p- II VSEBINA ŽELEZARSKI ZBORNI K Stran Rodič Alenka — Železarna Ravne REKRISTALIZACIJSKI DIAGRAMI.....53 Rodič Jože, A. Segel — Železarna Ravne VPLIV KEMIJSKE SESTAVE NA PREMENSKE TOČKE LEDEBURITNIH ORODNIH JEKEL . 65 Uranc Franc Železarna Ravne KVALITETNEJŠA TOPLOTNA OBDELAVA IZDELKOV IZ UTOPNIH JEKEL.......77 Kuzman Karel — Kovaška industrija Zreče VPLIV PREOBLIKOVANEGA MATERIALA NA SNOVANJE PROCESOV HLADNEGA MASIVNEGA PREOBLIKOVANJA JEKEL.....83 TEHNIČNE NOVICE Pšeničnik Jože Železarna Ravne NOVO ORODNO JEKLO Č 9750 Utop CO> ZA DELO V VROČEM............93 Sikošek Dušan NOVI VARILNI PRASKI IZ PROIZVODNJE ŽELEZARNE JESENICE ....... Društvene vesti 103 104 LETO 10 ST. 2 -1976 ŽEZB BQ 10 (2) 53 -108 (1976) IZDAJAJO 2ELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INSTITUT Vsebina Ihalt Contents stran Rodič Alenka Reklistalizaci j ski diagrami 53 UDK: 621.785.3.003.63 ASM/SLA: N5, J23c, M27c Rodič Jože Antonija Šegel Vpliv kemijske sestave na premenske točke Iedebu-ritnih orodnih jekel 65 UDK: 669.15 — 194.58 ASM/SLA: N8, M23b, S12, TSh, 2—60 Uranc Franc Kvalitetnejša toplotna obdelava izdelkov iz utop-nlh jekel 77 UDK: 669.14.018.456.2:621.78 ASM/SLA: TSJ Kuzman Karel Vpliv preoblikovanega materiala na snovanje procesov hladnega masivnega preoblikovanja jekel 83 UDK: 669.14.018.233 ASM/SLA: CN9, G5 Tehnične novice 93 Društvene vesti Seite Rodič Alenka Die Rekristallisations-Diagramme 53 UDK: 621.785.3.003.63 ASM/SLA: N5, J23c, M27c Rodič Jože Antonija Šegel Einfluss der chemischen Zusammensetzung auf die Umwandlungspunkte der ledeburitischen Werkzeug-stahle 65 UDK: 669.15— 194.58 ASM/SLA: N8, M23b, S12, TSh, 2—60 Uranc Franc Eine qualitatsmassig bes-sere VVarmebehandlung der Erzeugnisse aus Ge-senkstahl 77 UDK: 669.14.018.456.2:621.78 ASM/SLA: TSJ Kuzman Karel Einfluss der Verformung des Materials auf die Pro-zesse der Kaltmassivum-formung 83 UDK: 669.14.018.233 ASM/SLA: CN9, G5 Technische nachrichten 93 Page Rodič Alenka RecrystaIlization Diagrams 53 UDK: 621.785.3.003.63 ASM/SLA: N5, J23c, M27c Rodič Jože Antonija Šegel Influence of Chemical Composition on Transfor-mation Points of Ledeburite Tool Steel 65 UDK: 669.15 — 194.58 ASM/SLA: N8, M23b, S12, TSh, 2—60 Uranc Franc Better Heat Treatment of Die Steel Products 77 UDK: 669.14.018.456.2:621.78 ASM/SLA: TSJ Kuzman Karel Influence of material workability on designing massive cold vvorking processes 83 UDK: 669.14.018.233 ASM/SLA: CN9, G5 Technical News 93 Association Nevvs CoAep>Kamie CTpamnia Rodič Alenka PeKpiiCTaAAH3auiopiuai(HH MaTe-piiaAa k pa3MbiuiAeHHio o npo-ueccax x0A0AH0r0 MaccHBHoro Ae<|)opM(ipoBaHiifl. 83 UDK: 669.14.018.233 ASM/SLA: CN9, C5 TexHircecKHe hobocth 93 OcBeAOMAeHHH opraHH3aiuiH Vereinsnachrichten ŽELEZARSKI ZBORNIK IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INSTITUT LETO 10 LJUBLJANA JUNIJ 1976 Rekristalizacijski diagrami Alenka Rodič Železarna Ravne izvaja obširen raziskovalno razvojni projekt pod naslovom PLASTIČNA PREDELAVA JEKEL V HLADNEM. Del tega projekta je s serijo raziskovalnih nalog prevzel v izvajanje tudi metalurški inštitut v Ljubljani s sofinanciranjem raziskovalne skupnosti Slovenije. V fazi programiranja tega projekta smo zbrali doslej razpoložljivo dokumentacijo in izvedli serijo uvodnih raziskav orientacijskega značaja, da bi se na osnovi ugotovitev v nadaljnjem izvajanju projekta lahko odločili za metodiko, ki naj bi nas najbolj učinkovito privedla do pričakovanih rezultatov projekta. Raziskovanje odnosov hladne deformacije in rekristalizacije predstavlja pri tem zelo pomemben del, obenem pa neposredno služi razvoju teh-nologije in ugotavljanju objektivnih kriterijev fazne in končne kontrole. Izkušnje so pokazale, da klasični rekristalizacijski diagrami, kakršne poznamo npr. za mehko nelegirano jeklo in nekatera malolegirana jekla, ne dajejo potrebnih in pričakovanih informacij pri visokolegiranih jeklih in zlitinah. Izkazalo se je, da so za posamezne vrste jekel primerne različne metode raziskav, pri čemer pa gre največkrat za kombinacijo mehanskih in metalografskih preiskav. Izbrali smo vrsto tipičnih predstavnikov posebnih jekel iz proizvodnega programa — dve visoko-legirani jekli feritnega tipa, dve visokolegirani jekli avstenitnega tipa, nerjavno in nižje legirano orodno jeklo — za katere v članku podajamo ugotovitve, ki bodo osnova za programiranje raziskovalnega projekta. Osnova tehnologije hladnega preoblikovanja z vlečenjem so rekristalizacijski diagrami, ki nam nazorno prikazujejo medsebojne odnose strukturnih sprememb in lastnosti jekla, stopnje deforma- Alenka Rodič, dipl. inž. metalurgije, vodja