida-cijske reakcije v ponvi več ne more priti. Zato je zmanjšanje kisika pri teh šaržah v glavnem le posledica flotacijskega učinka plina s katerim izplakujemo talino. Elektro 2 žlindri Epp 2 IMpred pihanjem V/zAdo pihanju gredic 110-100-90 80-70 60- 3 50~ g iO- 30-20 10- E lektro 2 žlindri VAC 60 (H]]] pred pihanjem V77,1 oo pihanju ES3 iz gredic t H iz gredic nepihano m 80- 70-60- 5 501 -ic 6 40 O 5 30-20-10- Slika 7 Gibanje kisika pri jeklu za žico za varjenje pod praškom EPP 2 in za varjenje v zaščitni atmosferi COj — VAC 60 Gibanje fosforja in žvepla Po trditvah nekaterih avtorjev omogoča pre-pihovanje jeklene taline v ponvi tudi odžveplanje, nekateri pa tudi navajajo, da pride lahko do redukcije fosforja iz žlindre. Kakšni so ti odnosi pri nas, kaže slika 9. Pri šaržah, ki so izdelane po dvožlindrnem procesu, je fosfor ostal nespremenjen. Pri patentirani žici pa je opazno majhno SM - patentirana žica lllllllll pred pihanjem po pihanju ES3 iz gredic 130-120-110-100-90-80-| 70-5 60- e so o. 40 30 20-10- SM -patentirana žica pihano z W2 ni pihano Slika 8 Gibanje kisika pri jeklu za patentirano žico Elektro 2 žlindri SM -patentirana žica %f?S 0,015- 0,010 0,005 pred pihanjem Ar po pihanju Ar „ S c %P,S 0,030- 0,035- 0,(20- 0,015- 0,010- 0,005- ] pred pihanjem 3 po pihanju 5 I I m i Elektro sarze SM - patentiram žica % EO Jt»-80- 60-iO- 20- N2 pred pihanjem I N2 po pihanju Ar I N2 po pihanju N2 +6% ,7% m % 120-100-80-60 40-20- 1 N2 pred pihanjem £2) Ni po pihanju N2 -10% le čistočo po JK na odrezkih gredic 120 mm2 pri glavi, sredini in nogi pri dveh ingotih. Ker so plastični vključki pretežno funkcija žvepla, zato za primerjavo ne morejo priti v poštev. Med seboj smo torej primerjali le oksidne vključke. Sliki 11 in 12 prikazujeta primerjavo čistoč med pihanimi in nepihanimi elektro in SM šaržami. Primerjava je narejena pri elektro šaržah med 84 rezultati pihanih šarž in 125 rezultati nepihanih šarž. Pri patentirani žici pa je povprečje izračunano iz 27 Elektro jeklo Ogljikom jekla z ■0,25%C običajna tehnologija \ obdelano z Ar ali N Slika 9 Gibanje P in S pri prepihovanju jekla z argonom odnosno dušikom zmanjšanje fosforja med pihanjem. Rahlo tendenco k zmanjšanju je opaziti tudi pri žveplu. Zmanjšanje žvepla med pihanjem je večje pri SM šaržah kot pri elektro šaržah. Gibanje dušika Na začetku smo za prepihovanje jekla v ponvi uporabljali izključno argon. Zaradi visoke cene argona smo prešli na dušik, ki ga imamo doma dovolj. Ker so absolutne vrednosti dušika različne pri različnih kvalitetah in načinih izdelave, smo za primerjavo vzeli le relativne vrednosti izražene v procentih. Iz slike 10 je razvidno, da naraste dušik, če jeklo obdelujemo z argonom za 6 %, pri uporabi dušika pa za 7 % pri elektro jeklu. Pri obdelavi SM šarž z dušikom znaša povečanje dušika v jeklu 10 °/o. 2,00-1,80-1,60-7,40-120-1,00-^ 0,80-8. O-60" 040- £ ° 0.20- 1 i % 1-700 90 1-80 ^ ■g -70 o -60 -50 | -40 g -30 o .j 1-70 Ž Slika 11 Primerjava vsebnosti oksidnih vključkov med običajno izdelanimi šaržami in prepihanim z Ar ali N pri elektro-jeklu z nad 0,25 % C SM jeklo Patentirana žica UMI] običajna tehnologija V/A obdelano z dušikom Slika 10 Narastek dušika pri prepihovanju jekla z dušikom in argonom čistoča jekla Po podatkih W. Deilmanna se predvsem zmanjša relativna velikost vključkov. Veliki vključki zaradi flotacijskega učinka splavajo na površino. Količina se torej bistveno ne zmanjša, pač pa le velikost. Pri vseh izdelanih šaržah smo zasledovali a s s o 2,00-1,80-1,60-1,40-1,20-1,00-0,80-0,60-0,40-020- % h 700 90 -80 -70 -60 -50 -40 -30 -20 5 6 a: Slika 12 Primerjava vsebnost oksidnih vključkov med običajno izdelanimi šaržami in prepihanimi z dušikom pri jeklu za patentirano žico rezultatov pri pihanih šaržah in 68 rezultatov pri izraženo predstavlja to v obeh primerih nekaj več nepihanih šaržah. Zmanjšanje količine oksidnih kot 10-procentno zmanjšanje količine oksidnih vključkov je očitno, ni pa tako drastično, kot to vključkov, s čimer smo na začetku lahko zado- prikazujejo nekateri tuji avtorji. V odstotkih voljni. Tabela 1 Ingot A C »/o . 10-: P % . 10-3 S %. io-3 Al % . 10-3 vzorec 1 1 štev. 2 3 2 3 1 2 3 1 2 3 1 G 55 55 59 14 15 16 14 14 14 35 35 46 2 55 55 53 16 14 12 13 14 14 37 36 37 3 55 56 55 16 13 13 14 15 15 28 31 31 4 55 55 56 16 14 14 15 15 15 25 29 30 5 55 56 57 16 17 15 14 13 14 36 36 35 6 54 53 52 16 13 12 14 12 13 37 36 36 7 55 55 57 15 15 13 14 14 15 38 36 35 8 55 55 57 16 15 15 13 12 13 32 37 35 9 56 57 58 15 13 14 13 13 13 40 36 37 10 56 57 55 11 15 13 13 13 13 35 37 33 11 55 57 56 14 15 13 14 12 12 37 36 34 12 57 56 56 14 14 13 13 13 13 38 37 38 13 55 57 55 14 14 14 12 12 12 39 40 38 14 55 55 54 14 15 13 13 12 12 39 37 39 15 56 55 53 16 13 14 12 12 12 34 35 34 16 N 57 58 58 15 15 15 12 13 13 43 44 40 Tabela 2 04 7740 C %. 10-2 P %. io-3 S %. io-3 Al %. 10~3 vzorec 1 štev. 1 2 3 2 3 1 2 3 1 2 3 1 G 48 48 48 17 18 19 26 24 24 41 42 41 2 51 48 47 24 24 23 25 24 25 44 49 45 3 50 48 47 23 23 24 26 25 24 44 49 49 4 49 48 47 22 24 22 25 23 25 48 45 44 5 47 51 47 23 24 24 24 25 24 45 45 48 6 51 47 48 24 23 22 27 26 25 50 47 47 7 49 47 47 21 25 25 25 24 25 48 46 45 8 48 46 48 20 21 22 24 23 24 50 49 48 9 47 47 47 21 21 21 23 22 23 49 52 47 10 48 47 48 23 21 21 24 24 23 49 51 51 11 48 48 48 19 20 21 24 24 23 44 45 44 12 48 48 48 18 18 19 24 23 22 42 43 42 13 48 48 48 17 19 18 22 23 23 42 41 42 14 48 48 48 18 19 18 22 23 23 44 43 42 15 48 47 48 23 21 21 22 23 24 44 45 43 16 47 48 48 19 18 18 23 24 23 43 45 43 17 48 48 48 18 19 19 24 24 24 44 43 41 18 49 48 48 20 20 19 24 25 25 45 44 45 19 46 46 47 18 19 19 22 23 22 44 44 45 20 45 47 47 17 19 18 23 24 23 44 44 42 21 N 44 45 47 17 18 20 22 20 23 43 42 42 Homogenost jekla — analiza blokovnih izcej Blokovne izceje predstavljajo razmeroma pereč problem, zlasti pri trših ogljikovih jeklih. Tako imamo n. pr. v proizvodnji patentirane žice velike težave zaradi nehomogenosti v ingotu in šarži. Pričakovati je, da bodo šarže, ki so prepihane z argonom, dosegle homogeno sestavo v talini cele ponve in da zaradi nižjih temperatur litja ne bo prišlo v ingotu do izcejanja. Preiskave, ki smo jih izvedli, nam to potrjujejo. Od vsake šarže smo analizirali na dveh blokih glavo, sredino in nogo po preseku na treh mestih od roba do sredine gredice. Vzorec št. 1 je vzet na robu, št. 3 v sredini, št. 2 pa v sredi med tema dvema. V tabeli 1 so prikazane analize dveh blokov ene šarže po dolžini in preseku kvalitete C 60, v tabeli 2 in 3 pa še dveh šarž jekla za patentirano žico. Vzorci so vzeti po vsej dolžini bloka od vsake gredice od glave do noge. Iz tabel se da razbrati, da so razlike v sestavi zelo majhne. Ogljik je zelo homogeno porazdeljen po celem preseku ingota. Pri fosforju in žveplu pa je opaziti rahlo izcejanje proti glavi. Blokovne izceje so v veliki meri odvisne od temperature, ki bi morala biti čim nižja. še boli očiten primer izboljšanja homogenosti z dušikom prepihanih šarž v primerjavi z nepiha-nimi kaže slika 13. Na sliki je v verjetnostnem diagramu prikazan raztros trdnosti v patentiranem stanju, enkrat za nepihane in drugič za z dušikom prepihane šarže. Srednja vrednost za X je pri prepihanih šaržah za več kot polovico manjša od običajno izdelanih šarž. Možnost reguliranja aluminija v končni sestavi z dodajanjem Al v ponev med pihanjem argona Vzdrževanje konstantne vsebnosti topnega aluminija v jeklu je velikega pomena za nekatere fizikalne lastnosti jekla. Obenem pa je vzdrževanje konstantne vsebnosti aluminija zelo težavno in nezanesljivo, če se to dela na klasičen način z dodatki Al v curek taline med izpustom. Ta problem je predvsem pereč pri jeklih za cemen-tacijo in poboljšanje, kjer se zahteva čim manjše primarno avstenitno zrno. Posebno pri cementacij-skih jeklih smo doslej imeli zelo nehomogene rezultate med posameznimi šaržami. Stanje smo skušali izboljšati z legiranjem Al med pihanjem Ar ali N v ponvi. Pri večini šarž, ki so obdelane z Ar ali N je bil Al dodan le v ponev med pihanjem. Le pri nizko ogljičnih kvalitetah npr. C 1220, kjer je potreben večji dodatek Al, smo ga dodali tudi v curek med izpustom. Izkoristek Al se giblje od 50 do 70 %, kar lahko smatramo za dober rezultat. Tabela 3 04 7743 C %. io-2 P % . 10-3 S ( >/o. 10-3 Al % . 10-3 vzorec štev. 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 G 46 46 46 14 15 15 24 23 24 0 1 1 2 47 47 46 17 18 17 23 23 22 0 0 0 3 46 44 44 15 16 16 24 23 22 2 3 2 4 44 46 45 17 16 12 22 24 24 2 4 2 5 46 45 44 15 12 14 25 22 21 4 0 3 6 47 46 45 11 12 9 22 20 22 3 2 2 7 47 45 45 13 13 16 22 23 21 0 0 1 8 46 46 45 15 17 16 21 21 23 0 1 0 9 46 45 45 15 15 16 21 21 22 0 0 0 10 45 45 45 16 16 15 20 22 22 0 0 0 11 44 45 45 16 16 15 19 22 22 0 0 0 12 45 46 45 15 16 14 19 22 23 0 1 0 13 46 46 45 16 16 16 23 24 23 1 1 2 14 46 45 45 17 15 15 22 23 21 0 2 0 15 47 46 45 17 16 13 23 22 22 0 0 0 16 48 47 47 16 15 13 25 25 24 1 0 1 17 47 47 46 14 15 13 25 24 23 1 0 0 18 46 46 47 13 14 14 22 24 25 0 1 1 19 45 45 47 15 13 14 25 24 23 1 0 0 20 45 45 46 14 14 13 23 23 24 1 0 0 21 N 44 44 44 16 16 15 23 23 23 0 0 0 -X+2,6s prepihano z Ar ah N x - 5.2 kp/mm 2 C - 2.05 kp/mm2 — — ni pihano T = 11.4 kp/mm2 (j = 2.8 kp/mm2 3 4 5 6 7 8 9 10 V 12 13 14 15 16 17 ^ (o (k p/mm1) Slika 13 Raztros v trdnosti žice v patentiranem stanju za običajno izdelane šarže in z Ar ali N prepihane šarže Preiskave na metalurškem inštitutu v Ljubljani so tudi pokazale, da je dodatek aluminija najbolj učinkovit, če ga dodamo proti koncu pihanja argona. Ocena dosedanje prakse Spočetka smo pihali po končanem prebodu, kar je čas visenja ponve včasih močno podaljšalo. Sedaj pihamo tako v martinarni kot na elektro peči že med izpustom jekla, kar bistveno ne podaljšuje časa visenja ponve. Toplotna obremenitev ognjevzdržne obzidave je manjša. Temperatura pred prebodom pa je lahko le za 5 do 10° višja od normalne, že v martinarni vpeljano prakso prepihovanja med prebodom smo prenesli tudi na električno peč, čeprav so tam obratovalni pogoji težji. Ker se ponev pogrezne globoko v jamo, je gumijasta cev izpostavljena močnemu sevanju in brizganju jekla, zaradi česar mora biti dobro zaščitena z azbestnim ovojem. Ta praksa se je prav dobro obnesla in je to sedaj naš normalni način dela. Kakor kažejo rezultati, je prepihovanje taline najbolj učinkovito pri SM šaržah in šaržah, ki so izdelane po enožlindrnem postopku na električni obločni peči. Preiskave, ki jih je vršil Metalurški inštitut v Ljubljani na nekaterih neprepihanih in z argonom prepihanih šaržah, tudi kažejo na precejšne razlike v vsebnosti Si02 pri teh jeklih. Tako vsebujejo šarže, ki niso bile obdelane z argonom, povprečno 0,0030 % Si02, z argonom prepihane pa 0.0015.% Si02. Dosedanja praksa kaže, da je vzidavanje opla-ščenega poroznega kamna zelo enostavno in povsem zanesljivo, saj doslej v dvoletnem obratovanju nismo imeli nobenega prodora jekla skozi dno ponve. Kompaktni šamotni kamni so glede propustnosti za pline slabši od poroznih, zato bomo, če bodo le na razpolago sredstva, uporabljali porozne kamne. Tudi sistem dovajanja plina iz ene same jeklenke preko reducirnega ventila dela dobro. Literatura 1. W. Deilman, E. Klimanek: Erfahrungen bei der Spiil-gasbehandlung des Stahles in der Giesspfanne Radex Rundshau 1968, Heft 2, 127 2. R. J. Choulet, R. L. W. Holmes: Argon Degassing Prac-tice And Results, Journal of Metals Januaro 1966, 72 3. J. Arh, D. Ravnik, R. Jelerčič, A. Prešeren: Uvajanje prepihovanja jeklene taline v ponvi z argonom (Poročilo metalurškega inštituta v Ljubljani). Januar 1971. 4. A. Prešeren: Problematika dezoksidacije in izkoristka aluminija pri izdelavi pomirjenih jekel (Poročilo metalurškega inštituta v Ljubljani). November 1971. 5. B. A. Strathdee: Argon Injection with Porous Plugs Iron and Steel Engineer, June 1971, 82. ZUSAMMENFASSUNG Im Artikel sind die Ergebnisse der etwas iiber hundert untersuchten Schmelzen, vvelche mit Argon oder Stickstoff in der Pfanne gespiillt vvorden sind gegeben. Die Desoxy-dationsreaktionen werden durch die Spulgasbehandlung in der Pfanne ausgelost, wodurch die Sauerstoffmenge im Stahl vermindert wird. Der Flotationsefekt des Spiilens hat auch eine Verminderung der grosseren nicht metallischen Einschliisse zur Folge. Durch die Splilbehandlung erfolgt ein schneller Aus-gleich von Temperatur und Zusammensetzung was auch der grosste Vorteil dieses Verfahrens zu sein scheint. Wenn ein Verfahren in den Betrieb eingefiihrt vverden soli, dann muss er einfach und zuverlassig sein. Nach diesem Prinzip haben wir auch den Einbau des porosen Spiilkegels in den Pfannenboden vereinfacht. Der umman-telte Spiilkegel wird nicht mehr in einen zusatzlichen Loch-stein eingebaut, sondern er wird in den Pfannenboden eingemauert, wie das Bild 2 zeigt. Das Spiilgas wird von einer 401 Gasflasche iiber einen Reduzierventil und Gummi-sclauch zu dem Patentverschluss an der Pfanne geleitet. Wir haben versucht die porosen Steine durch die iiblichen Schamottesteine zu ersetzen. Die Gasdurchlassig- keit der Schamottesteine ist aber leider nicht geniigend, so dass wir nach einer gewissen Zeit wieder die porosen Steine angeschafft haben. Die porosen Kegelsteine gevvahr-leisten einen Durchfluss von 30 bis 401 Gas pro tone Stahl bei einer 601 Pfanne und einer Behandlungszeit von 7 Minuten. Die Spiilbehandlung haben wir anfangs nach dem beendeten Abstich durchgefiihrt, was die Abhiingezeiten ziemlich verlangerte. Nach der heutigen Praxis wird sowohl in SM wie auch im F.lektrostahhverk schon wahrend des Abstiches gespiillt, vvodurch die Abhiingezeiten ganz normal sind. Die Temperaturbeanspruchung der feuerfesten Zustel-lung wird kleiner. Die Stahltemperatur vor dem Abstich solite nur um 5 bis 10° C hoher sein als ftir nichtgespiilte Schmelzen. Seitdem wir Argon im eigenen Hause produzieren, wird auch nur mit Argon gespiillt. Die Ergebnisse sind in jeder Hinsicht zufriedenstellend. Die besten Ergebnisse sind jedoch bei den SM wie nach dem Einschlackenprozess im Elektroofen erzeugten Schmelzen erzielt vvorden. Bei der Anvvendung von Stickstoff und Argon sind keine vvesent-liche Unterschiede festgestellt vvorden. SUMMARY In the paper results of over 100 batches blown by argon or nitrogen are described. Blowing of steel in laddle by inert gases causes deoxidation reactions thus reducing oxygen content in steel. Floating effect of \vashing the melt reduces amounts of bigger non-metallic inclusions. Steel in laddle is homogenized by composition and temperature which is the greatest advantage of this procedure. If some procedure is to be introduced in production line it must be simple and reliable. According to this rule mounting of porous blowing stone into the laddle bottom was simplified. Mantled porous blovving stone is no more mounted into the laddle bottom according to the prescrip-tion of firm Stoecker and Kunz, but it is built into the bottom as shown in Fig. 2. Gas is introduced usually from a 401 cylinder through a reducing valve and hoses to a special connection on the laddle mantle. Sub.stitution of porous blowing stones by compact fire-clay stones was checked but the latter blovving stones have lower gas permeability so that porous blovving stones through vvhich 30 to 40 1 per ton can be blovvn in 7 minutes remained in operation. Initially blovving was used after completed tapping vvhich sometimes prolonged hanging of the laddle. Novv steel is blovvn during tapping of open hearth furnece or electrofurnace. Hanging time of laddle is thus not essenti-ally longer. Thermal load of refractory lining is Iovver. Temperature before tapping can be only 5 to 10° C higher than normal one. Also use of nitrogen has only transitional meaning. Since argon is produced at home it is exclusively used. Results are satisfactirial in ali respects. The best results vvere achieved vvith open hearth furnace batches and vvith batches made by one-slag method. Uses of nitrogen and argon make no essential difference. If steel is blovvn by nitrogen its content in steel is onlv slightlv increased. 3AKAIOTEHHE B CTaTbe paccMOTpenbr CBHiue cto HCCAeAOBaHHLix nAaBOK ko-Topue Sbiah noabepjfcehm npoAyBamno c AproHOM hah A3otom. TaKoe npoAYBaHHe b KOBine c HHepTHbiMH ra3aMH Bbi3biBaeT pac-KHCAIITeAbHbie peaKIIHH BCAeACTBHH KOTOpbIX VMCIIblliaeTCH KOAH-qeCTBO KHCAOpOAa b CTaAH. AOTamiOHHOe B03AeftCTBHe npOMblBKH pacnAaBa yMeHbinaeT KOAuraecTBO HeMeTaAAH>jecKHX BKAioneHiiH. IIpeHMViuecTBO 3Tora cnocoSa coctohi TaKJKe b tom, ijto npoAYTaa CTaAb no Tenn-pe H no xnMiiiecKOMy cocTaBy roMoreHHa. riOHHTHO, hto BBeAGHHe HOBOra cnocosa b npOMbinlAeHHOCTb Tpe6yeT ot Hero itoSm oh 6ha HecAoacHbiii h hcacsrhuii b iicnoA-H6HHH. C 3T0ii iieAbio ynpomeH MOHTaac nopo3HCTora KaMHH Ha AHe KOBUia, 3to He AeAaeTca SoAbnie no HHCTpyKnnax yTepoBKH MeHbrne. A°CTaTOiHO ecAH TeMn-pa iiasokh ao BbinycKa 5 ao 10° U Bbime HopMaAbHoii TeMn-pbi. IlpHMeHeHHe a30Ta 6hao nepexoAHora 3Hamhx 3AeMeHT0B. IlpHBeAeHH TeopeTHiiecKHe ocHOBamm npeAeAa nAacTHiHOCTH H AaHO onHcaHHe ochobhux bahhhhh Ao6aBOiHbix 3AeMeHi0B Ha 4>H3nyecKHe h CTpyKTypHbie KaqecTBa cuapiiBafoiiiEix KOHCTpyKUHOH-Htix cTaAefl. OnuTHtie pacnAaBLi nepeMeHHora XHMHMecKora cocTaBa nAaBHAH b bbicokoiactcmhos nem. B ctatbe noaahh hek0t0phe H3 3thx ciaAen, hx xhmmeckoe coaep>kahhe h cj>h3hheckhe CBOHCTBa. Ha OCHOBaHHH OnbITOB, B35IB1HII BO BHHMaHHe arperaTbl KOTOpbie SbiAH b pacnopaaceHHH AAa h3rotobaehhs a b ocosehhoeth aa» nepepaSoTKH CTaAH, b 3aBOAe EceHime ocbohah np0H3B0ACTB0 MHKpoAerapoBaHoii MeAK0-3epHHCT0H CTaAH npeAeAa nAacTHiHOCTH CBbime 43 kn/mm2, 47 iot/mm2 h 50 Kn/mm2 B3HB bo BHHMaHHe CAeAy- lOHIHe OCHOBaHHH: — cTaAt c AoSaBKoii Nb, c TeM ito KOHueHTpanna 3Tora 3Ae-MeHTa cootbetctbyet ycaobhhm nepepaSoTKH, t. 3. bo3mo>khoh cTeneHH Ae4>opMauHH CTaAH npn ropaqeii npoKaTKH, — CTaAb Ha OCHOBaHHH KOMSHHaUHH SACMCHTOB Nb — V, B3HBIHH bo BHHMaHHe, hto AOČaBKa YMeHLmaeT HyBCTBHTeAbHOCTb CTaAH Ha yCAOBHH npOKaTKH. OnBiTHoe HccAeAOBaHHe o6xBaTHAo TaKace Ao6aBOK sacmchtob Cr, Cu h Ni t. 3. hx BAHaHHe na npeAeA mvacranHocTH a TaiOKe h ha noBbimeHoe conpoTHBAeHHe achctbhio aTMOCepHOH Kopo3HH. Pe3yAbTaTLI 3THX HCCAeAOBaHHH npOH3BOACTBO CTaAH MapOK Nionicral c noBbimeHbiM npeAeAOM nAaeTHHHoeTH CBbiuie 40 kh/mm2 h 45 Kn/MM2 h noBbmienbiM conpeAHBAeHHeM Ha b AencTBHe aTMO-cc[)epHOH Kopo3HH. 3tot copT CTaAH npeAHa3HaHeH aah SoAee o6pe-MeHeHHbIX KOHCTPVKHIIH OT KOTOpbIX Tpe6yeTC5I MTOČbl OHH YAOBACT-BOPHAH ynOMJIHyTbIM TeXHOAOTHMeCKHM CBOHCTBaM. CTaAb MapKH Nionicral-60 npeACTaBAHeT cočoh cneHHHAbHbiH copT CTaAH c Bbi-COKHMH 4>H3HMecKHMH CBoiiCTBaMH; 3Ta CTaAb npeAHa3HaHeHa AAH coopy>KeHHH ot K0T0pbix Tpe6yeTCH BbicoKoe conpoTHBAeHHe Ha xpynKOCTb TaioKe npn noHH>KeHHbix TeMnepaTypax. Dr. Marin Gabrovšek, dipl. inž. Mihael Stojan, dipl. inž. Železarna Jesenice DK: 669.15—194:669.293'292':621.791.7 ASM/SLA: K 9n, Ayn Problematika varjenja finozrnatih mikrolegiranih jekel* Da se izognemo pojavu večjih ali manjših razpok na zvarih jekla č 0562 odnosno St 52-3 z mejo plastičnosti min. 36 kp/mm2 moramo jeklo predgrevati. Varjenje finozrnatih jekel z mejo plastičnosti nad 40 kp/mm2 zahteva še večjo pazljivost, ker lahko dodani elementi v mikro količinah bistveno vplivajo na spremembo strukture v prehodni coni. V članku je opisana problematika varjenja prvega objekta izdelanega iz jekla Nioval 47 z mejo plastičnost min. 47 kp/mm2 in obdelan vpliv dovedene primarne in sekundarne energije na izoblikovanje trdote v prehodnih conah zvara. Finozrnata mikrolegirana jekla se z ozirom na visoko mejo plastičnosti uporabljajo za močno obremenjene varjene konstrukcije. Uporaba teh jekel je zelo ekonomična in omogoča izdelavo estetsko oblikovanih konstrukcij. Literaturni podatki kažejo, da pri jeklu s povišano mejo iplastičnosti dosežemo prihranek na teži konstrukcije tudi do 50 % v primerjavi s klasičnim jeklom Č 0345. Razumljivo je, da je z ozirom na visoko obremenitev teh jekel upravičena zahteva po odgovarjajočih mehanskih lastnostih, predvsem žilavosti in temperaturi prehoda iz žilavega v krhki lom pri nizki temperaturi, na drugi strani pa garantirana varivost. Slika 1 Visokotlačne posode za kisik izdelane iz jekla Nioval 47, postavljene v kisikarni Železarne Jesenice * Predavanje na strokovnem (posvetovanju metalurgov v Mariboru oktobra 1971 25 Ni namen poročila obravnavati raziskave in objektivnost posameznih preizkusov za ugotavljanje varivosti materiala. Niti ni namen poročila, da bi obravnavali vpliv posameznih elementov v jeklu na varilno tehnične lastnosti jekla. V referatu bi rad obdelal praktični primer problemov varivosti materiala NIOVAL 47, ki smo jih raziskovali, in sicer vpiv varilnih parametrov in pred-grevanja na varivost jekla. S tem poročilom bi rad prikazal vplive varilnih tehnologov in varilcev na kvaliteto zvara, oziroma zvarjene konstrukcije in pogled metalurga na probleme varjenja konstrukcij, izdelanih iz finozrnatih jekel s povišano mejo plastičnosti. Eno izmed podjetij kovinsko predelovalne industrije je izdelalo za Železarno Jesenice visokotlačne posode za kisik. Osnovni podatki: višina visoko tlačne posode 21,50 m premer 1,57 m volumen 40 m3 obratovalni pritisk 30 Atm preizkusni pritisk 39 Atm Visokotlačne posode, v celoti 9 kom., je projektiral Tehniški biro Jesenice. Prvotno je bila izbrana kvaliteta jekla C 1205. Meja plastičnosti min. 24 kp/mm2 je zahtevala za posodo debelino pločevine 22 mm. Z ozirom na to, da smo prav v tem času zaključevali osvajanje finozrnatega jekla Nioval 47, smo za objekt izbrali to kvaliteto jekla, z mejo plastičnosti min. 47 kp/mm2 in s tem je bila potrebna debelina pločevine le 12 mm. Torej smo pri tem objektu prihranili pri uporabi visokovrednega materiala. Podjetje še ni imelo izkušenj s predelavo jekla Nioval 47 in zato izvajalec ni akceptiral zahteve po predgrevanju materiala pri varenju zaradi tehničnih težav. Železarna je na ta kompromis pristala z ozirom na to, da je debelina pločevine 12 mm in pri pazljivem varjenju ne bi bilo nevarnosti za nastopanje martenzita, oziroma mikro razpok v prehodni coni. Pri rentgenskem pregledu zvarov prve visoko tlačne posode na preskok je nadzorni organ zasledil na nekaterih mestih manjše razpoke. Zato je bilo dogovorjeno, da se izvrši rentgenografska kontrola zvara po vsej dolžini. Pri tem je bilo ugotovljeno, da so razpoke kratke do 12 mm in je bilo na vsej dolžini opaziti ca. 14 problematičnih mest. METALOGRAFSKA PREISKAVA ZVAROV Na izrezanih vzorcih smo izvršili metalograf-sko preiskavo, da bi ugotovili vzroke za napake. Pri tem smo ugotovili naslednje: Že makroskopski pregled problematičnih zvarov (si. 1) v primerjavi z dobrimi (si. 2) kaže, Slika 2 (Makro) Izgled zvara z razpoko Slika 3 (Makro) Primer izoblikovanja pravilnega zvara brez razpoke da so razpoke nastale vedno na korenskem zvaru, in to tam, kjer se že makroskopsko opazi relativno oster prehod zvara v osnovni material. Metalurg bi rekel, da zvar ni zlit z osnovnim materialom. Mikroskopska preiskava je pokazala, da je ob razpoki nastopila struktura martenzita, trdote ca. 430 HV. (si. 4, si. 5) Slika 4 Primer interkristalne razpore ob martenzitni coni zvara Slika 5 Martenzitna struktura z interkristalno razpoko v prehodili coni OJmrr, t-1 Slika 7 Pravilno izoblikovane strukture v prehodni coni zvara Slika 6 Oster prehod zvar osnovni material z izrazito martenzitno strukturo Martenzitno strukturo je zaslediti ob razpoki, oziroma v prehodni coni, ki je izredno ostra. (SI. 6) Nasprotno je pa metalografska preiskava dobrega zvara pokazala enakomerni prehod zvara v osnovni material v prehodni coni, kar je razvidno iz slike 7 in 8. Dejstvo, da je pri varjenju te posode prišlo ponekod do razpok in pojava martenzita, čeprav je preiskava izvarov v splošnem dokazala, da jeklo ni nagnjeno k razpokljivosti pri varjenju, dokazuje, da so bili varilni pogoji neenakomerni, da so varili brez večje pozornosti in odgovornosti. Zato smo pri varjenju naslednjih posod zahtevali predgrevanje materiala na ca. 200° C. Z ozirom na te konkretne probleme pri varjenju jekla Nioval 47 smo raziskovali vpliv tehnoloških pogojev varjenja na kvaliteto zvara. Pre- slika 8 Primer feritno perlitne strukture v prehodni coni pravilno zvarjenega spoja iskava naj bi pokazala, v koliki meri je predgrevanje materiala potrebno, oziroma ali se lahko zahtevano predgrevanje nadomesti z odgovarjajočimi varilno tehničnimi parametri pri operativnem delu. Kot merilo varilno tehničnih sposobnosti jekla smo vzeli trdoto zvara, oziroma prehodne cone, to je nastopanje martenzitne strukture. Trdota v tej prehodni coni naj ne prekorači 300 HV. Mišljenja sem, da je ta meja pri visokovrednih konstrukcijskih jeklih sporna in bo praksa v bodoče pokazala, koliko se lahko ocenjuje sposobnost za varjenje jekla s trdoto, oziroma martenzitno strukturo, upoštevajoč, da ima martenzit z nizko koncentracijo ogljika zadostno žilavost. Varilno tehnični preizkus jekla Nioval 47 po Cabelki kaže, da jeklo ni nagnjeno h krhkosti. Padec žilavosti se opazi le v zvaru (si. 9). OJmm I 1 •N 21 19 17 15 13 11 9 7 K v s / \ / \ i \ v Elektroda : 3,25mm Tok .160 A v / / 6 4 2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Oddaljenost od sredine zvara v mm Slika 9 Rezultati preizkusa nagnjenosti jekla h krhkemu lomu po Cebelki na jeklu Nioval 47 Kakšni so vplivi predgrevanja, dovedene energije in premera elektrode na trdoto prehodne cone Za te preiskave smo uporabili pločevino naslednje sestave: % C Si % Mn °/o Nb °/o V % Al % 0,17 0,37 1,54 0,044 0,06 0,034 Vse preiskave smo opravili na pločevini, debeline 10—30 mm. Varili smo z oplaščenimi elektrodami in v drugi fazi tudi avtomatsko pod praškom. Za varjenje z oplaščenimi elektrodami smo izbrali elektrodo EVB 60, premera 3,25, 4 in 5 mm. Makroskopska ocena vplivov predgrevanja in dovedene energije na izoblikovanje prehodnih con zvara Iz izkušenj tehnike metalografskih preiskav je poznano, da se pri jedkanju posamezne strukturne komponente različno obarvajo. Zato lahko že na osnovi makropregleda spremembe strukture v prehodni coni sklepamo tudi na prisotnost posameznih strukturnih komponent. Čim širša je torej makroskopsko ocenjena prehodna cona, pra-vilnejši je strukturni prehod iz zvara v osnovni material. Primer izoblikovanja prehodnih con pri pločevini debeline 10 mm pri navarjanju z elektrodo 0 3,25 kaže si. 10 in pri pločevini debeline 5 mm si. 11. Slika 10 (Makro) Vpliv jakosti toka na izoblikovanje prehodne cone pri navarjanju z elektrodo 0 3,25 mm Slika 11 (Makro) Vpliv jakosti toka za izoblikovanje prehodne cone pri navarjanju z elektrodo 0 5 mm Makroskopska ocena jasno kaže vpliv dovedene energije na izoblikovanje prehodne cone in se dajo rezultati dobro reproducirati. Pri uporabi elektrode 0 3,25 mm in toku 190 A je oblika prehodne cone popolnoma enakovredna prehodni coni pri navarjanju z elektrodo 0 5 mm in isti jakosti toka 190 A. Vpliv dovedene energije na izoblikovanje prehodne cone je pa z ozirom na odvod toplote viden tudi iz naslednje makroskopske preiskave. Pri debelini pločevine 30 mm (si. 12) je opaziti brez predgrevanja materiala oster prehod zvara v osnovni material in je tudi pri višji jakosti toka opaziti v strukturi martenzit. S predgrevanjem materiala na 300° C (si. 13) se pri maksimalni dovedeni energiji 300 A šele zasledi zmeren prehod zvara v osnovni material brez martenzitne strukture. Če preidemo iz makroskopske ocenitve prehodne cone na bolj natančne ocenitve prehodnih struktur z mikro trdoto, lahko vplive dovedene energije ocenimo bolj eksaktno. Vzemimo primer pločevine 10 mm; varjenje je bilo izvršeno pod optimalnimi pogoji z elektrodo 0 3,25 in 5 mm. Kljub različno dovedeni energiji je razlika v trdotah minimalna. Vidimo lahko, da, neoziraje se na temperaturo predgrevanja, ni zaslediti bistvenih odstopanj v trdoti prehodnih con (si. 14). Iz tega sledi, da je odvod toplote pri tej debelini pločevine mnogo pod kritično hitrostjo ohla- Slika 13 (Makro) Vpliv predgrevanja materiala na izoblikovanje strukture v prehodni coni; elektroda 0 5 mm, temperatura predgrevanja 3001 C Slika 12 (Makro) Vpliv energije na izoblikovanje prehodne cone pri debelini 30 mm; navarjenje izvršeno brez predgrevanja Predgrevanje "C Slika 14 Vpliv dovedene energije na maksimalno doseženo trdoto v prehodni coni pri debelini pločevine 10 mm jevanja, ki naj bi vplivala na izoblikovanje martenzitne strukture. Ti pogoji so bili torej ustvarjeni pri navarjanju z optimalno jakostjo toka. Vpliv dovedene energije in različnega premera elektrode na izoblikovanje trdote prehodnih con »V« zvara pri pločevini debeline 10 mm je pa razviden iz slike 15 za elektrodo 0 5 mm in si. 16 za elektrodo 0 3,25 mm. Pločevino lOmm : Trdote: 250 240 230 220 210 200 190 El energija: 3.25mm ----- 5mm ---- elektroda 6 5mm opt tok 230A elektroda f 3-25mm , opt. tok 160A 130 x 10' 120 110 100 g 90 " Pločevina 10mm — I Elektroda \ 3,25 mm Tok 170 A El. energija 200 J /cm Tok 300A El. energija 330 J/ cm t) 1 0 1 300 290 280 270 260 250 240 230 220 210 200 190 180 170 160 j { H J i r \ M / i \ L- \N / \ / \1 \ 1 >-- \ \ r V 9 8 7 6 5 4 3210123456 7 8 9 V Oddaljenost od sredine vara