metalografskih laboratorijev v železarni Ravne. UDK: 621.785.3.003.63 ASM/SLA: N 5, J 23c, M 27c cij in pogojev rekristalizacije, od katerih je odvisna sposobnost za nadaljnje deformacije. Mehanske utrditve, spremembe fizikalnih lastnosti ter deformacije strukture, ki nastanejo zaradi hladne deformacije, lahko odstranimo delno ali popolnoma, kar je odvisno od temperature žar-jenja za rekristalizacijo. Shema1 na sliki 1 prikazuje dogajanje v hladno deformiranem jeklu pri ogrevanju na različne temperature: Pri tem ločimo: — temperaturno območje, v katerem ni nobenih sprememb, — temperaturno območje poprave ali opomoči kristalov, ki vpliva delno na mehanske lastnosti, ne povrzoča pa strukturnih sprememb. Temperatura Slika i Shema dogajanj1 pri ogrevanju hladno deformiranega jekla v različnih temperaturnih območjih: 1 — brez sprememb, 2 — opomoč ali poprava kristalov, 3 — rekristalizacija, 4 — sekundarna rekristalizacija. Fig. 1 Scheme of phenomena1 in heating cold worked steel in various temperature regions: 1 — vvithout changes 2 — recovery 3 — recrystallization 4 — secondary recrystallization — temperaturno območje rekristalizacije, v katerem se bistveno spremenijo mehanske lastnosti in struktura zaradi nastajanja novih kali, iz katerih rastejo nova zrna; — temperaturno območje sekundarne rekristalizacije, ki se izraža z neenakomerno rastjo zrn in s poslabšanjem mehanskih lastnosti. Poprava kristalov in rekristalizacija sta termodinamična procesa, pri katerih se odstrani nakopičena energija, ki jo je kovina dobila pri hladni obdelavi. IZDELAVA REKRISTALIZACIJSKIH DIAGRAMOV Za rekristalizacijo je potrebna določena kritična stopnja predelave, ki jo je dobila kovina pred primarno rekristalizacijo. Za različne stopnje predelave pa je potrebno ugotoviti tudi primerno temperaturo žarjenja, zato lahko rečemo, da imamo za vsako stopnjo deformacije določeno kritično temperaturo rekristalizacije. če je stopnja deformacije premajhna, pod kritično stopnjo, nastanejo lahko pri rekristalizaciji zelo groba zrna, prav tako pa nastane tudi grobozrnata struktura, če je temperatura žarjenja višja od kritične temperature rekrisalizacije. Zelo je treba paziti na režim segrevanja. Če ogrevamo počasi, nastanejo večja zrna, kot če ogrevamo hitreje do enake temperature. Rekristalizacijski diagrami združijo oba procesa — primarno rekristalizacijo in rast zrna. Na klasičnih rekristalizacijskih diagramih je pokaza-na odvisnost velikosti zrna od stopnje deformacije in rekristalizacijske temperature. V glavnem je zrno večje pri manjši stopnji deformacije, če je bila temperatura žarjenja dovolj visoka, da je sploh nastopila rekristalizacija. Potrebna rekristalizacijska temperatura je nižja pri večji stopnji deformacije. Z drugimi besedami rečeno, aktivacijska energija, ki je potrebna za začetek rekristalizacije, je lahko manjša, če se je nakopičilo več notranje energije pri hladni deformaciji. Omeniti je treba, da pri zelo majhnih stopnjah deformacije sploh ne pride do rekristalizacije zaradi neznatne notranje energije, ker skoraj ni nobenega padca energije. Rekristalizacijske diagrame izdelujemo tako, da z različnimi stopnjami deformacije predelano kovino ogrejemo na različne temperature in po končani rekristalizaciji izmerimo velikost zrna. Tako nastanejo klasični rekristalizacijski diagrami, med katerimi je splošno poznan predvsem tipičen rekristalizacijski diagram mehkega ogljikovega jekla. V naslednjih točkah bomo obravnavali nekaj značilnosti manj znanih rekristalizacijskih diagramov za nekatera visokolegirana jekla. Izkušnje pri raziskavah rekristalizacije so pokazale, da določanje optimalne temperature rekristalizacije samo na osnovi meritev velikosti zrna pri mnogih vrstah jekla ni dovolj zanesljivo. Ta ugotovitev še posebno velja za visokolegirana konstrukcijska in orodna nadevtektoidna jekla. Vso pozornost je treba posvetiti kombiniranemu preizkušanju mehanskih lastnosti in metalografskim preiskavam razpotegnjenosti zrna na vzdolžnih metalografskih obrusih. Rekristalizacija je popolnoma potekla takrat, ko je zrno zopet popolnoma enakoosno. Prav lahko pa se zgodi, da je takrat zrno že nekoliko naraslo. Sledi torej, da minimalna velikost zrna ne določa vedno optimalnih pogojev rekristalizacije glede sposobnosti jekla za nadaljnje plastično deformiranje v hladnem. V nadaljevanju podajamo nekaj značilnih rekristalizacijskih diagramov. Osnovni namen tega članka je z dosedanjimi izkušnjami prispevati k projektu raziskav hladne predelave specialnih jekel, tako da bi za posamezne značilne vrste jekel izbrali najprimernejši