v mm Slika 16 Diagram razporeditve trdote v prehodni coni zvara v odvisnosti od premera elektrode in dovedene energije Tudi pri premeru elektrode 0 5 mm, vendar nizki dovedeni energiji 120 A, zasledimo v prehodnih conah že kritične vrednosti trdote ca. 300 HV. Ce torej govorimo o kritični hitrosti ohlajevanja, potem je razumljivo, da bo stanje pri pločevini debeline 30 mm popolnoma drugačno. Pločevino smo navarili z elektrodo 0 3,25 in 5 mm z optimalnim tokom 160, oziroma 230 A. Že pri temperaturi pločevine 20° je opaziti vpliv dovedene energije. Trdota pri varjenju z elektrodo 0 3,25 mm je ca. 20 HV višja od trdote dosežene z navarjanjem pri elektrodi 0 5 mm (si. 17). V vsakem primeru je pa trdota prehodne cone 370 360 350 340 330 320 310 300 290 280 270 260 250 240 230 Pločevino 30 mm . Trdote EL energija -Jelektroda i 3.25mm_____[elektroda i 5 mm lopi tok 160A lop/, tok 230A ---[elektroda 6 5 mm---t elektroda i 3.25 mm [opt. lok 230A |opt. tok 160A k N \ \ \ v \ \ \ vv 20 50 KO 150 200 250 300 350 400 450 Predgrevanje v "C KO * 10 130 120 110 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0 Slika 17 Vpliv sekundarno dovedene energije na maksimalno trdoto v prehodni coni zvara pri pločevini debeline 30 mm večja, kot je dovoljeno in je v strukturi prehodne cone prisoten martenzit. Z dodatno dovedeno energijo s predgrevanjem materiala maksimalna trdota prehodne cone pada in pri temperaturi materiala 200° C doseže maksimalno dovoljeno mejo 300 HV. Torej dosežemo šele pri temperaturi predgrevanja materiala na 250° C enako trdoto, kot smo jo ugotovili pri na-varjanju 10 mm debele pločevine brez predgrevanja, to je 260 HV. Kje je torej kritična debelina pločevine pri jeklu kvalitete Nioval 47, to je meja, pri kateri je potrebno pri varjenju pločevino predgrevati? V ta namen smo poizkusili variti pločevino debeline 4 do 30 mm z elektrodo 0 3,25 mm in 5 mm z optimalno jakostjo toka 160, oziroma 230 A. Dobljeni rezultati so razvidni iz naslednje slike 18. Pločevino 30mm: -------f elektroda i 3.25mm lopf. lok 160 A -1 elektroda i 5 mm iopl.lok 230A ca a 360 350 340 330 320 310 300 290 280 270 260 250 240 230 220 __— / / A v V ✓ / X S / / >----< r / / / / / 4 6 8 10 12 14 16 20 22 24 26 28 30 32 Debelina pločevine v mm Slika 18 Potek maksimalne trdote prehodne cone zvara v odvisnosti od debeline pločevine in premera elektrode pri optimalnih pogojih varjenja Preizkusi so jasno dokazali vplive premera elektrode in s tem dovedene energije. Rezultati tega diagrama potrjujejo že prikazane rezultate parcialnih preiskav. Če upoštevamo, da je trdota 300 H V zgornja dovoljena trdota strukture v prehodni coni, potem lahko rečemo, da pri varjenju z elektrodo 0 3,25 mm doseže osnovni material kritično trdoto pri debelini pločevine 16 mm. Pri uporabi elektrode 0 5 mm in višje dovedene energije, se kritična debelina materiala zviša na ca. 26 mm. Avtomatsko varjenje mikrolegiranih jekel s povišano mejo plastičnosti Uvodoma sem že omenil, da mikrolegirana finozrnata jekla lahko varimo tudi avtomatsko pod praškom. V ilustracijo bo prikazal samo nekaj rezultatov. Za varjenje finozrnatih jekel pod praškom smo razvili specialno žico na bazi Mo z oznako EPP2Mo, ki daje v kombinaciji s praškom EP 40 zelo dobre rezultate. Slika 19 kaže primer fizikalnih lastnosti pri pločevini, debeline 15 mm v »V» zvaru. Slika 20 kaže prav tako maksimalno dosežene trdote v prehodnih conah pri avtomatskem varjenju pločevine, debeline 30 mm in obliki zvara »V«. Slika 21 pa kaže razporeditev trdot prehodnih con pri varjenju pločevine debeline 30 mm pri takoimenovanem »X« zvaru. V vseh primerih ugotovimo, da doseže zavar-jeni spoj zadovoljive fizikalne lastnosti, odgovar- Oddaljenost od sredine zvara v mm Zilavost Vtoich pri mkp/cm2 Gs C, 6 kp/mm2 Gg = 64,5 kp/mm2 20°C o°c -20° C 1\7 10 V raz težek 5d-2}% Slika 19 Krivulja trdote zvara in prehodne cone pri jeklu Nioval 47, varjeno z žico EPP 2 Mo in praškom EP 40; debelina pločevine 15 mm, V zvar jajoče osnovnemu materialu Nioval 47. Tudi žila-vost materiala, ki je pri avtomatskem varjenju kritična, doseže pri nizkih temperaturah zadovoljive vrednosti. 5 Oddaljenost od sredine zvara v mm Zilavost Vhotch pri 20°C 0°C ~20°C mkp/cm2 13,5 ~ 8,25 <$(= 47,8 kp/mm2 raztezek 5d =21,5% 6^=63,9 kp/mm2 Slika 20 Krivulje trdote zvara in prehodne cone pri jeklu Nioval 47, varjeno z žico EPP 2 Mo in praškom EP 40; debelina pločevine 30 mm, V zvar Oddaljenost od sredine zvara v mm Zilavost 1boich pri mkp/cm2 Gs-47,5 kp/mm2 6b = 63,6 kp/mm2 20°C 0°C -20° C 9 7 6,7 raztezek 5 d =22% Slika 21 Krivulje trdote zvara in prehodne cone pri jeklu Nioval 47, varjeno z žico EPP 2 Mo in praškom EP 40; debelina pločevine 30 mm, X zvar Zaključek Iz navedenih rezultatov preiskav je razvidno, da lahko z različnimi parametri pri varjenju bistveno vplivamo na fizikalne lastnosti zvara. Z dodatki legurnih elementov v mikrokoličinah le-ti vplivajo na zniževanje kritične hitrosti ohlajevanja jekla in povečujejo nevarnost za pojav martenzitne, oziroma kvazimartenzitne strukture v jeklu. Pri varjenju jekla je torej potrebno izbrati take parametre varjenja, premer elektrode in ja-kost toka ter hitrost varjenja, oz. število navarje-nih plasti, da so ti pogoji prilagojeni debelini pločevine. Pogoji morajo biti prilagojeni hitrosti ohlajevanja, ki mora biti pod kritično hitrostjo ohlajevanja jekla, če teh pogojev ni mogoče ustvariti z energijo, dovedeno z dodajnim materialom, to je z elektrodo, potem je nujen dovod sekundarne energije s predgrevanjm materiala. če se na osnovi vseh zbranih rezultatov varilnih preizkusov in ugotavljanju vpliva dovedene energije na izoblikovanje prehodnih struktur povrnem na konkretni primer razpok pri varjenju visokotlačnih posod, potem lahko ugotovimo naslednje: Jeklo je bilo normalno varljivo. Občasno nastopanje martenzitne strukture in razpok, ki so bile ugotovljene z rentgensko analizo, je posledica nepravilnega tehnološkega postopka varjenja. Na mestih razpok je varilec prižigal elektrodo, in to na popolnoma ohlajeni konstrukciji. Ker s samo dovedeno energijo tega mesta ni pregrel, oziroma je takoj nadaljeval z normalnim varjenjem, je prišlo na teh mestih do martenzitne strukture in opisanih razpok. Ker ni bilo mogoče zagotoviti pravilnega tehnološkega postopka varjenja, smo nadaljnje varjenje konstrukcije izvršili s predgrevanjem, kar je zagotovilo kvalitetne spoje. Rezultati preiskav so torej dokazali, da je mikrolegirano finozrnato jeklo dobro varljivo z oplaščenimi elektrodami pod pogojem, da je zagotovljena konstantna tehnologija varjenja. Poudarili smo tudi že zahtevo, da mora pri izbiri dodaj nega materiala in varilnih parametrov sodelovati varilni tehnolog, ki bo z ozirom na zahtevnost konstrukcije in razpoložljiv kader varilcev določil pravilno tehnologijo varjenja jekla. Kakor se zahteva od metalurga večje znanje in pazljivost pri izdelavi in predelavi finozrnatih mikrolegiranih jekel, tako so upravičene zahteve, da tudi konstrukterji, varilni tehnologi in varilci varijo taka jekla s posebnim posluhom za kvaliteto in z vso odgovornostjo. Varljivost finozrnatih mikrolegiranih jekel sem ocenjeval kot metalurg. Prepričan sem, da je pri vrednotenju in ocenjevanju varljivosti materiala potrebno upoštevati tudi varilno tehnološke možnosti. Brez dvoma bo pa sodelovanje metalurgov in varilnih tehnologov prispevalo k večji uporabi mikrolegiranih finozrnatih jekel s povišano mejo plastičnosti tudi v naši kovinsko-prede-lovalni industriji. Literatura 1. H. Wirts: Das Verhalten der Stahle beim Schvveissen I, II Band 44, DVSGMBH Diisseldorf 1966, 1968. 2. E. Bain: Alloying Elements in Steel. Metals Park, Ohio 1962. 3. E. Sudasch: Schweisstechnik, Carl Hauser Verlag Miin-chen 1959. 4. Welding High Strength Steels, American Society for Metals 1970. 5. Mandry-Namdar-Wache: Precipitation de carbonitrures de Niobium dans les aciers de construction sudables. Revue de Metallurgie št. 8—9 1969. 6. L. Maoer - D. Schauvvindhold: Einfluss von Niob auf die Eigenschaften unlegierter schweissbarer Baustahle. Stahl u. Eisen No 1, 1967. 7. M. Economopoulos - T. Greday: Recherches sur les aciers de construction soudables a haute resistance. C. N. R. M. No 1, 1961. 8. W. B. Morrison - J. H. Woodhead: The influence of small niobium additions on the mechanical properties of com-mercial mild steels. Journal of the Iron and Steel Institute No 1, 1963. ZUSAMMENFASSUNG Die mikrolegierten Elemente verursachen im Feinkorn-baustahl das Vorkommen bainitischer und martensitischer Struktur in der "Obergangszone der Schweissverbindung. Trotzdem, dass der Martensit mit niedrigem Kohlenstoff-gehalt noch eine geivisse Kerbschlagzahigkeit besitzt, ist dessen Anvvesenheit in hochbeanspruchten ge.schweissten Konstruktionen nicht erwiinscht. Die zulegierten Elemente Nb und V vermindern auch in Mikromengen die kritische Abkiihlungsgeschwindigkeit, welche beim Schvveissen von der Warmeableitung bzw. von der Blechdicke abhangig ist. Durch die Untersuchungen uber den Einfluss der einge- tragenen primaren und sekundaren VVarmeenergie haben wir bewiesen, dass eine richtige Schweisstechnologie bei geniigenden VVarmeeintragen der primaren Energie auch das Schvveissen dicker Bleche ohne Vorvvarmung er-moglicht. Dabei ist die Schweissgeschwindigkeit und den Elektrodendurchmesser der Blechdicke anzupassen. Bei den Untersuchungen iiber den Einfluss der Warme-eintrage war ein Maas fiir die Schvveissbarkeit des Materials eine hochstzulassige Harte in der Schweissver-bindung von 300 Einheiten nach Vickers, und eine geeignete Verteilung der Gefiige-bestandteile in der Obergangszone der Schweissverbindung. SUMMARY Added microalloying elements cause in fine grained steel phenomena of bainitic and mart.ensitic structure in the transition zone of the weld. Though martensite with small carbon concentration has certain toughness its pre-sence in higly loaded welded constructions is not wanted. Added elements Nb and V even in micro amounts influence the reduction of the critical cooling rate of steel which is in welding controlled by heat transfer or plate thickness. Influence of the supplied primary and secondary energy was investigated and results showed that correct technology of vvelding, i. e. sufficient primary supplied energy enables welding of the thickest sheet without material preheating. Welding rate and electrode diameter must be adjusted to the sheet thickness. When influence of the supplied energy was investigated the standard for weldabilitiy of the material was then as maximal allowed hardness of 300 HV in the weld and corresponding distribution of structure components in the transitional weld zones. 3AKAIOHEHHE ripiiMHiia noHBAeHiia GeiiHtiTHoii n MapTeH3HTHofi cTpyKTypbi B nepex0AH0H 30He CBap0HH0ra niBa coctoht b AoSaBKH MUKpoAcni-pyioiunx 3AeMeHTOB. HecMOTpa Ha to, hto MapTeH3HT npn hh3koh KOHueHTpamui yrAepoAa HMeeT eiqe onpeAeAeHHyio B33KOCTb ero HaAHMHe B BbICOKO Harpy5KeHHbIX CBapOHHLIX K0HCTpyKUH8X He-JKeAaTeAtHO. AoSaBOIHLie 3ACMCiITl.il Nb H V AaJKe B MHKpOKOAHMCCTnaX BAH5HOT Ha yMeHbUieHHH gblCTpOTbl OXAa>KAeHHH CTaAH 1TO 3aBHCHT OT OTBOAa TenAOTbI COOTBeTCTBCHO OT TOAHJHHbl HteCTH BO BpeMH CBapKH. HccAeAOBaHneM AOKa33H0, ito npn tomhom BbinoAHeHnio npeA-Ha3naHeHott texh0a0rhh CBapKH t. 3. npn aoctatohhoil noAa™ riepBHMHOH SHepTHH MO>KHO CBapHBaTb H 60Aee TOACTyra 5KeCTb 6e3 noAorpeBa. IIpii 3TOM Heo6xoAHAio 6bicrpOTy CBapKH H AHaMerp 3AeKTpOAbI COTAaCOBaTb C TOAmHHOH JKeCTH. nPH 3t0m HCCAeAO-BaHHlO BAHSHHH BBeAeHHbIH 3Hepnm MacuiTa6 oueHKH CBapAHBae-mocth MaTepnsAa 6biAa orpaHH^eHa Ha MaKCHMaAbHO 300 Hv h co-0TBeTCTByi0niHM pacnpeAeAeHHeM KOMnoHeHT b nepexoAHbix 30Hax cBapoMnora uiBa. ZDRUŽENO PODJETJE SLOVENSKE ŽELEZARNE £ LJUBLJANA ŽELEZARNA JESENICE JESENICE SRS JUGOSLAVIJA NOVO! ARGON — čistoče 99.99 % ARGON za varjenje nerjavih jekel ARGON za rezanje s plazmo ARGON za spektografijo ARGON za proizvodnjo polprevodnikov ARGON za proizvodnjo žarnic ARGON kot zaščitni interni plin Bogdan Stocca, dipl. inž. Železarna Jesenice DK: 669.14.018.8 ASM/SLA: F 21 b, Q 23 p, SSe Vzroki slabe plastičnosti jekel tipa 18/8 UVOD Pri valjanju nerjavnih jekel tipa 18/8 na bluming ogrodju smo ugotavljali na površini blokov številne raztrganine. Vzroke za nastanek teh napak smo iskali v slabi plastičnosti jekla. V ta namen smo izdelali preiskave torzije in trganja v temperaturnem območju 800—1250° C, preiskave vpliva temperature in časa ogrevanja na naraščanje avstenitnega zrna in predvsem preiskave vpliva različnih vsebnosti kisika in S02 na stopnjo oksidacije. Globino in potek oksida-cije smo določevali metalografsko. SPLOŠNO Po stari tehnologiji smo nerjavna jekla tipa 18/8 valjali na težki progi 0 750 iz 1000 kg blokov. Bloki so se ogrevali v potisnih pečeh, kurjenih z generatorskim plinom. Valjanje je potekalo brez težav, površina valjancev pa je bila lepa, brez površinskih napak. Pri osvajanju nove tehnologije valjanja na novi bluming valjarni smo naleteli na številne težave, ki so se kazale predvsem v slabi površini valjancev. Bloke, oziroma ingote, težke cca 5,4 t, in brame, težke cca 4,2 in 9,2 t smo pred valjanjem ogrevali v globinskih pečeh, ki so bile kurjene z mazutom. Pri očni kontroli valjancev med valjanjem smo ugotavljali, da so nastajale na površini blokov razpoke že po prvih odvzemih, in to pri temperaturah nad 1150° C. Te razpoke so bile več ali manj globoke. V začetku so bile te razpoke neizrazite in maloštevilne, s povečano stopnjo deformacije pa so postajale vedno bolj izrazite in številnejše. (Slika 1 in 2.) Razpoke so se začele pojavljati najprej na robovih in na glavah blokov. Slika 2 Raztrganine na površini slaba Opazovanja so nam tudi pokazala, da so bili bloki iz iste komore globinske peči več ali manj podvrženi enaki razpokljivosti, seveda ob enaki stopnji deformacije. Izjema so bili le tisti bloki, ki so ležali tik ob gorilcu. Intenziteta teh površinskih napak ni bila vedno enaka. Pri nekaterih blokih, oziroma šaržah smo zasledili razpoke po celi površini, kot je raz- Slika 1 Slika 3 Raztrganine na površini bloka Raztrganine na površini slaba vidno na sliki 1 in 2, pri drugih pa samo na robovih, oziroma na robovih in v sredini valjancev. (Slika 3.) Mesta raztrganin smo metalografsko analizirali in ugotovili številne razpoke, ki so se proti sredini tanjšale. Te razpoke so običajno potekale več ali manj poševno, odvisno od stopnje deformacije (Glej sliko 5 in 6.) Pretežna večina valiancev pa je imela ne glede na obsežnost napak skoraj vedno raztrgane robove. (Slika 4.) Druge razpoke pa so bile močno razvejane. (Slika 7.) Vzroke za omenjeno razpokljivost smo najprej iskali v neugodni liti strukturi in v temperaturni nehomogenosti blokov. Problem smo poskušali rešiti z rekristalizacijo po deformaciji. V ta namen smo bloke iste šarže, ki so bili istočasno ogreti pod enakimi pogoji, različno deformirali, s tem da smo -izvedli večje ali manjše začetne odvzeme, vendar brez vsakršnega uspeha. Tudi ponovno Slika 6, 100 X — Raztrganine Slika 4 Raztrgani robovi na slabih Slika 7 100 x — Raztrganine Slika 5 100 X — Raztrganine ogrevanje po izvršeni deformaciji ni dalo pozitivnega rezultata. Ker nam zgoraj navedene preiskave niso prinesle zaželjenega uspeha, smo pristopili k drugim preiskavam za ugotavljanje plastičnosti jekla. V ta namen smo v laboratorijskem merilu izdelali preiskave torzije in trdnosti materiala, in to v temperaturnem območju med 800—1250° C. Bloke, ki smo jih izdelali v laboratorijski 5 kg VF peči, smo prekovali v preizkušance primernih dimenzij. Da bi delo poenostavili, smo izdelali preiskave le na kvaliteti Č 4582, katere okvirna analiza je razvidna na tabeli 1. Izbrali smo si torej sestavo z visoko vsebnostjo niklja, da bi se izognili feritno-avstenitni strukturi in njenemu morebitnemu vplivu na plastičnost jekla. Struktura tega jekla v kovanem in gašenem stanju je razvidna na sliki 8. Tabela 1 Kemična analiza: % C Si Mn P S Cr Ni Nb Al Mo 0,05 — 0,50 — 0,07 0,60 1,30-1,50 max. 0,025 max. 0,015 19—20 10,5-11,5 10 x C 0,020 -0,050 sledi V W 70 60 50 tO 30 20 10 0. - Gin ---- (rf -—- cTs __VJ- \ r S 400 Slika 10 Oblika preizkušanca za preiskavo torzije Preizkušance smo ogrevali v silitni peči, v atmosferi dušika in vodika (razmerje 80:20) in v temp. intervalu 800—1250° C. Da bi se čimbolj približali pogojem ogrevanja blokov v globinskih pečeh, smo preizkušance ogrevali v časovnem in- 800 850 900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 — Temperatura °C Slika 11 Rezultati torzijskih preiskav tervalu od 15 min. do 5 h. Iz rezultatov, ki so razvidni na diagramu slike 11, je jasno, da plastičnost jekla močno narašča z naraščajočo temperaturo in da je čas ogrevanja, oziroma čas temperaturne homogenizacije samo ugodno vplival na plastičnost jekla. Plastičnost jekla je pri temperaturi nad 1150° C najvišja. Površina preizkušan-cev po prelomu ni imela razpok, vidnih s prostim očesom. VPLIV TEMPERATURE IN ČASA NA NARAŠČANJE ZRN Da bi ugotovili vpliv temperature in časa ogrevanja na naraščanje avstenitnih zrn in s tem vpliv velikosti zrn na plastičnost jekla, smo izdelali še preiskave velikosti kristalnih zrn in to v istem temperaturnem in časovnem intervalu kot torzijo, oziroma mehanske lastnosti. Vse preiskave smo vršili na kovanih vzorcih. Rezultati, ki smo jih dosegli, so razvidni na diagramu slike 12. 5 V' / .// // h V / /—15 min. —^ ---- 850 900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 -— Temperatura °C Slika 12 Velikost zrn v odvisnosti od časa in temperature ogrevanja Na podlagi doseženih rezultatov lahko sklepamo, da naraščanje zrna ni tako veliko, da bi lahko občutno vplivalo na plastičnost jekla. Zrno začenja počasi naraščati šele pri temperaturah nad 1000° C. Čas ogrevanja nima bistvenega vpliva, vsaj pri zgoraj navedenih pogojih, na naraščanje zrna. Na podlagi rezultatov trganja, torzijskih preiskav in deloma na podlagi metalografske analize velikosti zrn smo prišli do zaključka, da razpoke pri valjanju blokov niso nastale zaradi slabe plastičnosti jekla, zato smo vse preiskave usmerili k študiju tehnologije ogrevanja, predvsem pa k študiju vpliva atmosfere peči na stopnjo oksi-dacije. VPLIV ATMOSFERE NA STOPNJO OKSIDACIJE Številni avtorji so se že ukvarjali z vplivom temperature, časa ogrevanja in atmosfere peči na nastanek napak na površini blokov, slabov itd. in s posledicami, ki jih taka površina ima na plastičnost jekla. Posebno problematična je postala predelava valjancev avstenitnih in avstenitnoferitnih jekel s prehodom na mazutno ogrevanje zaradi visoke vsebnosti žvepla v gorivu. Ker smo tudi naše globinske peči kurili z mazutom, nas je zanimal vpliv atmosfere in v njej prisotnega žvepla in kisika na stopnjo oksidacije, oziroma na razpokljivost valjancev pri valjanju. Jekla tipa 18/8 so zlitine, ki vsebujejo v glavnem železo, krom in nikelj in je zato njihova škaja sestavljena pretežno iz oksidov teh treh elementov, to je iz FeO, Fe304, Fe203, Cr203 in NiO, odnosno iz kombiniranih oksidov. Ta jekla vsebujejo poleg omenjenih elementov še manjše količine silicija in mangana, ki tudi tvorita okside. Kakor je razvidno na sliki 13, ima Cr203 nizek parcialni pritisk in razen Si02 in MnO je to najbolj stabilen oksid od vseh zgoraj navedenih. NiO je z druge strani neobstojen. Parcialni pritisk kisika v Fe304 in FeO je manjši kot pri NiO. To pomeni, da je malo možnosti, da bi se NiO nahajal v notranjem sloju oksidne plasti, železo oksidira prvo in nikelj ostane kot kovinska faza. Nikelj pa lahko nastopa v zunanji plasti škaje kot kompleksna spojina NiCr204. Transport mase skozi oksidne faze je zelo pomemben. Skozi wiistit in magnetit poteka difuzija ionov železa, skozi hematit pa difuzija kisika. Vpliv žvepla na proces oksidacije S02 ima glede na prisotnost 02 in CO v dimnih plinih odločujoč vpliv na nastanek škaje. Nastanek sulfidov na kovinski površini je odvisen od parcialnega pritiska žveplenih hlapov v atmo- — Temperatura °C Slika 13 Diagram potencialov kisika sferi. Vsak sulfid je pri določeni temperaturi v ravnotežju z določenim parcialnim pritiskom žvepla. Tako kakor diagram potencialov kisika lahko narišemo tudi diagram potencialov žvepla. Diagram na sliki 14 nam prikazuje potenciale žvepla v trdih in plinastih komponentah. 40 -40 8 -Sc -SO ■120 -160 o <1 -200 H. + 5? -21 Y5 -« . s2= 2C0^ bHgS__ Ts&jo^s^so _ 3Ni *S^Ni3S2 2Fe+ S2=2FeS 2t> z 2 Mn — s^O r ,.. -——-SO 30^ Pri atmosferah, ki vsebujejo žveplo, je tendenca nastanka sulfidov ali oksisulfidnih komponent. Te komponente, ki imajo pogostokrat zelo nizka tališča, lahko preprečujejo tvorbo zaščitnega oksidnega sloja. Komponente niklja z žveplom imajo posebno nizka tališča. Sulfid Ni3S2 ima tališče pri 787° C, medtem ko tvori komponenta Ni—Ni3S2 evtektik s tališčem pri 645° C. Z naraščajočo vsebnostjo FeS v nikljevem sulfidu temperaturna točka tališča sicer nekoliko naraste, tako da ima spojina 2FeS.N3S2 tališče pri 880° C. Iz diagrama na sliki 15 je razvidno, da je pri plinskih atmosferah, ki ne vsebujejo žvepla, stopnja oksidacije pri temperaturi 1050° C višja, če te vsebujejo kisik (krivulja A), manjše pa, če vsebujejo CO (krivulja B). Večjo stopnjo oksidacije si tolmačimo s krhkostjo škaje, ki nima za to zaščitne funkcije odnosno vloge. Iz diagrama na sliki 16 pa je razvidno, da je stopnja oksidacije pri 1050° C v atmosferah, ki vsebujejo S02, zelo visoka, če v atmosferi ni prisotnega kisika in majhna, če ta vsebuje kisik. Iz vsega zgoraj navedenega je torej razvidno, da je prisotnost S02 v dimnih plinih zelo škodljiva. Izpremembe v stopnji oksidacije zaradi prisotnosti žvepla v atmosferah, ki vsebujejo CO, je združena s popolno spremembo strukture škaje. Ta škaja ni točno definirana. Začenja se tvoriti s penetracijo vzdolž meja zrn. Vplivi različne vsebnosti S02 na stopnjo oksidacije v rahlo reduktivni atmosferi (krivulja A) 6 N O) I 50 40 JO 20 10 1 l/ / / / / / / i/ / / ____ -—S~~ t 0 30 60 90 120 Čas v min. Slika 15 Stopnja oksidacije jekla pri 1050° C: krivulja A — 16 °/o CO?, 1,5 % O., 82 % N>; krivulja B — 15 % CO:, 1,0 % CO,, 84 % N2 40 200 400 600 800 1000 1200 — Temperatura °C Slika 14 Diagram potencialov žvepla I O) •s 20 I (t 10 / _____...___ » ___ ---- ---- 10 20 30 Cas v min. Slika 16 Stopnja oksidacije jekla pri 1050° C: krivulja A — 15 % C02, 1,5 % CO, 0,1 % SO2, 83 % N2; krivulja B — 15 %C02, 1,5 % CO, 84 % N2; krivulja C — 16 »o CO,, 1,5 % Oj, 0,1 % SO;, 82 % N2; krivulja D — 16'% CO,, 1,5 % Oi, 82 % Nj in v rahlo oksidativni atmosferi (krivulja B) pri temperaturi 1050° C prikazuje slika 17. V atmosferi, vsebujoči 1.5 % 02, je stopnja oksidacije praktično neodvisna od vsebnosti S02. V redukcijski atmosferi pa je stopnja oksidacije močno odvisna od vsebnosti S02. Različen vpliv žvepla na oksidacijske procese v oksidacijskih in redukcijskih atmosferah si tolmačimo s pomočjo parcialnega pritiska žveple-nih hlapov v različnih plinskih mešanicah in temperaturah. V reduktivnih atmosferah je parcialni pritisk hlapov žvepla dovolj visok, da dovoljuje tvorbo nizkotalečih Ni in Fe sulfidov. Z druge strani pa je v dimnih plinih, ki nastanejo pri prebitku zraka, oziroma kisika parcialni pritisk hlapov žvepla prenizek, da bi nastali sulfidi. številni avtorji so se ukvarjali tudi z vplivi H2 in H2O na stopnjo oksidacije. Kakor je v tabeli 2 Tabela II. Cas Sestava plinov v % naraščanje teže min. co2 co h20 h2 o2 n2 so, gr/m2 5 13.1 3.2 9.9 13 — 72.5 — 4 5 9.0 2.1 6.8 0.9 — 81.1 0.1 11 15 14.9 — 12.7 — 1.0 71.4 — 5 15 13.4 — 11.4 — 3.4 71.7 0.1 3 15 11.8 1.0 9.5 0.5 — 77.2 - 4 15 8.7 1.9 6.6 0.8 — 81.9 0.1 31 30 16.7 — 14.2 — 1.5 67.6 - 7 30 14.1 — 12.0 — 1.9 71.9 0.1 6 30 10.1 1.3 7.6 0.5 — 81.5 — 8 30 9.2 1.8 7.0 0.8 — 81.8 0.1 135 I .5» I 200 160 120 80 40 0' * Cas: 30 min. s J - 0 0,1 02 0,3 0,4 0,5 0,6 % S02 Slika 17 Vpliv SOj na stopnjo oksidacije pri 1050 ° C: krivulja A — 15 % CO, 1,5 °/o CO; 83 % Ni, 0,1 do 0,6 % SO»; krivulja B — 16 % C02, 1,5 % O;, 82 % Na, 0,1 do ,06 % SO; razvidno, nimata H2 in H20 bistvenega vpliva na stopnjo oksidacije niti v oksidativnih niti v reduk-tivnih atmosferah. Izvedba preiskav Preden bi pristopili k opisu preiskav vpliva atmosfere na nastanek razpok pri valjanju, bi na kratko opisali tehnologijo ogrevanja nerjavnih jekel avstenitno in avstenitno-feritnega tipa v globinskih pečeh, torej ogrevanje, ki je, kakor bomo kasneje videli, najbolj odločilno vplivalo na potek valjanja, oziroma na nastanek razpok. Šarže jekla tipa 18/8, torej kvalitete C 4582, smo izdelovali v 60 t elektropeči in vlivali v 4.2, 5.4 in 9.2 t bloke. Ostali pogoji so bili naslednji: Track Time..........3—4 h Temperatura blokov ob zakladanju . 800—900° C Čas ogrevanja......... 20—24 h Homogenizacija pri temperaturah . 800—900°, 1100 in 1250° C Flasch burning na 1300° C .... 1 h Končna temperatura blokov . . . 1280 do 1300° C Komore smo kurili z mazutom, ki je vseboval od 0.7—2.2 % S. Vsebnost S02 v dimnih plinih je nihala med 0.04—0.12 %. Mazut smo razprševali z vodno paro. Komore smo kurili z različnim zračnim prebitkom, tako da je vsebnost kisika v dimnih plinih močno nihala. S pomočjo Orsatovega aparata smo določevali še ostale plinske komponente. Sestava teh komponent je bila naslednja: C02 = 12.0—17.0 % CO = 0 % O, = 1.5—8 % S02 = 0.07—0.12 % Količina pare v dimnih plinih je bila zelo visoka, in sicer med 14—16 %. Pri določevanju programa laboratorijskih preiskav smo skušali zajeti vse tiste faktorje, ki naj bi vplivali na nastanek razpokljivosti pri valjanju. Obenem smo se skušali čimbolj približati pogojem dela v globinskih pečeh. Zadali smo si za nalogo ugotoviti: 1. Vpliv različne vsebnosti kisika na stopnjo oksidacije pri različnih temperaturah in časih 2. Vpliv različne vsebnosti S02 na stopnjo oksidacije v nevtralnih in v oksidativnih atmosferah, in to pri različnih temperaturah in časih. Za preiskave smo si izbrali preizkušance v litem stanju, ki smo jih izrezali iz 5 kg blokov, katerih okvirna analiza je razvidna na tabeli I. Površino preizkušancev smo mehansko obdelali in brusili do papirja, granulacije 400/2 ter končno razmastili v trikloretilenu. Dimenzija preizkušancev je znašala 25 X 15 x 15 mm. Na sliki 18 je shematsko prikazana naprava za pripravo plinske mešanice z rotametrom in C02 === SCfe termoelement izhod plina merilec termostat plinskega preteka preiskulanec Slika 18 Shema naprave za tvorbo plinske mešanice s pečico silitno pečico. V pečici se je nahajala na obeh straneh zatesnjena kvarčna cevka s termoelemen-tom. Preizkušance smo vlagali v sredino cevke tik ob termoelementu. Pred začetkom ogrevanja smo cevko prepiho-vali z isto plinsko mešanico, ki je služila za preizkus stopnje oksidacije. V isti atmosferi se je preizkušanec tudi ohlajeval do cca 100° C. Pretok plinov je znašal cca 25 1/1 h. Stopnjo oksidacije smo preiskovali v naslednjih plinskih mešanicah in pogojih: a) 02 = 1.0, 3.0, 5.0 % S02 = 0 % N2 = ostalo Čas ogrevanja: 60 in 180 min. Temperatura: 1100, 1250 in 1300° C b) C02 = 14 % S02 = 0.1, 0.3 in 0.6 °/o 02 = 0, 1.0, 3.0 in 5.0 °/o N2 = ostalo Čas ogrevanja: 60, 180 in 300 min. Temperatura: 1100 in 1250° C Preiskav v atmosferah, vsebujočih H20, nismo izdelali, ker bodo predmet nadaljnih raziskav. Po končanem preizkusu smo na slehernem preizkušancu izdelali metalografsko preiskavo za ugotovitev velikosti stopnje oksidacije. Določevali smo debelino, oziroma globino oksidirane plasti v mm. Preiskavo pri dobivanju teže preizkušanca nismo izdelali, ker nas je zanimal poleg globine tudi potek oksidacije. Rezultati, ki smo jih dosegli, so podani v diagramih in slikah. Vpliv 02 na stopnjo oksidacije Preiskave stopnje oksidacije smo izdelali pri različnih temperaturah in časih ogrevanja ter pri različnih vsebnostih kisika. Kakor je iz diagramov na sliki 19, 20 in 21 razvidno, je bila stopnja oksidacije pri 1 % 02 minimalna, do 1250° C, pri 5 % 02 pa velika, posebno pri temperaturah nad 1250° C. Maksimalno globino oksidacije 1.2 mm smo dosegli pri temperaturi 1300° C in času 180 min. Na preizkušancih, ki so bili izpostavljeni vplivu različnih % 02, smo izdelali še metalo-grafske preiskave, da bi ugotovili velikost in obliko oksidirane plasti. Slika 22 nam prikazuje stopnjo oksidacije v atmosferi 1 % 02 (ostalo N2), pri temperaturi 1200° C in času 1 h. Vidna je zelo tanka oksidna plast in rahlo oksidirane meje zrn. Slika 23 nam prikazuje presek preizkušanca, ki je bil izpostavljen atmosferi 1 % 02, (ostalo N2), pri temperaturi 1200° C in času 3 h. Lepo je vidna nekoliko močnejša oksidiranost meja zrn. Slika 24 pa nam prikazuje presek preizkušanca, ki je bil izpostavljen atmosferi 5 % 02 (ostalo N2), pri temperaturi 1300° C in času 1 h. OA Q3 0,2 0,1 a c ■a o O Q01- 1 02 - 3 S/^lh 03 c 0,1 a 0j05 c 0j04 "g 0.03 0.02 0,01 o C -S O 0,1 0D2 1100 VSO 1200 1250 Temperatura v °C Slika 19 Globina oksidacije pri 1 °/o 0_, 1300 3 % 0, / 3» "7* V00 1150 1200 1250 Temperatura v °C Slika 20 Globina oksidacije pri 3 % O; 1300 5 % 02 3*____ V00 1150 1200 1250 1300 Temperatura v °C Slika 21 Globina oksidacije pri 5 % 0; Zelo lepo je vidna izredno močna oksidacija površine. Oblika plasti nam kaže, da je oksidacija potekala istočasno frontalno in po mejah zrn. Iz vsega zgoraj navedenega je razvidno, da nevarnost oksidacije v atmosferah 02 in N2 močno narašča z naraščajočo vsebnostjo kisika, temperature in časa ogrevanja. Ta oksidacija postaja posebno intenzivna pri temperaturah nad 1250° C. Stopnjo oksidacije, ki je razvidna na sliki 24, lahko povzroča lomljivost valjancev pri valjanju. Vpliv S02 in 02 na stopnjo oksidacije V naslednjih preiskavah nas je predvsem zanimal vpliv različne vsebnosti S02, v atmosferah, vsebujočih cca 14 % C02 in od 0 do 6 % 02, na debelino oksidnega sloja in na potek oksidacije. Preiskave smo izvedli pri temperaturah 1100 in 1250° C. Čas ogrevanja pa je nihal v intervalu od 60—300 min. Diagram slike 25 nam prikazuje vpliv različne vsebnosti S02 na stopnjo oksidacije pri 0 % 02 in enournem ogrevanju. Stopnja oksidacije, ki je pri 1100° C neznatna, postaja nekoliko večja pri temperaturah nad 1250° C, posebno pri višjih vsebnostih S02. Slika 24 100 x — Stopnja oksidacije pri vsebnosti 5 % 0_, Diagram na sliki 26 nam prikazuje stopnjo oksidacije pri 1 % 02 in enournem ogrevanju v odvisnosti od vsebnosti S02. Oksidacija je pri 1100° C kakor tudi pri 1250° C majhna, ne glede na vsebnost S02. Diagram na sliki 27 pa nam prikazuje stopnjo oksidacije pri 5 % 02 in pri enournem ogrevanju. Stopnja oksidacije je še manjša kot pri 0 %, oziroma pri 1 % 02. Diagram na sliki 28 nam podaja režime rezultatov vpliva 02 in S02 na stopnjo oksidacije pri temperaturi 1250° C in času 1 ure. Kakor je iz diagramov razvidno, je v atmosferah, ki vsebujejo S02, stopnja oksidacije večja, čim manjša je vsebnost kisika, čim večja je vsebnost S02 in čim daljši je čas ogrevanja. Največja nevarnost oksidacije obstoja v atmosferah, ki so brez kisika. 