tip rekristalizacijskih diagramov, ki nam pri študiju rekristalizacijskih pogojev omogoča najboljše uporabne ugotovitve. REKRISTALIZACIJSKI DIAGRAM ZA JEKLO Č 4961 — RAVNAL 2 (max. 0,05 % C, 22 % Cr, 5,5 % Al) Iz rekristalizacijskega diagrama3, ki prikazuje na sliki 2 odvisnost velikosti zrna od stopnje deformacije in temperature rekristalizacije, se vidi, da je z ozirom na velikost zrna najugodnejša temperatura rekristalizacije 675° C. Pri temperaturah, ki so nižje od 675° C, imamo popravo kristalov in le delno rekristalizacijo. Nekako v temperaturnem območju 625 — 675° C nastane prepletanje obeh procesov: poprave kristalov in rekristalizacije. Pri temperaturah nad 675° C nastanejo že večja zrna in iz diagrama se vidi, da je kritična temperatura rekristalizacije 700° C. Prav tako se iz diagrama razbere, da nastanejo po rekristalizaciji finejša zrna pri predhodni večji stopnji deformacije. Za Mi E 6- * < ■ S 2- ravnine konst. temperature |[l|'ii!lH|l|i| ravnine konst stopnje deformacije Slika 2 Rekristalizacijski diagram3 jekla C.4961 — RAVNAL 2. Za izdelavo rekristalizacijskega diagrama je bila uporabljena žica 0 5,45 mm, ki je bila predhodno žarjena 20 minut na 750° C. Fig. 2 Recrystallization diagram3 of C.4961 — RAVNAL 2 steel. In construction of the diagram 5.45 mm wire previously annealed 20 minutes at 750° C was used. --stopnja deformacije. V, jeklo č 4961 je kritična stopnja deformacije okrog 25 %. Pri manjših stopnjah deformacije nastanejo zelo groba zrna. Zelo važen je tudi čas žarjenja. Pri predolgem času rekristalizacije nastopi sekundarna rekrista-lizacija ter dobimo zelo groba zrna. Izbrati je treba minimalno potreben čas, ki pa je v glavnem odvisen od vrste jekla. Za jeklo č 4961 je najugodnejše da ga na rekristalizacijski temperaturi 675° C pri 30 % stopnji deformacije obdržimo približno 30 minut. Iz tabele 1 vidimo, kakšne so mehanske lastnosti hladno deformiranega jekla, po popravi kristalov pri 600° C in po rekristalizaciji pri 675° C. Vzeta je povprečna vrednost 25 vzorcev. V tem primeru mehanskih lastnosti pri višjih temperaturah rekristalizacije nismo preizkušali. Tabela 1 — Mehanske lastnosti Stanje jekla aT N/mm2 aM N/mm2 8 % ^ % Hladno deformirano (30 % stopnja deformacije) 915 1023 15,4 49,2 Poprava kristalov pri 600° C (30 minut) 630 774 23,9 57,7 Rekristalizacija pri 675° C (30 minut) 540 701 29,5 66,4 Iz teh rezultatov vidimo, da ima jeklo, ki je hladno deformirano, visoko trdnost in majhen raz-tezek. S pravilno toplotno obdelavo se zniža trdnost, hkrati pa se poveča raztezek in razpotegnje-na trakasta struktura jekla se spremeni v enakomerne drobnozrnate kristale. Pri tem velja splošno pravilo, da mora dobra rekristalizacija zagotoviti take mehanske lastnosti in deformacijske sposobnosti jekla, kakršne je imelo jeklo pred hladno deformacijo! Iz tega klasičnega rekristalizacijskega diagrama smo razbrali naslednje optimalne pogoje: — temperatura rekristalizacije 675° C, — čas držanja na temperaturi 30 minut, — počasno ohlajanje s temperature rekristalizacije, — stopnja hladne deformacije naj ne bo manjša od 30 %. Izkušnje pa niso dajale povsem zadovoljivih rezultatov, zato smo se odločili za nekoliko razširjeno raziskavo rekristalizacije, ki nas je privedla do zelo pomembnih ugotovitev4. Pri dodatnih raziskavah smo za vse preizkuse uporabili paličasto jeklo 0 7 mm iz ene izhodne taline, da ne bi bilo razlik med preizkušanci. Kemijska sestava je bila v normalnih predpisanih mejah z vsebnostjo glavnih elementov C = 0,02 %, Cr = 22,3 %, Al = 5,3 %. Palice smo v enakih standardnih tehnoloških pogojih vlekli v hladnem s tremi različnimi stopnjami redukcije: od 0 7 mm na 0 6,4 mm s stopnjo redukcije 16,4 %, od 0 7 mm na 0 5,7 mm s stopnjo redukcije 34 %, od 0 7 mm na 0 4,2 mm s stopnjo redukcije 64 °/o. Rekristalizacijo tako vlečenih palic smo izvajali pri temperaturah 400, 530, 610, 650, 690, 730, 770, 800, 950 in 1000° C. Po 40-minutnem zadrževanju na temperaturi rekristalizacije smo palice gasili v vodi. Gašenje v vodi ima v primerjavi s počasnim ohlajanjem poseben pomen. Jeklo Č 4961 — RAVNAL 2 spada v skupino feritnih jekel, ki so pri počasnem ohlajanju nagnjena k izločanju krhkih faz, kar pa v določenih primerih bistveno vpliva na poslabšanje žilavosti in sposobnosti za plastično deformiranje pri vlečenju v hladnem. Na sliki 3 je zbranih nekaj značilnih mikro-struktur, ki nazorno prikazujejo spremembe pri rekristalizaciji tega jekla. Jasno se vidi stopnja deformiranosti zrn pod vplivom stopnje redukcije. Temperatura začetka rekristalizacije pri 650° C (in morda nekoliko nižje) je približno enaka pri vseh treh različnih stopnjah redukcije, medtem ko so temperature konca rekristalizacije zelo različne, v odvisnosti od stopnje redukcije. Čim večja je stopnja redukcije, tem nižja je temperatura konca rekristalizacije in tem ožji je temperaturni interval poteka rekristalizacije. Pri večji stopnji redukcije dobimo po končani rekristalizaciji finejše zrno. V določenem temperaturnem območju nad temperaturo konca rekristalizacije ne opazimo bistvenih sprememb velikosti zrna, nato pa začne zrno razmeroma enakomerno naraščati, dokler ne opazimo pri višjih temperaturah značilnega pojava sekundarne rekristalizacije (si. 4). Temperatura sekundarne rekristalizacije je tem nižja in jakost tega pojava je toliko močnejša, kolikor je večja stopnja redukcije pri hladnem deformiranju jekla. Ta raziskava s serijo metalografskih preiskav mikrostruktur na vzdolžnih obrusih je jasno pokazala, kako pomanjkljive so bile informacije iz klasičnega rekristalizacijskega diagrama na sliki 2. Ta je upošteval le velikost zrna, ne pa razpotegnje-nosti pod vplivom hladne deformacije. Prej ugotovljena »optimalna« temperatura rekristalizacije 675° C prav gotovo ne zagotavlja zadostne rekristalizacije, saj se ta pri tej temperaturi komaj dobro začne. Nepopolna rekristalizacija se odraža v neenakomerni mikrostrukturi in nezadovoljivih lastnosti jekla. Metalografske ugotovitve so v celoti potrdili tudi mehanski preizkusi in meritve trdot. Slika 5 kaže, da je predvsem kontrakcija obenem z raztržno trdnostjo zelo primerno merilo za ugotavljanje optimalnih pogojev rekristalizacije. Obenem je omejitev minimalne kontrakcije in It 16,4%-610°C 16,4%-650°C ® 16,4%-800°C ® 16,4%-950° C 34 % - 770°C ® 34 % -950°C 34% -650°C (Z) 34% - 610 °C 64% -730°C @ 64%-650°C (Z) 64 % - 6J0°C 64% - 950 °C Slika 3 Mikrostrukture jekla č.4961 — RAVNAL 2, hladno deformiranega z navedenimi stopnjami redukcije, po držanju 40 minut na navedenih temperaturah in gašenju v vodi2. Povečava 100 X. (Z — temperatura začetka rekristalizacije, K-temperatura konca rekristalizacije) Fig. 3 Microstructure of C.4961 — RAVNAL 2 steel, cold deformed vvith the mentioned degrees of deformation, after it vvas kept 40 minutes at the mentioned temperature and sub-sequently quenched in vvater2. Magnification 100 times. (Z — temperature of the beginning of recrystallization, K — temperature of the completed recrystallization). 34% -1000°C | Slika 4 Začetek naraščanja zrn (RZ) in pojav sekundarne rekri-stalizacije (SR) pri jeklu C.4961 — RAVNAL 2 po hladni deformaciji z navedeno redukcijo in ogrevanju 40 minut na navedeni temperaturi. S. temperature rekristalizacije gašeno v vodi2. Fig. 4 The beginning of grain groivth (RZ) and the phenomenon of secondary recrystallization (SR) in C.4961 — RAVNAL 2 steel after cold deformation vvith the mentioned reduction, and after heating 40 minutes on the mentioned temperature. From the recrystaIlization temperature it vvas quenched in vvater2. ® ,. <00 500 600 700 BOO 900 <000 -— Temperatura rekristalizacije "C Slika 5 Trdnost in kontrakcija v odvisnosti od temperature rekri-stalizacijskega žarjenja5 z držanjem 40 minut na temperaturi in gašenjem v vodi. Jeklo C.4961 — RAVNAL 2, stopnja hladne deformacije 64 °/o. Fig. 5 Strength and contraction related to the recrystallization temperature® by holding 40 minutes on the temperature and by subsequent quenching in vvater. C.4961 — RAVNAL 2 steel. Degree of cold deformation: 64 °/o. Slika 6 Trdota HV3» in temperaturno območje rekristalizacije pri različnih stopnjah redukcije. Jeklo C.4961 — RAVNAL 2, držanje na temperaturi rekristalizacije 40 minut in gašenje v vodi. Fig. 6 HV30 hardness and temperature interval of recrystallization at various degrees of deformation. C.4961 — RAVNAL 2 steel. Holding 40 minutes 011 the temperature and quenching in vvater. peraturnem območju 600 — 800° C poteka v odvisnosti od različnih stopenj redukcije rekristaliza-cija, ki je pri 800° C v vseh primerih končana. Za študij vplivov hladne deformacije in rekristalizacije, za identifikacijo optimalnih tehnoloških pogojev in za kontrolo je pri tem jeklu najprimernejši raztržni preizkus (trdnost — kontrakcija). Za poglobljen študij so zelo pomembne meta-lografske preiskave na vzdolžnih obrusih. REKRISTALIZACIJSKI DIAGRAM ZA JEKLO C 4561 — RAVNIN 2 (max. 0,2 % C, 21 % Cr, 30 % Ni) Na sliki 7 je klasičen rekristalizacijski diagram3 za jeklo C 4561 — RAVNIN 2. Iz diagrama lahko ocenimo kritično temperaturo rekristalizacije ca. 1070° C in kritično stopnjo deformacije ca. 20 %. maksimalne trdnosti zelo umesten