0,6 %S0Z Slika 25 Stopnja oksidacije v odvisnosti od vsebnosti SO,. Atmosfera: 14 % CO,; 0 % 02; 0,1 do 0,6 % SO2, ostalo N; Slika 22 100 x — Stopnja oksidacije pri vsebnosti 1 % O, Slika 23 100 x — Stopnja oksidacije pri vsebnosti 1 % O, 0,6 0,5 0,4 0.3 c o ■P" 3 V 0,05 lh %0, = 1 1100° C - 1250° C---- - ---- 0.1 0,3 0.6 %S02 0.6 0,4 0.3 Z 0,2 o c o o> •n S 0,1 0,05 lh %0t = 5 1100° C- 1250°C---- - 0.1 0.3 Slika 27 Stopnja oksidacije v odvisnosti od vsebnosti S02 — Atmosfera: 14 °/oC02; 5 % 0;; 0,1 do 0,5 % SO2, ostalo N2 Kljub navedenemu pa je stopnja oksidacije v zgoraj navedenih pogojih tako majhna, da ne more poškodovati površine izkušanca, in to v takšni meri, da bi bila zmanjšana njegova plastičnost. Izdelali smo še preiskave vpliva različnih vsebnosti kisika in S02 na stopnjo oksidacije pri 1100 in 1250° C ter pri 5 urah ogrevanja. S temi preiskavami smo se skušali približati časovnim pogojem in vsebnosti kisika v globinskih pečeh. Rezultati, ki smo jih dosegli, so razvidni na diagramih. Na sliki 29 je razviden vpliv S02 na stopnjo oksidacije v atmosferah, ki so brez kisika. Ta stopnja oksidacije je zelo visoka pri 1250° C, neznatna pa pri temperaturi 1100° C. 0,6 0,5 0,4 E S i. 0.3 0,2 S 0.1 1250% 1h -0 % Oi ---1 V.O2. ---— 5% 02 ---- " Slika 26 Stopnja oksidacije v odvisnosti od vsebnosti S02 — Atmosfera: 14 % CO2; 1 % 02; 0,1 do 0,6 »/o SO2, ostalo N, 0,1 0.3 0,5 0,6 %S02 Slika 28 Vpliv O2 in SO2 na stopnjo oksidacije pri 1250° C in eno- tirnem ogrevanju 0,6 0.5 S E 0.4 0.3 8 0,2 I * m -I 0,6 '/.SO, 5" %Gj=0 V00°C- 1250°C--- / / —-— / S* Slika 29 Stopnja oksidacije v odvisnosti od vsebnosti S02 — Atmosfera: 14% C02; 0 % Ch; 0,1 do 0,6% SO2, ostalo N2 Slika 30 nam prikazuje rezultate, ki smo jih dosegli pri 1 % 02. Stopnja oksidacije je pri 1100° C majhna, pri 1250° C pa nekoliko večja, vendar občutno manjša kot v atmosferi, ki ne vsebuje kisika. Rezultate stopnje oksidacije v odvisnosti od vsebnosti S02 pri 5 % 02 pa nam podaja slika 31. Stopnja oksidacije je zelo majhna, ne glede na temperaturo ogrevanja. Diagram na sliki 32 pa nam podaja režime rezultatov vpliva različnih vsebnosti 02 in S02 na stopnjo oksidacije pri 1250° C in času ogrevanja 5 ur. Iz diagrama je razvidno, da je stopnja oksidacije pri 0 % 02 izredno visoka in odvisna od vsebnosti S02. Taka stopnja oksidacije povzroča c o p> 'o N 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0,05 5 h °/.0- 1 1100° c - 1250 X ---- ____—" - 0,1 Q3 0,6 %SOz C o O) •N 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0,05 % 02 = 5 1100 °C - 1250° C--- - 0,1 0,3 0,6 % S02 Slika 31 Stopnja oksidacije v odvisnosti od vsebnosti S02 — Atmosfera: 14 % CO2; 5 % O2; 0,1 do 0,6 % SO,, ostalo N2 močno poškodovanje površine, kar nedvomno vpliva na poslabšanje plastičnosti jekla in na nastanek razpoki j ivosti pri valjanju. Stopnja oksidacije v atmosferah, ki vsebujejo 02 pa je majhna in nima praktičnega vpliva na plastičnost. Na preizkušancih, ki so bili izpostavljeni atmosferam, ki vsebujejo različne količine S02 in 02 smo izdelali še metalografske preiskave. Na sliki 33 je razviden presek površine preizkušanca, ki je bil izpostavljen 5 ur temperaturi 1250° C, in to v atmosferi z 0.1 % S02 in 0 % 02. Lepo je vidna močna stopnja oksidacije. Na sliki 34 pa je razviden presek površine preizkušanca, ki je bil izpostavljen 5 ur temperaturi 1250° C, in to v atmosferi, ki vsebuje 0,6 % S02 in 0 % O2. Stopnja oksidacije je izredno napredovala. Zelo pogosta so temna mesta, kjer je prišlo do sublimacije nikljevih sulfidov. S E 10 o c a •n5 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 Slika 30 Stopnja oksidacije v odvisnosti od vsebnosti SO, — Atmosfera: 14 % CO2; 1 °/o O2; 0,1 do 0,6 °/o S02, ostalo N: 1250° C 5h —--0%0Z t---1 °/.0z ----5%02 / / ---- ~ — — - _ | 0,1 0,3 0,5 0,6 % 50z Slika 32 Stopnja oksidacije v odvisnosti od vsebnosti SO in O; pri 1250" C in 5-urnem ogrevanju l a mSS^S^SB^ Slika 33 100 x — Stopnja oksidacije — Atmosfera: 14 % CO ; 0 % O;; 0,1 °/o SO2, ostalo N2 Iz vsega navedenega lahko sklepamo, da S02 v oksidativnih atmosferah nima bistvenega vpliva na stopnjo oksidacije, v nevtralnih atmosferah pa povzroča nastanek nizko talečih sulfidov in izredno močno stopnjo oksidacije. ZAKLJUČKI 1. Preiskave torzije in mehanskih lastnosti so nam pokazale, da je plastičnost jekla v temperaturnem območju 800—1250° C zadovoljiva. 2. Plastičnost jekla (torzija) narašča z naraščajočo temperaturo vse do 1150° C, ko doseže svoj maksimum. 3. Temperatura homogenizacije vpliva ugodno na plastičnost jekla. i Slika 34 100 x — Stopnja oksidacije — Atmosfera: 14 °/o COi; 0 °'o 0>; 0,6 °/o SO;, ostalo Ni 4. Zrno je podvrženo počasnemu naraščanju v odvisnosti temperature, šele nad 1050° C zabeležimo večjo rast zrna. 5. V atmosferah, ki vsebujejo cca 1 % 02, (ostalo N2) je jeklo podvrženo močnejši oksida-ciji le pri temperaturah nad 1250° C. 6. Stopnja oksidacije začenja močno naraščati pri vsebnosti kisika nad 3 % (ostalo N2) in pri temperaturah nad 1200° C. 7. V atmosferah z nizko vsebnostjo 02 (ostalo N2) poteka oksidacija po mejah zrn, v atmosferah z višjo vsebnostjo 02 pa frontalno in po mejah. 8. Atmosfere z vsebnostjo 02 nad 5 %, (ostalo N2) nam pri temperaturah nad 1250° C poškodujejo površino v takšni meri, da je plastičnost jekla občutno manjša. 9. S02 odločujoče vpliva na nastanek škaje v nevtralnih atmosferah. Ta vpliv pa je v oksi-dativnih atmosferah neprimerno manjši. 10. Za preprečitev kvarnega vpliva S02 je dovolj mali prebitek zraka, oziroma kisika v dimnih plinih. 11. Z naraščajočo temperaturo in časom ogrevanja in z naraščajočo vsebnostjo S02 narašča v nevtralnih atmosferah debelina oksidne plasti. 12. S02 v nevtralnih atmosferah poškoduje površino preizkušanca v takšni meri, da je njegova plastičnost občutno prizadeta. Literatura: 1. John Olaf Edstrom: »Scaling of 18—8 Stainless Steel in Reheating Furnace Atmospheres« Journal of the Iron and Steel Institute, april 1957 2. A. Gueussier: »Etude experimental de la deformation a chaud des aciers et alliages« Revue de Metallurgie, november 1958 3. W. McDovvell: »The Hot Working of the Austenitic Stainless Steel« Blast Furnace and Steel Plant, november 1965 ZUSAMMENFASSUNG Beim Walzen der nichtrostenden Stahle des Types 18/8, besonders aber beim walzen der Blocke, kam oftmals zum reissen der Blockoberfliiche. Die Risse waren mehr oder vveniger tief und sind quer zu der Blockachse entstanden. Die Ursachen fiir diese Rissigkeit suchten wir in der Plastizitat des Stahles in der Technologie der Auf\varmung und vor allem in der Zusammensetzung der Ofenabgase. Die Plastizitat des Stahles haben wir mittels der Warmtorsionsversuche im Temperaturinterwal von 800 bis 1250° C untersucht. Diese Untersuchungen zeigten, dass der Stalil bei der Temperatur iiber 1100° C eine geniigende Plastizitat besitzt. Den Einfluss der Ofenabgase auf die Rissigkeit beim walzen haben wir in den Gasgemischen mit einer Zusam- mensetzung von 0 bis 5 % Sauerstoff und 0 bis 0.6 % S02 untersucht. Die Untersuchungen sind bei den Temperaturen 1000", 1250° und 1300° C, und in einem Zeitabstand von 60 bis 300 Minuten durchgefiihrt worden. Die Dicke der oxydierten Schicht bzw. die Einbrandtiefe ist metalografisch bestimmt worden. Die Untersuchungen zeigten, dass ein steigender Gehalt an Sauerstoff in einer Sauerstoff-Stickstoff Atmosphare einen grossen Einfluss auf die Entstehung des Zunders und die Art der Oxydation ausiibt. Der Einfluss des S02 ist sehr stark in neutralen Abgasen, in welchen eine intensive Oxydation auf den Korngrenzen verlauft. Der Einfluss des SO, ist unbedeutend in oxydischen Abgasen, vvenn die auch nur einen geringen Sauerstoffiiberschuss enthalten. SUMMARY In rolling 18/8 stainless steel, especially in rolling ingots, often more or less deep cracks perpendicular to the direction of deformation were found. Reasons for the mentioned cracking was sought in steel plasticity, heating technology, and above ali in composition of stack gases. Steel plasticity was determined by torsion and by tension tests in temperatue range 800 to 1250° C. These tests showed that steel has enough high plasticity at 1100° C. Influence of the atmosphere on oxidation of the sur-face or cracking during rolling was checked in gas mix-tures with oxygen content 0 to 5 °/o and S02 content 0 to 0.6 °/o. Investigations \vere made at 1000, 1250 and 1300° C. Times of heating ranged from 60 to 300 minutes. Thickness of the oxide layer or the depth of burnt sur-face was determined metallographically. Results of investigations showed that increasing oxy-gen content together nitrogen has great influence on scale formation and on the form of oxydation. Influence of SO2 is very high in neutral atmospheres in which intensive oxydation on gra;r. boundaries takes plače. Influence of S02 is neglegible in oxidizing atmospheres though slight oxygen excess is present. 3AKAIOHEHHE npu npoKaTKH HepacaBeiomefl CTaAH MapKH 18/8, b ocoSchhocth npn npoKaTKH cahtkob, lacTO Ha n0BepxH0CTH npoKaraora H3ACAHH o6Hapy>KeHBi MeHee hah SoAee rAy6oKHe tpefflHHM KOTOpbie Ha-xoahtch noA npaMtiM yrAOM HanpaBAeHH« npokatbibahhh. npHKAeHHH ynOMHHyTbIX ipemHH HCKaAH B IIAaCTH^HOCTH CTaAH, b TeXHOAOrHH HarpeBaHHH H, b OCOSeHHOCTH, b COCTaBe ammobux ra30B. ILi^CTmmocTb CTaAH onpeAeAeHa npn noMOiHH Kp^ieHHH H P43' pbiBaHHK) npH TeMn-ax MeacAY 800—1250° U. Sto HCCAeAOBaHiie yKa-3aAo, 1to npH TeMn-pe cBbiine 1100» U CTaAb HMeeT AOCTaTcMHO XOpOUiyK) cnOCoSHOCTL nAaCTimHOH (J>°PMHpOBKH. BAHHHHe aTMO-ccj>epbi Ha noHBAeHHe TpemHH ot nepe>Kora HCCAeAOBaAH b CMecH ra30B c C0Aep>KaHneM KHCAopoAa b npeAeAax 0—5 % H C02 b npe-AeAax 0—0.6 %. 3to HCCAeAOBaHHe BeAocb npn TeMn-ax ot 1000, 1250 h 1300° U a aahtcabhoctb pa3orpeBa SbiAa Me?KAy 60 H 300 mhh-mh. ToAmima OKCHAHOra cAosi t. 3. rAy6nHa nepejKora onpeAeAeHa MeTaAAorpa(j)HiecKHM cnoco6oM. Pe3yAbTaTbi HCCAeAOBaHHH noKa3aAH, ito Ha nosBAeHHe otjkhi-oboh oKaAHHM h Ha cj)opMy OKHCAeHHa HMeeT noBbmieHoe coAep>KaHHe KHCAopoAa b tom CAyiae KorAa napaAeALHO c sthm 06Hapy?KeH0 noBbimeHHe a30Ta. BAiiaHHe C02 BecbMa 3HaqHTeAbHo b HeHTpaAbHoii aTMOCepe npn KOTopoft np0HCX0AHT HHTeH3HBHoe oKHCAeHHe Ha rpaHHUax 3epeH. B OKCHAa-THBHOH aTMOCiJjepe BAHHHHe C02 He3Ha 3,25 350 30 140- -150 izmenični in enosmerni tok (+ pol) 4 450 60 170- -180 izmenični in enosmerni tok (+ pol) 5 450 95 220- -230 izmenični tok 6 450 135 250- -260 izmenični tok za ca. 2 mm. Varili smo z elektrodo B-KOR Tifon 0 4 mm z izmeničnim tokom jakosti 170 A. Videz in kvaliteta zvarov, zavarjenih v smeri od zgoraj navzdol, če je mesto varjenja v navpični legi, sta razvidna iz slik št. 1 in št. 2. Elektrodo B-KOR Tifon odlikujejo sledeče lastnosti: Enostavno varjenje korenov — varjenje korenov v smeri od zgoraj navzdol je znatno enostavnejše od zelo zahtevnega varjenja korenov v smeri od spodaj navzgor Velika hitrost varjenja — v smeri od zgoraj navzdol varimo s sorazmerno visoko jakostjo toka (glej tabelo št. 2) Tabela št. 2: i o 230 220 210 200 190 180 170 160 150 M 12 — r / j / \ / \ / \ \ \ J v \ / 8 10 mm 10 8 6 4 2 0 2 4 6 Oddaljenost od sredine zvara v Slika 1 Metalografski obrus korenskega zvara in diagram mikro-trdot — B-KOR Tifon 0 4 mm, St 37 (10 mm), navpična lega, izmenični 1ok 0 elektr. mm I (A) t varjenja 1 elektr. (s) L zvara mm 3,25 4 140—150 170—180 40—50 65—75 ca. 200 ca. 350 Varjenje korenov z elektrodo B-KOR Tifon v smeri od zgoraj navzdol je torej približno 4 krat hitrejše od varjenja korenov v smeri od spodaj navzgor z elektrodo EVB 50. Kvalitetni korenski zvari — za varjenje korenov z elektrodo B-KOR Tifon v smeri od zgoraj navzdol je značilno dobro prevarjenje korenov in majhno število spojev med korenskimi zvari, ki so dolgi in gladki. Ekonomičnost varjenja — z elektrodo B-KOR Tifon dosežemo dobro prevarjenje korena že pri odprtini kota »V« zvara 50°. S tem prihranimo na času in materialu; pri zmanjšanju kota »V« zvara od 60 na 50° za ca. 15 %, pri spremembi kota »V« zvara od 70 na 50° pa celo za ca. 32%. a) Varjenje v smeri od zgoraj navzdol — mesto varjenja je v navpični legi Pogoji varjenja so bili sledeči: »V« zvar in kotnik sta bila pripravljena iz pločevine jekla St 37, debeline 10 mm. Odprtina kota V zvara je bila 50°, širina špranje ca. 3 mm, robovi pa posneti a: a o 5 12 10 8 6 4 2 0 2 4 6 S 10 12 Oddaljenost od sredine kotniki v mm Slika 2 Metalografski obrus kotnega zvara in diagram mikrotrdot — B-KOR Tifon 0 4 mm, St 37 (10 mm), navpična lega, izmenični tok Korenski (si. št. 1) in kotni zvari (si. št. 2), za-varjeni v navpični legi v smeri od zgoraj navzdol z elektrodo B-KOR Tifon, so dolgi in gladki, žlindro zlahka odstranimo — sama odstopa od zvara. Debelina korenskega zvara na najožjem mestu preseka je ca. 3 mm, višina