kriterij za kontrolo kakovosti v tehnološkem procesu za oceno stopnje popolnosti izvršene rekristalizacije. Na sliki 6 je prikazano temperaturno območje rekristalizacije za jeklo C 4961 RAVNAL 2 pri različnih stopnjah redukcije. Podane so tudi trdote HVjo v vlečnem stanju ob začetku rekristalizacije in ob koncu rekristalizacije. Za jeklo C 4961 — RAVNAL 2 smo torej s to raziskavo ugotovili, da poteka v območju 500 — 600° C opomoč ali delna poprava kristalov, v tem- Temperatura rekristalizacije °C Slika 7 Rekristalizacijski diagram3 jekla Č.4561 — RAVNINI 2. Fig. 7 Recrystallization diagram for C.4561 — RAVNIN 2 steel. a ^3000-- •Z2000 :§ KDO Stopnja deformacije %-- fbmhe korist temperature EE3 Rbvrvne kcnst s*jt*ye deformacije Rekristalizacija poteka v območju 900—1050° C. Pri temperaturi pod 850° C je zrno še močno razpo-tegnjeno. čas držanja na temperaturi je normalno ca. 30 minut, nato pa sledi gašenje v vodi. Z ozirom na splošno poznane lastnosti avstenit-nih jekel naj bi po možnosti temperatura gašenja ne bila nižja od 1000° C. V tabeli 2 so navedene mehanske lastnosti hladno deformiranega in rekristaliziranega jekla (povprečne vrednosti za 25 vzorcev). Tabela 2 — Mehanske lastnosti Stanje jekla aT N/mm2 . Pri posebnem visokolegiranem jeklu feritnega tipa s 25 % Cr smo prišli do podobne ugotovitve: optimalni pogoji rekristalizacije so 700—800° C — voda, ki zagotavlja trdnost pod 600 N/mm2 in kontrakcijo nad 60 %. Očiten znak za potek rekristalizacije je pojav mejne razteznosti pri registriranju krivulj napetosti in raztezka pri porušitvenem preizkusu. Raziskave rekristalizacije pri dveh vrstah visokolegiranih jekel avstenitnega tipa 21 % Cr — 30 % Ni in 18 % Cr — 9 % Ni so potrdile, da je za potek rekristalizacije hladno vlečenega jekla potrebno normalno gašenje v vodi s temperature nad 950° C. Za kontrolo poteka rekristalizacije je najzanesljivejša metalografska kontrola. Trdnost pri tem lahko zagotovimo pod 750 N/mm2 in kontrakcijo nad 70 %. Pri nerjavnem orodnem jeklu z 0,3 % C in 13,5 °/o Cr je za raziskovanje poteka rekristalizacije zanimivo območje 600—800° C. Pri razmeroma majhni stopnji redukcije 23,5 % smo ugotovili optimalno rekristalizacijo pri 700—750° C z ohlajevanjem na zraku (ohlajevanje v vodi ni bilo preizkušeno!), kar zagotavlja trdnost pod 700 N/mm2, kontrakcijo nad 60 % in trdoto pod 200 HV. Malolegirano orodno jeklo za delo v hladnem z 1,2 % C in 1 % W je v mehkožarjenem stanju popolnoma sferoidizirano, zato metalografsko ocenjevanje poteka rekristalizacije ni zanesljivo. Najprimernejše je merjenje trdote ali pa natezni porušitveni preizkus z merjenjem trdnosti in kontrak-cije, ki jasno izražata najboljše temperaturno območje rekristalizacije 650—700° C z ohlajanjem na zraku. Raziskava je pokazala, da za to jeklo deformacije v območju 10—15% niso priporočljive — kritična stopnja! Na osnovi podanih ugotovitev je mogoče pri nadaljnjih raziskavah metodiko preizkušanja povsem določeno usmeriti in skrčiti program potrebnih preiskav. Tudi temperaturno območje rekristalizacij je v tolikšni meri poznano, da bo mogoče potrebne temperature v nadaljnjih raziskavah natančno programirati. Načine ohlajanja po rekristalizaciji smo z raziskavami že precej optimirali. Na račun teh prihrankov v obsegu preizkušanja lahko močno razširimo območje stopenj redukcije pri hladni predelavi, kar je zelo pomembno za uporabo v tehnološkem postopku. Vse to je le osnova za programiranje in začetek projekta sistematično povezanih raziskovalnih nalog na področju plastične predelave jekel v hladnem. Literatura: 1. Šuman H.: Metalografija, Zavod za izdavanje udžbenika SRS, Beograd 1965. 2. Rodič J., A. Rodič: Matematični računalniški model za tehnologijo hladne predelave — organizacija kontrole in zbiranja podatkov (Poglavje 6 — Rekristalizacijski diagrami), Poročila Metalurškega inštituta v Ljubljani in Železarne Ravne, raziskovalna naloga MI-149 iz projekta PREDELAVA KOVIN, Ljubljana, november 1973. 3. Žunec J.: Izdelava rekristalizacij skih diagramov, Železarski zbornik 1967, št. 2, str. 113. 4. Rodič A.: Rekristalizacijski diagrami, Interna raziskovalna naloga R-7305 Železarne Ravne. 5. Rodič A.: Metalografska identifikacija rekristalizacije feritnih jekel, Interna raziskovalna naloga R-7101 Železarne Ravne. ZUSAMMENFASSUNG Die Untersuchungen der Rekristallisationsbedingungen stellen ein Teil des Forschungs- und Entwicklungsprojek-tes der plastischen Verformung im kalten dar. In Artikel werden zunachst die Ergebnisse der syste-matischen Untersuchungen behandelt, welche der optimalen Untersuchungsmethodik fiir die Feststellung der Ver-festigungsstufen und der Rekristallisationsbedingungen bei der Entwicklung der Technologie und der Qualitats-kontrolle der einzelnen typischen Sorten der Sonderstahle dienen. Klassische Rekristallisationsdiagramme geben nicht immer zufriedenstellende Informationen, desvvegen sind in dieser Untersuchungsphase fiir die einzelnen Stahlsorten solche Untersuchungsmethoden ausgevvahlt, welche die reichsten und die zuverlassigsten Informationen iiber die Verfestigung und Rekristallisation geben. Fiir einen hochlegierten ferritischen Stahl mit 22 % Cr und 5,5 % Al ist die optimale Rekristallisationstemperatur 800° C — VVasser, vvelche eine Festigkeit unter 850 N/mm2 und eine Querschnittsabnahme iiber 70 °/o garantiert. Ein hochchromlegierter ferritischer Sonderstahl mit 25 °/o Cr erreicht nach einer Kaltverformung die beste Rekristallisationstemperatur im Temperaturbereich von 700° C bis 800° C und nach dem Schrecken im Wasser, vvobei eine Festigkeit unter 600 N/mm2 und eine Querschnittsabnahme iiber 60 % erricht wird. Bei einem hochlegierten CrNi Stahl des Types 21/30 und 18/9 ist fiir eine vollstandige Rekristallisation das Schrecken im VVasser von einer Temperatur iiber 950° C no-tig. Fiir die Kontrolle des Rekristallisationsverlaufes ist die metalographische Kontrolle die zuverlassigste. Ein rostbestandiger Werkzeugstahl mit 0.3 % C und 13.5 % Cr rekristallisiert am besten von 700° C bis 750° C, was eine Festigkeit unter 700 N/mm2 und eine Querschnitt. sabnahme iiber 60 % zusichert. Ein schwachlegierter VVerkzeugstahl mit 1.2% C und 1 % W rekristallisiert im Temperaturbereich von 650° C bis 700° C der kritische Deformationsgrad liegt bei 10 bis 15 %. Der Rekristallisationsverlauf wird durch di Ande-rungen der Harte und der mechanischen Eigenschaften klar angezeigt, die metallographische Priifung ermoglicht aber keine sicheren Feststellungen. Auf Grund dieser Einfiihrungsuntersuchungen wird es moglich, das weitere Program der Studie der Rekristallisationsbedingungen auf eine ekonomische und wirkungs-volle Weise auszufiihren. SUMMARY Investigations on recrystal!ization conditions are a part of research project on plastic cold working of steel. Results of initial systematical investigations aimed to the development of the optimal testing methrvi in deter-mining the degrees of hardening and recrystal!izaton conditions are treated in the paper. It is connected to the development of technology and the phase quality control of single special steel more commonly used. Common recrystallizatkxn ddagrams do not always give sufficient informations therefore such investigation me-thods are chosen for single steel which give the richest possible and the most reliable informations on hardening and recrystallization. In high-alloyed ferritic steel vvith 22 % Cr and 5.5 % Al the optimal recrystallization 800° C — water gives the strength lower than 850 N/mm2 and the contraction over 70 %. Especially high chromium ferritic steel with 25 % Cr reaches after cold deformaton the optimal recrystallizaton in the interval between 700 and 800° C with subsequent cooling in water. The achieved strength is below 600 N/mm2 and the contraction is over 60 °/o. For complete recrystallizaton of high-alloyed 21/30 and 18/9 Cr/Ni steel, quenching in water from above 950° C is necessary. The most reliable control of the recrystalliza-tion is the metallographic method. The best recrystallization of the stainless tool steel with 0.3 % C and 13.5 % Cr is achieved at 700 to 750° C so that the strength is below 700 N/mm2 and the contraction over 60 %. The recrystallization region of low alloyed tool steel vvith 1.2 °/o C and 1 % W is 650 to 700° C, and the critical degree of deformation is 10 to 15 %. The recrystallization is clearly expressed by changing hardness and mechanical properties while metallographic investigation does not enable reliable findings. Based on these initial investigations further program of studying recrystallization conditions can be made more economically and effectively. 3AKAIOTEHHE HccAeAOBaHH« ycAOBnfl peKpHCTaAAH3aiiHH npeACTaB.