kotnega zvara — en sloj (desna stran metalografskega obrusa na sliki št. 2) pa ca. 4 mm, tako da je ploščina preseka kotnega zvara (samo dodani material) ca. 0,165 cm2. Globina zvara je ca. 1 mm, dolžina zvara, zavarjenega z eno elektrodo, pa ca. 350 mm. Iz metalografskih obrusov zvarov je razvidno, da je koren kljub odprtini kota »V« zvara 50° dobro prevarjen in da je uvar kljub varjenju v navpični legi v smeri od zgoraj navzdol soliden. Diagrami mikrotrdot (merjene točke so na meta-lografskem obrusu in diagramu označene s točkami) pa kažejo, da je zvar nekoliko trši od osnovnega materiala (jeklo St 37) ter da je elektroda B-KOR Tifon primerna za varjenje te vrste jekel. Levo stran kotnika (metalografski obrus na sliki št. 2) smo v navpični legi mesta varjenja zavarili v smeri od zgoraj navzdol dvoslojno — prvi sloj brez izrazitega nihanja, drugega pa z nihanjem. b) Varjenje ležeče v smeri od zgoraj navzdol — mesto varjenja je pod kotom 450 ( ) Ležeče pod kotom 45° smo v smeri od zgoraj navzdol varili pod popolnoma enakimi pogoji kot v navpični legi v smeri od zgoraj navzdol (10 mm debela pločevina jekla St 37, kot »V« zvara 50°, širina špranje ca. 3 mm, robovi pa posneti za ca. 2 mm. Varjeno z B-KOR Tifon 0 4 mm z izmeničnim tokom I = 170 A). Videz in kvaliteta zvarov, zavarjenih ležeče v smeri od zgoraj navzdol, če je mesto varjenja pod kotom 45°, sta razvidna iz slik št. 3 in št. 4. a: 12 1086420 246 S 10 12 Oddaljenost od sredine zvara v mm Slika 3 Metalografski obrus korenskega zvara in diagram mikrotrdot — B-KOR Tifon 0 4 mm, St 37 (10 mm), ležeče (45°), izmenični tok 1 12 10 8 6 4 2 0 2 4 6 8 10 12 Oddaljenost od sredine kotnika v mm Slika 4 Metalografski obrus kotnega zvara in diagram mikrotrdot — B-KOR Tifon 0 4 mm, St 37 (10 mm), ležeče (45"), izmenični tok Korenski (si. št. 3) in kotni zvari (si. št. 4), varjeni ležeče v legi mesta varjenja pod kotom 45° v smeri od zgoraj navzdol, so nekoliko krajši in bolj grobi kot zvari, ki so varjeni v navpični legi tudi v smeri od zgoraj navzdol, vendar so še vedno lepi in žlindra tudi lepo odstopa od zvara. Debelina korenskega zvara na najožjem mestu preseka je ca. 5 mm, višina kotnega zvara — en sloj (leva stran metalografskega obrusa na sliki št. 4) pa tudi ca. 5 mm, tako da je ploščina preseka zvara ca. 0,255 cm2. Globina uvara je ca. 1—2 mm, dolžina zvara, zavarjenega z eno elektrodo, pa ca. 220 mm. Desno stran kotnika (metalografski obrus na sliki št. 4) smo zavarili ležeče v legi mesta varjenja pod kotom 45° v smeri od zgoraj navzdol tro-slojno (vse sloje približno enako —brez izrazitega nihanja). c) Varjenje nadglavno v smeri od zgoraj navzdol — mesto varjenja je pod kotom 45° ( ) Varjenje nadglavno pod kotom 45° smo v smeri od zgoraj navzdol izvedli pod popolnoma enakimi pogoji kot varjenje v navpični legi v smeri od zgoraj navzdol (10 mm debela pločevina jekla St 37, kot »V« zvara 50°, širina špranje ca. 3 mm, robovi pa posneti za ca. 2 mm. Varjeno z B-KOR Tifon 0 4 mm z izmeničnim tokom I = 170 A). Videz in kvaliteta zvarov, zavarjenih nadglavno v smeri od zgoraj navzdol, če je mesto varjenja pod kotom 45°, sta razvidna iz slik št. 5 in št. 6. Korenski (si. št. 5) in kotni zvari (slika št. 6), varjeni nadglavno v legi mesta varjenja pod kotom 45° v smeri od zgoraj navzdol so slični Levo stran kotnika (metalografski obrus na si. št. 6) smo zavarili nadglavno v legi mesta varjenja pod kotom 45° v smeri od zgoraj navzdol troslojno (vse sloje približno enako — brez izrazitega nihanja). zvarom, ki so varjeni ležeče v legi mesta varjenja pod kot 45°, tudi v smeri od zgoraj navzdol. Debelina korenskega zvara na najožjem mestu preseka je ca. 4 mm, višina kotnega zvara — en sloj (desna stran metalografskega obrusa na si. št. 6) pa ca. 4,5 mm, tako da je ploščina preseka zvara ca. 0,214 cm2. Globina uvara je ca. 1—2 mm, dolžina zvara, zavarjenega z 1 elektrodo, pa ca. 260 mm. Oddaljenost od sredine zvara v mm Slika 7 Metalografski obrus korenskega zvara in diagram mikro-trdot — B-KOR Tifon 0 4 mm, St 37 (10 mm), ležeče vodoravno, izmenični tok d.) Varjenje ležeče — mesto varjenja je v vodoravni legi () Varjenje ležeče v vodoravni legi smo izvedli pod sličnimi pogoji kot varjenje v navpični legi v smeri od zgoraj navzdol (10 mm debela pločevina jekla St 37, kot »V« zvara 50°, širina špranje ca. 2 mm, robovi pa posneti za ca. 2 mm. Varjeno z B-KOR Tifon 0 4 mm z izmeničnim tokom, I = 170 A). Pri varjenju ležeče v vodoravni legi mesta varjenja mora biti zaradi močnejšega uvarjanja širina špranje »V« zvara ožja (ca. 2 mm) kot pri prej opisanih, varjenih v smeri od zgoraj navzdol, pri katerih mora biti širina špranje »V« zvara ca. 3 mm. Videz in kvaliteta zvarov, zavarjenih ležeče v vodoravni legi mesta varjenja, sta razvidna iz slik št. 7 in št. 8. Za varjenje ležeče v vodoravni legi mesta varjenja je elektroda EVB 50 primernejša od elektrode B-KOR Tifon. V tem položaju zavarjeni zvari z elektrodo B-KOR Tifon so grobi in visoki. Debelina korenskega zvara na najožjem mestu preseka je ca. 5,5 mm, višina kotnega zvara — en sloj (leva Istran metalografskega obrusa na si. št. 8) pa ca. 5 mm, tako da je ploščina preseka zvara ca. 0,265 cm2. Globina uvara je ca. 2 mm, dolžina zvara, zavarjenega z eno elektrodo, pa ca. 210 mm. Večslojno varjenje v tem položaju z elektrodo B-KOR Tifon ni priporočljivo — zaradi večje debeline slojev in težko taljive žlindre se poveča nevarnost vključkov in por v zvaru. I Oddaljenost od sredine kotnika v mm Slika 6 Ž Metalografski obrus kotnega zvara in diagram mikrotrdot £ — B-KOR Tifon 0 4 mm, St 37 (10 mm), nadglavno (45»), "8 izmenični tok 190 180 170 160 150 Oddaljenost od sredine zvara v mm Slika 5 Metalografski obrus korenskega zvara in diagram mikrotrdot — B-KOR Tifon 0 4 mm, St 37 (10 mm), nadglavno (45°), izmenični tok 2. Uporabnost elektrod B-KOR Tifon Elektroda B-KOR Tifon je uporabna za varjenje v smeri od zgoraj navzdol v vseh legah (ležeče in nadglavno) od navpične lege do lege mesta varjenja pod kotom 45° v kombinaciji z elektrodama EVB 50 in EVB 60. Elektroda B-KOR Tifon služi predvsem kot pripomoček, ki poenostavni in poceni varjenje (enostavno, hitro in kvalitetno varjenje korenov in kotnih zvarov ter zelo ekonomično varjenje »V« zvarov — dobro pretaljenje korena že pri odprtini kota »V« zvara 50°). Način kombiniranega varjenja (B-KOR Tifon + EVB 50 oz. EVB 60) je sledeč: z elektrodo B-KOR Tifon zavarimo koren ter po potrebi še 2—3 sloje v smeri od zgoraj navzdol, z elektrodo EVB 50, oz. EVB 60 pa zatem zapolnimo zvar v smeri od spodaj navzgor. Elektroda B-KOR Tifon je primerna za varjenje: — drobnozrnatih jekel (St52Cb) — konstrukcijskih jekel (St37 — St 60) — jekel za varilne konstrukcije (St37 — St 52-3) — jekel za ladjedelništvo po predpisih LR: A, B, C, D in E — kotlovske pločevine (H I, H II, H III, H IV) — jeklene litine (GS 38 — GS 52-3) Način varjenja z elektrodo B-KOR Tifon je razviden iz primerov varjenja jekel St 37, St 52-3 in St 52 Cb. a. Varjenje jekla St 37 Koren »V« zvara (si. št. 1) in kotni zvar (si. št. 2 — leva stran je zavarjena troslojno, desna pa eno-slojno) smo zavarili z elektrodo B-KOR Tifon 0 4 mm na izmenični tok, jakosti ca. 170 A v na- Oddaljenost od sredine zvara v mm Oddaljenost od sredine kotnika v mm Slika 8 Metalografski obrus kotnega zvara in diagram mikrotrdot — B-KOR Tifon 0 4 mm, St 37 (10 mm), ležeče vodoravno, izmenični tok e) Varjenje nadglavno — mesto varjenja je v vodoravni legi (~>) Varjenje je bilo tudi v tem primeru izvedeno pod enakimi pogoji kot v prej opisanih primerih (širina špranje »V« zvara je ca. 3 mm). Elektroda B-KOR Tifon za nadglavno varjenje v vodoravni legi mesta varjenja ni primerna — obešanje taline (glej sliko št. 9 — metalografski obrus). Slika 9 Metalografski obrus korenskega zvara in diagram mikro trdot — B-KOR Tifon 0 4 mm, St 37 (10 mm), nadglavno vodoravno, izmenični tok Slika 10 Feritnoperlitna struktura osnovnega materiala — jeklo St 37; 200 X povečava vpični legi v smeri od zgoraj navzdol (debelina pločevine jekla St 37 je bila 10 mm, kot »V« zvara pa 50"). Osnovni material (jeklo St37) ima normalno feritno perlitno strukturo (glej sliko št. 10). Struktura zgornjega sloja vara in vara po eno-slojnem varjenju je značilna za lito stanje — usmerjeni feritni pasovi (glej sliko št. 11). Struktura vara po troslojnem varjenju (drugi in tretji sloj sta bila varjena takoj brez ohlajanja po varjenju prvega, oziroma drugega sloja) je razen zgornjega sloja dobro prekristalizirana in sestoji iz ferita in perlita (glej sliko št. 12). Struktura prehodne cone je ob zgornjem sloju vara bainitno feritna z nekaj zrni martenzita (glej sliko št. 13). Ostali del prehodne zone — ob sredini in spod-jem delu vara — pa zaradi prekristalizacije, oz. Slika 14 Prekristalizirana struktura prehodne zone — ferit in perlit 200 X povečava normalizacije sestoji iz zelo drobnih feritnih zrn z malo perlita (glej sliko št. 14). Iz opisanih struktur vara, prehodne cone in osnovnega materiala ter iz diagramov mikrotrdot (slika št. 1 in slika št. 2) je razvidno, da je elektroda B-KOR Tifon primerna za varjenje jekla St 37. Samo varjenje, pa naj bo to enoslojno ali pa troslojno brez vmesnega hlajenja, pri varjenju jekla St 37 ne vpliva bistveno na kvaliteto zvarov, ki so nekoliko trši od osnovnega materiala. b.) Varjenje jekla St 52-3 »V« zvara (si. št. 15 — koren, si. št. 16 — koren + 2 sloja) in kotni zvar (si. št. 17 — leva stran je zavarjena troslojno, desna pa enoslojno) smo za-varili z elektrodo B-KOR Tifon 0 4 mm na izmenični tok, jakosti ca. 170 A v navpični legi v smeri od zgoraj navzdol (debelina pločevine jekla St 52 — 3 je bila 10 mm, kot »V« zvara 60°, širina špranje ca. 3 mm in robovi posneti za ca. 2 mm). Slika 11 Lita struktura vara z usmerjenimi feritnimi pasovi; 100 X povečava Slika 12 Prekristalizirana struktura vara — ferit in perlit; 100 X povečava Slika 13 Bainitno feritna struktura prehodne zone; 200 X povečava Oddaljenost od sredine zvara v mm Slika 15 Metalografski obrus korenskega zvara in diagram mikro-trdot — B-KOR Tifon 0 4 mm, St 52-3 (10 mm), navpična lega, izmenični tok vmesnega ohlajanja) je značilna za lito stanje, ostali del vara po troslojnem varjenju (brez vmesnega ohlajanja) pa je dobro prekristaliziran — enako kot pri varjenju jekla St 37 (slika št. 11 — lita struktura vara z usmerjenimi feritnimi pasovi, slika št. 12 — prekristalizirana struktura vara — ferit in perlit). Struktura prehodne cone pa je pri varjenju jekla St 52-3 zelo odvisna od načina varjenja — i Oddaljenost od sredine zvara v mm Slika 16 Metalografski obrus »V« zvara (koren + 2 sloja) in diagram mikrotrdot — B-KOR Tifon 0 4 mm, St 52-3 (10 mm), navpična lega, Izmenični tok Osnovni material (jeklo St52-3) ima zelo drobno zrnato feritno perlitno strukturo (glej sliko št. 18). Struktura vara po enoslojnem varjenju in zgornjega sloja vara po troslojnem varjenju (brez Oddaljenost od sredine kotnika v mm Slika 17 Metalografski obrus kotnega zvara in diagram mikrotrdot — B-KOR Tifon 0 4 mm, St 52-3 (10 mm), navpična lega, izmenični tok Slika 18 Drobno zrnata ferit perlitna struktura osnovnega materiala — jeklo St 52-3; 200 X povečava pri enoslojnem varjenju (slika št. 15 in slika št. 17 — desna stran metalografskega obrusa kotnika) nastane tik ob varu močno zakaljen pas, debeline ca. 1—2 mm s trdoto okoli 350—400 HV, ki ima martenzitno strukturo (glej sliko št. 19). Pri troslojnem varjenju jekla St 52-3 brez vmesnega ohlajanja (si. št. 16 in si. št. 17 — leva stran metalografskega obrusa kotnika) pa nastane ob zgornjem delu vara slabo zakaljen pas, debeline ca. 1 mm s trdoto okoli 300 HV, ki ima na najbolj zakaljenem delu martenzitno bainitno strukturo (glej sliko št. 20 — z varjenjem prvega sloja osnovni material pregrejemo). Ostali del prehodne cone (brez zakaljenega pasu) je v obeh primerih (pri enoslojnem in troslojnem varjenju) dobro prekristaliziran, oziroma normaliziran ter ima zelo drobno zrnato feritno-perlitno strukturo (glej slika št. 21). Slika 20 Martenzitno bainitna struktura najbolj zakaljenega dela prehodne zone; 200 X povečava Slika 21 Prekristalizirana drobno zrnata ferit perlitna struktura prehodne zone; 200 X povečava Iz opisanih struktur vara, prehodne cone in osnovnega materiala ter iz diagramov mikrotrdot (slika št. 15, št. 16, št. 17) se lepo vidi, da je elektroda B-KOR Tifon primerna za varjenje pločevin iz jekla St 52-3., vendar morajo biti te predhodno pregrete. Pri troslojnem varjenju (brez vmesnega ohlajanja) 10 mm debelih pločevin iz jekla St 52-3 z elektrodo B-KOR Tifon 0 4 mm v navpični legi v smeri od zgoraj navzdol zadostuje za pregretje osnovnega materiala že varjenje prvega sloja. Pri opisanem troslojnem varjenju jekla St 52-3 (10 mm) z elektrodo B-KOR Tifon 0 4 mm so pri varjenju »V« zvarov z odprtino kota 60° trdnosti zakaljenega pasu okoli 330 HV (izgube toplote s sevanjem so zaradi sorazmerno zelo odprtega kota »V« zvara zelo velike — korenski zvar je tanek in širok ter seva na zgornji in spodnji strani korena), pri varjenju kotnih zvarov (izgube toplote s sevanjem so pri varjenju prvega sloja manjše kot pri prej opisanem varjenju korena »V« zvara — sevanje je le na zgornji strani zvara) pa so trdnosti zakaljenega pasu nižje (ca. 270 HV). Pregretje osnovnega materiala z varjenjem prvega sloja je pri varjenju kotnih zvarov boljše kot pri varjenju »V« zvarov, ki imajo odprtino kota 60°. 