\neT OTAeA pa3BHTHH npoeKTa HCCAeAOBaHHH »IlAacTHAHofi AeopMauHeS«. B CTaTbe paccMOTpeHbi pc3yAbTaTi,t BCTyroiTeAbHbix cHCTeMara-HecKHx HCCAeAOBaHHH, npeA3HaqeHHbix aaii pa3BHTiia onTHMaAtHOH MeTOAHKH HccAeAonaHini onpeAeACHHa cTeneHH vnpoiHeHHa h ycAO-bhh peKpHCTaAAH3aiwH npii pa3BiiTiin texh0a0rhh h ^>a30b0h npo-EcpKn KanecTEa OTACAbiibix TimoBbix MapoK cneiiHaAbHbix CTaAeS. TaK KaK KAaccHiecKHe AHarpaMMbi o peKpHCTaAAH3amm He BcerAa AaioT yAOBAeTBopnTeAbHbix cBeAeHHH, to b stoh a3e HCCAe-AOBaHHii BUGpaHbl AAa OTAeAbHMX MapoK CTaAH TaKHe MeiOAbl HCCAeAOBaHHH, Koropbie asiot caMbie o6iiiHpHtie H caMbie HaAeJKHma CBeAeHHH o ynpoOpMaUHH OnTHM£LAbHyiO peKpHCTaAAH3aUHTO b TeMn-OM HHTepBaAe 700—800° C npH oxAa>KAeHHH b BOAe, npHMCM noAyKAeHHe B BOAe npH TeMn-pe CBbime 950° C; AAa npoBepKH npoitecca peKpHCTaAAH3aHHH caMbiii HaAe>KHbift MeTaAAorpa4>HKaBeiomaa HHCTpyMeHTaAbHafl CTaAb c coAepjKaHHeM 0,3 % C h 13,5 % Cr AyHHie Bcero peKpHCTaAAH3yeTCH npn 700—750° C, hto o6e3neHHBaeT npoq-nocTb MeHee 700 H/mm2 h cyaceHHe CBume 60 %. hn3k0aerhp0bannasi miCTpvMCHTaAbnaa CTaAb c 1,2 % C h 1 % peKpHCTaAAH3yeTCH b npeAeAax 650—700° C; en KpHTimecKaa cieneHb Ae4>opMai;HH 10—15 %. Ilponecc peKpHCTaAAH3aitHii seno BbipajKaeT H3MeHeHHe TBep-Aocth h MexaHKraecKHx cbohctb; MeTaAAorpa(j>HiecKHft o63op He AaeT HaAeacHbix onpeAeAeHHH. Ha OCHOBaHHH 3THX BCTynHTeAbHbIX HCCAeAOBaHHH 6yAeT B03-M0a<}>eKTHBHee. Vpliv kemijske sestave na premenske točke ledeburitnih orodnih jekel UDK: 669.15 - 194.58 ASM SLA: N8, M23b, S12, TSh, 2 - 60 Jože Rodič, Antonija Šegel V okviru raziskovalnega projekta ledeburitnih orodnih jekel v železarni Ravne so bile opravljene obsežne dilatometrske preiskave, od katerih je v članku opisano določevanje premenskih točk za vsa jekla iz raziskovalnega programa. Zanimiva je analiza vplivov kemijske sestave na temperature premenskih točk in na dilatacije v premenskem območju, čeprav ravno pri teh jeklih premenske točke nimajo tolikšnega pomena za toplotno obdelavo kot pri drugih. Zaradi raztapljanja karbidov je temperatura avstenitizacije pri kaljenju precej višja od temperature konca premene alfa-gama pri ogrevanju. Analize regresije so pokazale izredno visoko statistično pomembnost obravnavanih odvisnosti, tako da so v zaključkih navedeni vplivi statistično zanesljivi, nomogrami v članku pa podrobneje prikazujejo ugotovitve te raziskave. Vse statistične analize porazdelitev in regresij so bile izvršene na računalniku IBM 370/135 z lastnimi posebnimi programi oddelka AOP v železarni Ravne. Premenske točke predstavljajo zelo pomembne karakteristike vrste jekla in so odvisne od kemične sestave in hitrosti ogrevanja ter ohlajevanja. Spoznavanje premenskih točk preiskovanih jekel predstavlja seveda potrebno osnovo za sistematično planiranje raziskav na področju toplotne obdelave. Zato je bilo določanje premenskih točk vključeno tudi v prvo fazo raziskovalnega projekta ledeburitnih orodnih jekel. Pri tem smo imeli priliko primerjati premenske točke za enajst vrst jekel iz skupine orodnih jekel ledeburitnega tipa. Ponudila se je tudi možnost zanimive računalniške obdelave in analize korelacij, ki jo v nadaljnjem obravnavamo. Metodika določevanja premenskih točk je splošno poznana, zato naj omenimo le nekaj osnovnih pogojev preizkušanja. Vse meritve smo izvajali z dilatometrom, tipa DITIRC firme ADAMEL in pri tem uporabljali hitrost ogrevanja in ohlajanja 2,5° C min-i Jože Rodič, dipl. inž. metalurgije, vodja službe za razvoj tehnologije, izdelkov in metalurške raziskave v železarni Ravne. Antonija Šegel, metalurški tehnik, raziskovalec za dilatometrijo v metalografskih laboratorijih Železarne Ravne. Preizkušanec za dilatometrske meritve prikazuje slika 1. Termoelement je privarjen uporovno v cevki — preizkušancu, katerega vložimo v kremenčevo cev in vse skupaj montiramo v dilatometer. Pri ledeburitnih orodnih jeklih moramo s temperaturo in časom avstenitizacije omogočiti ustrezno raztapljanje karbidov. Prav pri teh jeklih je zelo pomembno zagotoviti natančno temperaturo avstenitizacije in enak čas, če hočemo rezultate med seboj primerjati. Zato smo tudi pri določevanju premenskih točk preizkušance vedno ogrevali do enake temperature 1040° C in jih po zadržanju 10 minut na tej temperaturi začeli ohlajati s predpisano hitrostjo. Zaradi različnih načinov odčitavanja premenskih točk na dilatometrskih krivuljah naj omenimo, da smo pri vseh naših preiskavah odčitavali premene v točki, kjer se začne krivulja odklanjati od premice. 