6. Varjenje jekla St 52-Cb »V« zvara (si. št. 22 — koren, si. št. 23 — koren + 2 sloja) in kotni zvar (si. št. 24 — leva stran je zavarjena enoslojno, desna pa troslojno) smo zavarili z elektrodo B-KOR Tifon 0 4 mm na izmenični tok, jakosti ca. 170 A v navpični legi v smeri od zgoraj navzdol (debelina pločevine jekla St 52 Cb je bila 10 mm, kot »V« zvara 50°, širina špranje ca. 3 mm robovi pa posneti za ca. 2 mm). Osnovni material (jeklo St52Cb) ima zelo drobno zrnato ferit-perlitno strukturo (glej sliko št. 25). Slika 19 Martenzitna struktura močno zakaljenega pasu prehodne zone; 200 X povečava sliko št. 11), ostali del troslojnega vara (varjeno brez vmesnega ohlajanja) pa je dobro prekrista-liziran (glej sliko št. 12 — prekristalizirana struktura vara — ferit in perlit). Struktura prehodne cone je pri varjenju jekla St 52 Cb podobna kot pri prej opisanem varjenju jekla St 52-3. Pri enoslojnem varjenju (slika št. 22 Oddaljenost od sredine zvara v mm Slika 22 rvara in Hianrram mib-i«n. ^ Metalografski obrus korenskega zvara in diagram mikro- trdot — B-KOR Tifon 0 4 mm, St 52 Cb (10 mm), navpična lega, izmenični tok Oddaljenost od sredine kotnika v mm Slika 24 Metalografski obrus kotnega zvara in diagram mikrotrdot — B-KOR Tifon 0 4 mm, St 52 Cb (10 mm), navpična lega, izmenični tok Oddaljenost od sredine zvara v mm Slika 23 Metalografski obrus »V« zvara (koren + 2 sloja) in diagram mikrotrdot — B-KOR Tifon 0 4 mm, St 52 Cb (10 mm), navpična lega, izmenični tok Struktura varov je enaka kot pri varjenju jekel St 37 in St 52-3 — enoslojni var in zgornji sloj vara po troslojnem varjenju ima strukturo litega stanja z usmerjenimi feritnimi pasovi (glej Slika 25 Drobno zrnata ferit perlitna struktura osnovnega materiala — jeklo St 52 Cb; 200 X povečava in slika št. 23 — leva stran metalografskega obrusa kotnika) nastane tik ob zvaru močno zakaljen pas, debeline 1—2 mm s trdoto okoli 350 HV, ki ima martenzitno strukturo (glej sliko št. 19). Pri troslojnem varjenju brez vmesnega ohlajanja (slika št. 23 in slika št. 24 — desna stran metalografskega obrusa kotnika) pa nastane ob zgornjem delu vara le nekoliko zakaljen pas (stopnja zakaljenja je manjša zaradi pregretja osnovnega materiala z varjenjem prvega sloja, oziroma korena), debeline ca. 1 mm s trdoto okoli 270 HV, ki ima na najbolj zakaljenem delu martenzitno bainitno strukturo (glej sliko št. 20). Ostali del prehodne cone (brez zakaljenega pasu), pa je dobro prekristaliziran, oziroma normaliziran (glej sliko št. 21 — prekristalizirana dobro zrnata feritno perlitna struktura prehodne cone). Iz opisanih struktur vara, prehodne zone in osnovnega materiala ter iz diagramov mikrotrdot (slika št. 22, št. 23 in št. 24) je razvidno, da je elektroda B-KOR Tifon primerna za varjenje pločevin iz jekla St 52 Cb, vendar morajo biti te predhodno pregrete tako kot pri varjenju jekla St 52-3. Pri troslojnem varjenju 10 mm debele pločevine St 52 Cb v navpični legi v smeri od zgoraj navzdol z elektrodo B-KOR Tifon 0 4 mm zadostuje za pregretje osnovnega materiala že varjenje prvega sloja (enako kot pri varjenju jekla St52-3). Pri varjenju kotnih zvarov med varjenjem jekla St 52-3 in jekla St 52 Cb ni bistvenih razlik, trdota zakaljenega pasu je v obeh primerih po enoslojnem varjenju ca. 350 HV, po troslojnem varjenju pa ca. 280 HV. Pri varjenju »V« zvarov pa je opazen vpliv večje odprtine kota »V« zvara pri varjenju jekla St 52-3 (izgube toplote sevanja so pri večji odprtini kota »V« zvara večje in osnovni material se z varjenjem korena slabše pregreje). Zaradi slabšega pregretja osnovnega materiala pri varjenju korenov »V« zvarov z bolj odprtimi koti so trdote zakaljenega pasu prehodne cone pri »V« zvarih z odprtino kota 60° (St52-3) višje kot pri »V« zvarih z odprtino kota 50° (St52Cb). Pri varjenju jekla St 52-3 (kot »V« zvara je 60°) so bile trdote zakaljenega pasu prehodne cone sledeče: Korenski zvar — ca. 400 HV Koren + 2 sloja — ca. 330 HV Pri varjenju jekla St 52 Cb (kot »V« zvara je 50°) pa sledeče: Korenski zvar — ca. 350 HV Koren + 2 sloja — ca. 260 HV d. Vpliv vrste toka, debeline pločevine in dimenzije elektrod na varjenje z elektrodami B-KOR Tifon v smeri od zgoraj navzdol Pri varjenju z enosmernim tokom (+ pol) nastopata dva pojava, ki negativno vplivata na varjenje. Zaradi usmerjenega električnega toka nastane pri varjenju stalno magnetno polje, ki povzroča odklanjanje električnega obloka. Elek- troni, ki se pri varjenju na + pol gibljejo iz osnovnega materiala na elektrodo, pa na osnovnem materialu ustvarjajo nekoliko hladnejše mesto — katodno pego. Posledica tega pojava je, da pri varjenju površin, ki niso popolnoma ravne, oblok zelo nerad sledi elektrodi — elektroni lažje izstopajo iz vzpetin na osnovnem materialu. Oba opisana pojava varjenja z enosmernim tokom na + pol (nastanek stalnega magnetnega polja in katodne pege) zelo neugodno vplivata, predvsem pri varjenju korenov »V« zvarov, posebno še, če so pripravljeni iz manjših komadov tanjših pločevin. Z izbiro tanj še elektrode se v takem primeru delno izognemo opisanim problemom (jakost magnetnega polja se zmanjša, če zmanjšamo jakost električnega toka). Posledica izbora tanj še elektrode je tudi hitrejše ohlajanje taline in žlindre, kar je pomembno pri varjenju v smeri od zgoraj navzdol — elektrodo je lažje obvladati ter zato pri nihanju ob vsaki steni »V« zvara tudi nekoliko zastati, da je uvar boljši. »V« zvare, pripravljene iz 20 mm debelih pločevin smo varili z elektrodo B-KOR Tifon, dimenzije 0 4 mm v navpični legi v smeri od zgoraj navzdol z izmeničnim in enosmernim tokom na + pol (jakost toka je bila 170—180 A, mere »V« zvara, pripravljenega iz 20 mm debele pločevine jekla St 52 Cb pa: kot »V« zvara je bil 50°, širina špranje 4 mm, robovi pa posneti za ca. 2 mm). 12 10 8 Oddaljenost od sredine zvara v mm Slika 26 Metalografski obrus korenskega zvara in diagram mikro trdot — B-KOR Tifon 0 4 mm, St 52 Cb (20 mm), navpična lega, izmenični tok Oddaljenost od sredine letnika v mm Oddaljenost od sredine kotnika v mm Slika 28 Slika 29 Metalografski obrus kotnega zvara in diagram mikrotrdot Metalografski obrus kotnega zvara in diagram mikrotrdot — B-KOR Tifon 0 3,25 mm, St 52 Cb (10 mm), navpična — B-KOR Tifon 0 3,25 mm, St 52 Cb (15 mm), navpična lega, enosmerni tok (+ pol) lega, enosmerni tok (+ pol) i. t S I Oddaljenost od sredine zvaru v mm Slika 27 Metalografski obrus korenskega zvara in diagram mikrotrdot — B-KOR Tifon 0 4 mm, St 52 Cb (20 mm), navpična lega, enosmerni tok (4- pol) Iz metalografskega obrusa na sliki št. 27 je razvidno, da je pri varjenju z enosmernim tokom na + pol uvar v stene »V« zvara bolj neenakomeren kot pri varjenju z izmeničnim tokom (slika št. 26). Diagrami mikrotrdot pa kažejo, da v pogledu termičnih efektov in kvalitete varjenja (razen neena-komernosti uvarjanja v stene »V« zvara pri varjenju z enosmernim tokom na + pol) ni bistvenih razlik med varjenjem z izmeničnim in enosmernim tokom (jekla, ki rada zakalijo, moramo variti ne glede na vrsto toka večslojno ali pa predhodno pregreta). Varjenje kotnih zvarov v navpični legi v smeri od zgoraj navzdol je bilo z elektrodami B-KOR Tifon, dimenzij 0 3,25 in 0 4 mm enostavno, tudi ko smo varili z enosmernim tokom na + pol. Pogoji varjenja so bili sledeči: kotni zvari so bili pripravljeni iz pločevine jekla St 52 Cb, debeline 10 mm (si. št. 28 in št. 30) in 15 mm (si. št. 29 in št. 31). Varjeni so bili enoslojno in troslojno z elektrodo B-KOR Tifon, dimenzije 0 3,25 mm (slika št. 28 in si. št. 29) in 0 4 mm (si. št. 30 in št. 31) v navpični legi v smeri od zgoraj navzdol z enosmernim tokom jakosti 150 A (elektroda 0 3,25 mm) in 170—180 A (elektroda 0 4 mm). Iz slike št. 29 se vidi, da se pri troslojnem varjenju z elektrodo B-KOR Tifon, dimenzije tako da je ploščina preseka kotnega zvara (samo dodani material) ca. 0,150 cm2. Globina uvara je ca. 1 mm, dolžina zvara, zavarjenega z eno elektrodo, pa ca. 200 mm. Elektrodi B-KOR Tifon, dimenzije 0 5 in 0 6 mm, sta za varjenje v navpični legi v smeri od zgoraj navzdol z enosmernim tokom (+pol) neprimerni (pri varjenju težko obvladamo talino), lepo pa varita na izmenični tok (dimenzija 0 6 mm je primerna predvsem za varjenje debelejših pločevin — nad 15 mm). e) Kombinirano varjenje 10 mm debele pločevine (jeklo St52-3) v navpični legi z elektrodami B-KOR Tifon in EVB 50 0 3,25 mm po varjenju prvega sloja pločevina debeline 15 mm premalo pregreje, zato v tem primeru nastane pri varjenju jekla St 52 Cb ob zgornjem sloju kotnega zvara v prehodni coni zakaljen pas z martenzitno strukturo (trdnost ca. 370 H V — krivulja B v diagramu mikrotrdot). Tri troslojnem varjenju 10 mm debelih pločevin jekla St 52 Cb z elektrodo B-KOR Tifon, dimenzije 0 3,25 mm (slika št. 28) pa pride po varjenju prvega sloja že do zadostnega pregretja osnovnega materiala ter so trdnosti v delno zakaljenem pasu prehodne zone okoli 300 HV. Podobno pride do zadostnega pregretja tudi pri troslojnem varjenju 10 in 15 mm debelih pločevin iz jekla St 52 Cb, če jih varimo z elektrodo B-KOR Tifon, dimenzije 0 4 mm (slika št. 30 in si. št. 31). Ker elektrodo B-KOR Tifon, dimenzije 0 3,25 mm, zelo lahko obvladamo ne glede na vrsto toka, s katerim varimo (izmenični ali pa enosmerni tok + pol), je ta dimenzija elektrode za varjenje korenov v navpični legi v smeri od zgoraj navzdol primernejša od dimenzije elektrode 0 4 mm. Tudi pri varjenju kotnih zvarov v navpični legi v smeri od zgoraj navzdol dobimo z elektrodo B-KOR Tifon, dimenzije 0 3,25 mm pri jakosti toka 150 A, zelo ugodne dimenzije zvarov. Višina kotnega zvara — en sloj (leva stran metalograf-skega obrusa na si. št. 28 in št. 29) je ca. 4 mm, Oddaljenost od sredine kotnika v mm Slika 30 Metalografski obrus kotnega zvara in diagram mikrotrdot — B-KOR Tifon 0 4 mm, St 52 Cb (10 mm), navpična lega, enosmerni tok (+ pol) »V« zvar, pripravljen iz 10 mm debele pločevine jekla St 52-3 z odprtino kota 60°, širino špranje 4 mm in posnetimi robovi za ca. 2 mm, smo v navpični legi kombinirano varili na sledeči način: Korenski zvar smo varili v smeri od zgoraj navzdol z elektrodo B-KOR Tifon, dimenzije 0 4 mm z enosmernim tokom (+pol), jakosti 170—180 A. Z elektrodami EVB 50, dimenzije 0 3,25 mm pa smo zatem v smeri od spodaj navzgor z varjenjem na enosmerni tok (+ pol) jako- t 5 it: Oddaljenost od sredine kotnika v mm Slika 31 Metalografski obrus kotnega zvara in diagram mikrotrdot — B-KOR Tifon 0 4 mm, St 52 Cb (15 mm), navpična lega, enosmerni tok (+ pol) sti 120 A v treh slojih »V« zvar zapolnili. Na koncu smo korenski zvar še izboljšali — koren smo varili z elektrodo B-KOR Tifon, dimenzije 0 4 mm še z druge strani tudi z enosmernim tokom (+ pol), jakosti 170— 180 A v smeri od zgoraj navzdol. Videz in kvaliteta kombinirano m »V« zvara sta razvidna iz slike št. 32. zavarj enega 2>. 5 400 380 360 340 320 300 280 260 240 220 200 180 A- B------ C------- J 11 1 i A i n / 1 1 J A * ( . i // / iii K \ i s* / / i 1 i 'V< 4 r* / 'N j v 1 i i •• 12 10 8 6 4 2 0 2 4 6 8 10 12 Oddaljenost od sredine zvara v mm Slika 32 Metalografski obrus in diagram mikrotrdot kombinirano zvarjenega »V« zvara — kombinirano varjenje: B-KOR Tifon 0 4 mm + EVB 50 0 3,25 mm, St 52-3 (10 mm), navpična lega, enosmerni tok (+ pol) Struktura vara (sredina in zgornji del vara je zavarjen z elektrodo EVB 50) je podobna tro-slojno zavarjenim zvarom, ki smo jih varili z elektrodo B-KOR Tifon. Zgornji del vara ima značilno lito strukturo z usmerjenimi feritnimi pasovi (glej sliko št. 33). Sredina vara (varjeno z EVB 50) in koren vara (varjeno z B-KOR Tifon) pa imata popolnoma enako strukturo, ki je zelo dobro prekristalizirana (glej sliko št. 34) — zaradi boljšega pregretja (večslojno varjenje) bolj kot pri troslojnem varjenju z elektrodo B-KOR Tifon, kjer so še opazni sledovi igličastega ferita (glej sliko št. 12). Tudi pri strukturi prehodne cone je opazno zelo dobro pregretje osnovnega materiala (jekla St52-3) zaradi večslojnega varjenja. Kljub varjenju v kot »V« zvara 60° in zelo široki špranji, ki je bila 4 mm (zaradi sevanja zelo odprt kot »V« zvara in široka špranja neugodno vplivata na pregretje — velike izgube toplote), se je osnovni material pregrel tako, da ima celo najbolj zaka- Slika 33 Lita struktura vara z usmerjenimi feritnimi pasovi — EVB 50; 200 X povečava Slika 34 Prekristalizirana struktura vara -povečava ljeni del prehodne cone bainitno strukturo (glej sliko št. 35) in trdnosti okoli 280 HV. Ostali del prehodne cone (brez zakaljenega pasu) je enako kot pri prej opisanih varjenjih samo z elektrodo B-KOR Tifon, dobro prekristali-ziran, oz. normaliziran (glej si. št. 21 — prekristalizirana drobno zrnata feritno perlitna struktura prehodne cone. Iz opisa struktur kombinirano zvarjenega »V« zvara z elektrodami B-KOR Tifon in EVB 50 ter iz slike metalografskega obrusa in diagram mikrotrdot (slika št. 32) se vidi primernost opisanega, ekonomsko zelo ugodnega (če je kot »V« zvara 50°), enostavnega in kvalitetnega načina varjenja za »V« zvare v navpični legi. Elektroda B-KOR Tifon je prav tako primerna tudi za kombinirano varjenje z elektrodo EVB 60. Zelo ugodno je, da z njo lahko varimo na izmenični in enosmerni tok (+ pol). Slika 35 Bainitna struktura najbolj zakaljenega dela prehodne zone 200 X povečava II. KEMIČNA ANALIZA IN MEHANSKE LASTNOSTI ČISTEGA VARA ELEKTRODE B-KOR TIFON 1. Cisti vari elektrode B-KOR Tifon, varjeni v vodoravni legi a) Varjenje z izmeničnim tokom v vodoravni legi V vodoravni legi moramo z elektrodo B-KOR Tifon variti čiste vare zelo pazljivo, žlindra elektrode B-KOR Tifon je izbrana tako, da hitro zamrzne — takoj po zamrznjenju taline (ugodno pri varjenju v smeri od zgoraj navzdol) ter moramo zato paziti, da je talina ne zalije. Ker je ta žlindra tudi težko taljiva, jo moramo po vsakem varjenju popolnoma odstraniti ter šele potem variti nov sloj. Paziti moramo tudi, da sloji niso predebeli (pri varjenju v vodoravni legi so sloji zavarjeni z elektrodo B-KOR Tifon visoki), ker bi Tabela št. 3: C (%) Si (%) Mn (%) P (%) S (%) maks. maks. 0,09 0,50 1,15 0,015 0,015 Vsebnost H2 v zvaru je pod 5 ml/100 g zvara. to povzročilo nezadostno razplinjenje taline ter nastanek por v zvarih (pri varjenju z B-KOR Tifon se razvija velika količina plinov — C02, ki pri varjenju v smeri od zgoraj navzdol drže talino in žlindro do zamrznenja ca. 0,5 cm za električnim oblokom). Kemična analiza in mehanske lastnosti pazljivo varjenega čistega vara elektrode B-KOR Tifon v vodoravni legi z izmeničnim tokom so navedene v tabeli št. 3 in št. 4. b) Varjenje z enosmernim tokom (+ pol) v vodoravni legi Pri varjenju čistega vara elektrode B-KOR Tifon z enosmernim tokom (+ pol) v vodoravni legi se moramo še bolj paziti kot pri prej opisanem varjenju čistega vara elektrode B-KOR Tifon z izmeničnim tokom. Pri varjenju z enosmernim tokom (+ pol) motita varjenje še stalno magnetno polje in katodna pega. Mehanske lastnosti pazljivo varjenega čistega vara elektrode B-KOR Tifon v vodoravni legi z enosmernim tokom (+ pol) so sledeče (glej tabelo št. 5): Odstopanje rezultatov mehanskih lastnosti je pri varjenju čistih varov elektrode B-KOR Tifon z enosmernim tokom (+ pol) znatno manjše kot pri varjenju z izmeničnim tokom. Poleg tega pa pri varjenju z enosmernim tokom (4- pol) dobimo tudi boljše žilavosti. 2. Cisti vari elektrode B-KOR Tifon varjeni z izmeničnim tokom v navpični legi Varjenje čistih varov v navpični legi v smeri od zgoraj navzdol je z elektrodo B-KOR Tifon manj zahtevno (manj možnosti, da talina zalije žlindro, ki tudi lepše odstopa; tanjši sloji ter zato boljše razplinjenje taline) kot varjenje čistih varov elektrode B-KOR Tifon v vodoravni legi. Mehanske lastnosti čistih varov elektrode B-KOR Tifon, ki so zavarjeni v navpični legi v smeri od zgoraj navzdol z izmeničnim tokom (glej tabelo št. 6) so nekoliko boljše (predvsem glede žilavosti — srednje vrednosti so skoraj tako dobre, kot pri čistih varih, ki so zavarjeni z enosmernim tokom na + pol v vodoravni legi) od mehanskih lastnosti čistih varov, ki so zavarjeni z izmeničnim tokom v vodoravni legi. Rezultati mehanskih lastnosti pa tudi pri čistih varih elektrode B-KOR Tifon, ki so zavarjeni v navpični legi z izmeničnim Tabela št. 4: Mehanske lastnosti (varjeno v vodoravni legi z izmeničnim tokom) trdnost (kp/mm2) meja raztezanja (kp/mm2) raztezek žilavost po V-Notch (kpm/cm2) - (%) + 20 0 — 20 — 40» C Srednja vrednost Mejne vrednosti 57,5 52—62 46,8 42—52 25,5 min. 20 19,2 min. 15 16,J min. i 14,6 10 min. 8 11,2 min. 6 Tabela št. 5: Mehanske lastnosti (varjeno v vodoravni legi z enosmernim tokom na + pol) Srednja vrednost Mejne vrednosti trdnost (kp/mm2) 55,5 52—62 meja raztezanja (kp/mm2) raztezek (°/o) žilavost po V-Notch (kpm/cm2) + 20 0 ■20 — 40° C 45,7 42—52 25,3 min. 23 21,4 min. 17 20,4 min. 15 16,6 min. 13 14,3 min. 12 Tabela št. 6: Mehanske vrednosti (varjeno v navpični legi z izmeničnim tokom) Srednja vrednost Mejne vrednosti trdnost (kp/mm2) 57,8 52—62 meja raztezanja (kp/mm2) raztezek 48,9 42—52 25,0 min. 20 žilavost po V-Notch (kpm/cm2) + 20 20,4 min. 15 0 18,4 min. 13 -20 16,2 min. 8 — 40° C 14,5 min. 6 tokom, precej odstopajo (odstopanje je približno enako kot pri čistih varih, ki so zvarjeni v vodoravni legi z izmeničnim tokom, in znatno večje kot pri čistih varih, ki so zvarjeni z enosmernim tokom na + pol v vodoravni legi). Iz minimalnih vrednosti mehanskih lastnosti čistih varov elektrode B-KOR Tifon (glej tabeli št. 4 in št. 6 — varjenje z izmeničnim tokom) je razvidno, da so zvari, ki so zvarjeni z elektrodo B-KOR Tifon na izmenični tok, glede na mehanske lastnosti kvalitetni. Zvari, ki so zava-rjeni z elektrodo B-KOR Tifon na enosmerni tok -1- pol, pa so v pogledu mehanskih lastnosti visoko kvalitetni (glej tabelo št. 5). Zaključek Nova visokokvalitetna specialna bazično opla-ščena elektroda B-KOR Tifon, ki je namenjena za varjenje korenov in kotnih zvarov v smeri od zgoraj navzdol, lepo vari v vseh legah (ležeče in nadglavno) od navpične lege do lege mesta varjenja pod kotom 45°. Tako zavarjeni zvari so lepi in kvalitetni (zvari, zavarjeni v navpični legi so dolgi in gladki, če so pa zavarjeni v legi mesta varjenja pod kotom 45°, pa nekoliko bolj grobi in krajši). Iz slik metalografskih obrusov je razvidno, da je koren »V« zvara kljub varjenju v navpični legi mesta varjenja in odprtini kota 50° dobro preta-ljen, uvar pa soliden (uvar je tako kot debelina vara odvisen od nagiba mesta varjenja). Pri varjenju v navpični legi je višina kotnega zvara — 1 sloj (varjeno z elektrodo dimenzije 0 4 mm) ca. 4 mm, uvar pa ca. 1 mm. Pri varjenju ležeče v vodoravni legi mesta varjenja pa je višina kotnega zvara — 1 sloj (varjeno tudi z elektrodo dimenzije 0 4 mm), ca. 5 mm, uvar pa ca. 2 mm. Več-slojno varjenje ležeče, v vodoravni legi mesta varjenja z elektrodami B-KOR Tifon ni priporočljivo (zaradi večje debeline slojev in težko taljive žlindre je nevarnost nastanka vključkov in por v zvaru — za varjenje v tem položaju je primerna elektroda EVB50). Za nadglavno varjenje v vodoravni legi mesta varjenja je elektroda B-KOR Tifon neprimerna (obešanje taline). Elektrodo B-KOR Tifon uporabljamo običajno v kombinaciji z elektrodama EVB 50 in EVB 60 — koren ter po potrebi še 2—3 sloje zavarimo z elektrodo B-KOR Tifon v smeri od zgoraj navzdol, zatem pa zapolnimo »V« zvar z elektrodo EVB 50 oz. EVB 60 v smeri od spodaj navzgor. Elektroda B-KOR Tifon služi predvsem kot pripomoček, ki poenostavi in poceni varjenje (enostavno, hitro in kvalitetno varjenje korenov in kotnih zvarov v smeri od zgoraj navzdol ter zelo ekonomično varjenje »V« zvarov — dobro pretaljenje korena že pri odprtini kota »V« zvara 50°). Dimenziji elektrode B-KOR Tifon 0 3,25 in 0 4 mm sta primerni za varjenje z izmeničnim in enosmernim tokom (+pol), z dimenzijama 0 5 in 0 6 mm pa moramo variti le na izmenični tok. Za varjenje korenov sta najprimernejši dimenziji 0 3,25 in 0 4 mm, to je pomembno predvsem za varjenje z enosmernim tokom na + pol, kjer je priporočljivo korene »V« zvarov, ki so pripravljeni iz tanjših pločevin (pod 20 mm), variti z elektrodo, dimenzije 0 3,25 mm. Ker to dimenzijo elektrode B-KOR Tifon lahko obvladamo ne glede na vrsto toka, s katerim varimo (izbira tanj še elektrode ima za posledico hitrejše ohlajanje taline in žlindre — pri varjenju v smeri od zgoraj navzdol elektrodo lažje obvladamo ter zato lahko pri nihanju ob steni zaradi boljšega uvara tudi nekoliko zastanemo), je ta dimenzija (0 3,25 mm) za varjenje korenov primernejša od dimenzije elektrode 0 4 mm. Tudi pri varjenju kotnih zvarov v navpični legi v smeri od zgoraj navzdol dobimo z elektrodo B-KOR Tifon, dimenzije 0 3,25 mm zelo ugodne dimenzije zvarov (višina kotnega zvara je ca. 4 mm). Za varjenje kotnih zvarov so najprimernejše dimenzije elektrod 0 3,25, 0 4 in 0 5 mm ter pri varjenju debelih pločevin (nad 15 mm) še 0 6 mm. Elektroda B-KOR Tifon je uporabna za varjenje drobno zrnatih in konstrukcijskih jekel, kot-lovske in ladijske pločevine ter jeklene litine. Da pri varjenju jekel, ki rada zakalijo (St52-3, St 52 Cb) ne dobimo močno zakaljenega pasu prehodne zone z martenzitno strukturo in visoko trdoto (ca. 350—400 HV), jih moramo variti pregrete (večlojno varjenje — z varjenjem prvih slojev osnovni material pregrejemo) — slabo za-kaljeni pas prehodne cone ima po večslojnem varjenju bainitno strukturo s trdoto okoli 280 HV. Vsebnost H2 pod 5ml/100gr zvara, kemična analiza in dobre mehanske vrednosti čistega vara elektrode B-KOR Tifon so poleg že omenjenih odlik, ki poenostavijo in pocenijo varjenje (enostavno, hitro, kvalitetno in ekonomično varjenje), lastnosti, ki dajejo tej elektrodi zelo široke možnosti uporabe, industriji pa bolj ekonomičen in sodobnejši način varjenja. Literatura 1. Koch: Handbuch der Schvveisstechnologie Lichtbogen-schvveissen (1961) 2. D. Seferijan: Metalurgija zavarivanja (1969) 3. VEM: Handbuch Lichtbogenschvveissen (1958) ZUSAMMENFASSUNG In der Forschungsabteilung des Hiittenvverkes Jesenice ist eine neue hochquaIitate speziale basische Umhiillungs-elektrode B-KOR-Tifon entwickelt vvorden. Sie ist vor allem fiir das Wurzel und Kehlnahtschweissen in der Richtung von oben nach unten bestimmt. Die Elektrode schweisst schon in der Richtung von oben nach unten in allen lagen (liegend und uberkopfig) von der senkrechten Lage bis zu der geneigten unter einem Winkel von 45°. Beim vvaagerechten Schweissen ist empfehlbar mit der Elektrode B-KOR-Tifon nur eine Schvveissraupe die VVurzel zu schweissen. Fiir das iiberkopfige Schweissen in horizon-taler Position ist diese Elektrode nicht geeignet. Die Schweisselektrode B-Kor-Tifon wird iiblich in der Kombination mit den Schweisselektroden EVB 50 und EVB 60 angevvendet. Die Wurzel und nach Bedarf noch zvvei bis drei Lagen werden mit der Elektrode B-KOR-Tifon in der Richtung von oben nach unten verschweisst, darauf wird die »V« Fuge mit der Schvveisselektrode EVB 50 oder EVB 60 in der Richtung von unten nach oben nachgefullt. Die Schweisselektrode B-KOR-Tifon dient vor allem als Hilfsmittel fiir die Vereinfachung und Verbilligung des Schweissens (einfaches) schnelles und qualitates. Schweissen der Wurzen und Kehlnahte in der Richtung von oben nach unten und ein sehr okonomisches Stumpfnaht-schweissen der »V« Fuge — gute Einbrandtiefe schon bei einem Nahtoffnungsvvinkel 50°. Die Schweisselektroden B-KOR-Tifon mit 3.25 und 4 mm Drahtdurchmesser sind fiir das Schvveissen mit Wechselstrom und Gleichstromm geeignet (+ Pol), die 5 und 6 mm Dicken konnen nur mit Wechselstrom ge-schweisst vverden. Fiir das Schweissen der Wurzen sind vor allem die 3.25 und 4 mm Elektroden geeignet, das ist besonders wichtig beim Schvveissen mit Gleichstrom auf + Pol, wo das Schvveissen der Wurzen in einer »Ve Fuge bei Blechen unter 20 mm mit der 3.25 mm dicken Elektrode ampfohlen vvird. Fiir das Schvveissen der Kehlnahte sind am geeignesten die 3.25 mm, 4 mm und 5 mm Elektroden, und fiir das Schvveissen der dicken Bleche (iiber 15 mm) noch die Dicke 6 mm. Die Schvveisselektrode B-KOR-Tifon ist fiir das Schvveissen der Feinkornstahle, der Konstruktionsstahle, der Kesselbau und Schiffbaustahle und von Stahlguss bestimmt. Dass beim Schvveissen der Stahle vvelche zum Harten neigen (St 52 — 3, St 52 Cb) in der iibergangszone nicht das Hartegefiige mit einer martensitischer Struktur auftritt (ca 350—400 HV), miissen diese Stahle in mehr Lagen geschvveisst vverden (das Grundmaterial vvird beim Schvveissen der ersten Schvveissraupen aufgevvarmt). Die schvvachgehartete Obergangszone hat nach einer Mehr-lagenschvveissung bainitisches Gefiige mit einer Harte ca 280 HV. Der H2 Gehalt unter 5 ml/100 g des Schvveiss-gutes, chemische Zusammensetzung und gute mechanische Eigenschaften des Schvveissgutes sind neben der schon ervvahnten Vorziigen der Elektrode B-KOR-Tifon (einfaches schnelles, qualitates und okonomisches Schvveissen) dieje-nigen Eigenschaften, vvelche dieser Elektrode einen sehr breiten Anvvendungsbereich und der Industrie eine okono-mische und zeitgenosische Schvveissart bieten. SUMMARY Research department of Jesenice Ironvvorks developed a nevv high quality special basic lined B-KOR Tifon elec-trode vvhich is intended mainly for vvelding roots and making fillet welds in the direction from up dovvnvvards. The electrode vvelds vvell in the direction dovvnvvards in ali the positions (horizontal and overhead) from vertical position to the inclined vvelding under angle 45°. In the horizontal vvelding position, if start of vvelding is horizontal, only one layer-root is advisible to be made vvith B-KOR Tifon electrode, but for overhead vvelding of the horizontal vvelding this electrode is unsuitable (hanging of the melt). B-KOR Tifon electrode is used usually in combination vvith EVB 50 and EVB 60 electrodes. If necessary, root and tvvo or three layers are vvelded by B-KOR Tifon electrode from up dovvnvvards and then »V« weld is filled vvith EVB 50 or EVB 60 electrode from dovvn upvvard. B-KOR Tifon electrode is mainly a help vvhich simplifies and makes vvelding cheaper (simple, fast and quality vvelding of roots and angle vvelds from up dovvnvvards and very profitable vvelding of »V« vvelds — good melting of the root already at the opening angle 50° of the »V« vveld). Dimensions of B-KOR Tifon electrode 0 3.25 and 0 4 mm are suitable for vvelding vvith alternating and di-rect current (plus pole) v/hile dimensions 0 5 and 0 6 mm are for vvelding only vvith alternating current. For root vvelding dimensions 0 3.25 and 0 4 mm are the most suitable, this is the most important in vvelding vvith direct current on the plus pole vvhere it is advisable to vveld flat roots prepared from thinner shits (under 20 mm) vvith the electrode of 0 3.25 mm. For angle vvelding dimensions 0 3.25, 0 4, and 0 5 mm of elektrodes and for vvelding thicker plates (over 15 mm) even 0 6 mm are the most suitable. B-KOR Tifon electrode is usable for vvelding of fine grained and struktural steels, boiler and ship plates, and čast steel. In order not to obtain too hardened transition zone vvith martensitic structure and high hardnesses (about 350 to 400 HV) with the steels susceptible to hardcning (St 52-3, St 52 Cb), thise steels must be welded in more layers bythe first Iayers the basic material is heated through — badly hardened zone Iias after more-layer weld-ing bainitic structure \vith hardness about 280 HV. Hydrogen content below 5 ml/100 g of weld, chemical purity and good mechanical properties of pure \veld con-firm alreadv previouslv mentioned advantages of B-KOR Tifon electrodes. These properties give very wide usabilitv of the electrode beside more profitable and more modern way of \velding. 3AK AIOTEHH E OTAeAeHHe Aa6opaTopHbix HccAeAOBaHHH MeTaAAyprHqecKora 3aB0Aa EceHHue (Železarna Jesenice) pa3pa6oTaAo hobhii, cnemi-»ABHbiii 3AeKTpoA BucoKora Ka^ecTBa c ochobhoh oSoaohkoS b-KOR Tifon. 3tot 3AeKTpoA npeAHa3Haieii rAaBHbiM o6pa3C>M aah CBapKii YrAonLi.x h ochobhmx qacTcn KOHCTpyKijHfi B HanpaBAeHHH CBepxy bhh3. Cn0C06H0CTB CBapusaHiia 3T0ra 3AeKTpoAa oieiib xoponioc bo Bcex ri0A0>KeiiHHX TaKora HanpaBAeHHH, t. 3. b Ae>KameM H BepTHKaABHOM, npH HeM B BepTHKaAbHOM AO nOAOJKeHHfl CBapKH noA YrAOM OT 45°. Ecaii csapKy BeAyT b AeacameM noAOJKeHHH a MeCTO CBapiIBaHHH HaXOAHTCH TT ogtrkhobchho b komSh-Hamin c 3AeKTpoAaMH EVB 50 H EVB 60 aah ochobm; a ecAH heo6xoahmo, to 2 hah 3 caoh 3aBapiiBaiOT c 3AeKTpoAOM B-KOR Tifon b HanpaBAeHHH c BBepxy BHH3. IIocAe 3Tora BbinoAHHeTCH CBapnoH ihob ,,V" c 3AeKTpoAaMH EVB 50 hah EVB 60 B HanpaBAeHHH CHH3y B BBepx. TAaBHOe npeHMymecTBO SAeKTpoAa B-KOR Tifon coctoht b tom, hto SAaroAapsi HecAOKHocTH npn ynoTpe6AeHHH, Bbictpoh h Ka^e-ctbchhoh CBapKH OCHOBM H BLmOAHeHHK) yrAOBbIX hibob b HanpaBAeHHH c BBepxy, BHH3, BecbMa skohomhhhoh CBapKH Bpa3py6, xopoiuoH neperiAaBKH ochobh h pa3py6nora yrAa Aa>Ke npn 50°, 9T0T 3AeKTpoA peKOMeHAyeTCH KaK BecbMa KanecTBeHHOH BcnoMora-TeAbHblH MaiepHHA. Pa3Mep 3aektpoa B-KOR Tifon 0 3.25 h 0 4 mm b anametpe npeAnoiHTaiOT aah CBapKH c nepeMeHHbiM H nocTOHHHbiM 3A. tokom. C 3AeKTpOAaMH 0 5 H 6 mm HaAO BbinOAHHTb CBapKy TOAbKO c nepeMeHHbiM tokom. aah CBapKH ochobm caMbie noAxoAHWHe AHaMeTpbi 0 3,25 h 0 4 mm. 3to hmeet 3hayehhe b ocoochhoctii npn CBapKH ochobm c noctohhhhm 3a. tokom Ha + noMoc. B 3tom CAy»iae peKOMeHAy-eTCH OCHOBbl pa3py0HbIX uibob npnrOTOBAeHHbIX h3 tohkoh >KCCTII (MeHee hem 20 mm) cbaphbatb c sacktpoaom ahametpa 0 3,25 mm. aah CBapKH yrAOBbix ihbob (b) caMbie n0AX0AHmne SAeKTpoAbi 0 3,25, 0 4 h 0 5 mm, a CBapKH toactoh acecTH CBbiiue 15 mm TaKJKe SAeKTpoA AHaMeTpa 6 MM. 3AeKTpoA B-KOR Tifon npHMeHHeTCH aah CBapKH MeAK03ep-HHCTOH H KOHCTpyKHHOHHOtt CTaAH, KOTeAbHbIX AHCTOB H CTaAbHOTa AHTbH. ^TOSbl npil CBapKH CTaAH MapOK KOTOpbie HMeiOT CKAOHHOCTb k 3aKaAHBaHHio (St 52—3, St 52 Cb) ne HacTymiAO ao nOHBAeHHH chabho 3aKaAeHHora nonca nepexoAHoii 3ohbi MapTeH3HTHoii CTpyK-Typbi h BbicoKoii TBepAOCTH (npH0A. 350—400 HV) npHMeHHeTCH cnoco6 MH0r0CA0HH0H CBapKH npn hčm c nepBMM ochobhhm CAoeM nacTynaeT neperpeB MaTepHHAa a HH3KO 3aKaAeHHbift hohc nepexoA-hoh 3ohw nepexoAHT nocAe CAeAyiouxHH mhotocaohhoh CBapKH b 6eiiHHTHyio CTpyKTypy TBepAOCTH npn6A. 280 HV. CBapo»mbifi caoh coAepjKHTb MeHee