42.6 m64±0Q5 Slika 1 Proba za preiskave na dilatometru DITRIC — ADAMEL Fig. 1 Test probe for DITIRC-ADAMEL dilatometer. Tabela 1: Kemijske sestave in temperature premenskih točk preiskovanih jekel Kemijska sestava Temperature premenskih točk 0 C Oznaka Vrsta jekla % c ®/o Cr '% W '% Mo % V Ac, Ac3 Ar3 Ar, Bs ba™ta X,6 X17 x18 *20 X„, XQ2 X01 —' J 2 C— 12 Cr 2,01 12,3 0 K 1,5 C—12 Cr 1,58 12,7 0 L 1,5 C — 12 Cr— IV 1,56 12,3 0 M 1,5 C— 12 Cr— 1 Mo 1,57 12,0 0 N 1,5 C — 12 Cr— 1 V— IMo 1,58 12,0 0 R C.4150 —OCR 12 2,03 11,3 0,10 S C. 4650 —OCR 12 spec. 2,08 11,8 0,85 T C. 4750 — OCR 12 extra 1,59 11,8 1,11 U C. 4850 — OCR 12 VM 1,49 11,2 0,10 V C. 4754 — CRV 0,91 10,6 0,10 Z C. 7680 — BRM-2 0,82 4,25 6,34 * Pri tej temperaturi je dilatometrska krivulja nakazala začetek tvorbe bainita, ki pa ga pri meta- Kemijske sestavine preiskovanih jekel so navedene v tabeli 1, ki podaja tudi temperature premenskih točk. Znano je, da poteka pri ledeburitnih orodnih jeklih temperaturna premena alfa—gama v tem- ŽELEZARNA i RAVNE Metalografski laboratorij DILATOMETRSKE PREISKAVE JEKEL Vrsla jeklu po ŽR: VK Interni delovni nalog Z,p. Meril D D.itum M I. V 1 Jeklo (JUS) 6 j 5 j S 1 1 1 I I ' 1 84 65 70 75 76 ,7 80 Naiiv meritve J Vrednost Na2iv meritve Koda Vrednost O | £ AC, 601 Tomp. kalienia v kalilnici (°C) 510 AC3 602 Kalilno sredstvo v kalilnici 560 AR, 604 Hitrost segrovanja (°C/min.) 606 1 AR, 603 O £ Začetek ZA — M 621 M, 605 ZA^M 622 J 20-100»C 611 1 Začetek M —— PM 623 20-200°C 612 1 M —»°PM 624 med 20-300°C 613 ) Začetek PM —— B 625 20-400°C 614 > B 626 20-500'® C 615 I Začelek B--FP 627 20-600° C 616 ) Konec B-«-FP 628 20-700°C 617 J Začetek PM — FP 629 20-800°C 618 I PM^FP 630 Saria: Dimenzija: Opombe: Vodja ali delovodja: F 509 CGP MT 7461 73 Slika 2 Dokument za vnašanje dilatometrskih meritev v banko podatkov AOP Fig. 2 Sheet for recording dilatometric measurements for AOP data bank. 0,05 0,06 785 815 745 720 550 1—2 0,01 0,01 805 840 760 725 — — 0,01 1,05 800 830 755 725 550 1—2 0,99 0,06 800 835 740 685 545* — 0,94 1,15 815 840 750 700 — — 0,06 0,13 770 805 740 705 560* — 0,10 0,12 780 815 730 690 550 2 0,66 0,16 800 835 740 690 — — 0,81 0,93 810 840 745 690 470* — 1,05 0,25 800 835 730 630 455 50 5,07 1,92 810 860 785 660 465 3 lografskem pregledu nismo mogli odkriti. peraturnem intervalu, tako da registriramo pri ogrevanju začetek in konec premene ter obe pre-menski točki označujemo Aczačetek in Ac konec Zaradi poenostavitve pri računalniški obdelavi ne uporabljamo teh različnih oznak (glej slika 2) in smo zato ti dve premenski točki označili z Ac, in Ac3. Analogno je pri ohlajanju premena Arzačetek označena z Ar3 in Arkonec z Art. Te oznake smo uporabili v vseh tabelah in obdelavah, ker se nanašajo na računaniške vhodne podatke in oznake v banki podatkov za AOP. Slika 3 Dilatomerska krivulja posneta pri določevanju premenskih točk jekla C.4150 — OCR 12 (vzorec z oznako R) Fig. 3 Dilatometric curve recorded in determining transformation points of C.4150 — OCR 12 steel (sample R) Slika 4 Primer dilatometrskih krivulj za jeklo C.4850 — OCR 12 VM (oznaka N/ in Č.4754 — CRV (oznaka V) Fig. 4 Dilatometric curves of C.4850 — OCR 12 VM (sample N/ and C.4754 — CRV (sample V) steel. Za ilustracijo podaja slika 3 dilatometrsko krivuljo jekla C 4150 — OCR 12, slika 4 pa dilatome-trski krivulji za jekli C 4850 — OCR 12VM in Č 4754 — CRV. Jeklo č 4850 — OCR 12 VM (»N«) je v vseh primerih pokazalo naj enakomernejši potek krivulj zunaj premenskega območja. Krivulji ogrevanja in ohlajanja se skoraj pokrivata. Drugo skrajnost med obravnavanimi vrstami jekel kaže dilatome-trska krivulja za jeklo Č4754 — CRV (»V«), ki je edina pokazala pri ohlajanju jasno izraženo bainit-no premeno. 1040° C Jeklo J 2% C — 12 °/o Cr Fig. 5 Steel J 2 % C — 12 % Cr. Ker nas pri zastavljeni raziskavi zanima le pre-mensko območje, ne pa nizkotemperaturni del dilatometrskih krivulj, podajamo na slikah 5 do 15 samo izreze premenskega območja za primerjave vseh preiskovanih jekel. Vse temperaturne razlike in razlike dilatacij med premenskimi točkami, ki so kotirane na slikah, podajata tabeli 2 in 3. 1040°C Slika 6 Jeklo K 1,5 % C — 12 Cr Fig. 6 Steel K 1.5 % C — 12 % Cr Slika 7 Jeklo L 1,5 °/o C — 12 % Cr — 1 % V Fig. 7 Steel L 1.5 % C — 12 % Cr — 1 »/o V Jeklo M 1,5 % C — 12 % Cr — 1 % Mo Fig. 8 Steel M 1.5 % C — 12 % Cr — 1 % Mo Slika 10 Jeklo R Č.4150 — OCR 12 Fig. 10 Steel R č.4150 — OCR 12 Vse podatke, označene z do x20 v tabelah 1 do 3, smo uporabili kot vhodne podatke za analizo korelacij. Tabela 4 podaja izvleček računalniškega izpisa, ki ponazarja območja variacij vseh spremenljivk v analizah korelacije, ki smo jih pri raziskavah izvršili. Jeklo N 1,5 % C — 12 % Cr — 1 °/o V — 1 % Mo Fig. 9 Steel N 1.5 % C — 12 % Cr — 1 % V — 1 °/o Mo 1040° C Jeklo S C.4650 — OCR 12 special Fig.11 Steel S C.4650 — OCR 12 special V tabeli 5, ki prikazuje korelacijsko matriko med odvisnimi spremenljivkami x01 do xI4 in neodvisnimi spremenljivkami x16 do x20, ki predstavljajo elemente v kemijski sestavi, so podani parcialni koeficienti korelacije med pari spremenljivk. Koeficienti brez predznaka, torej pozitivni, ponazarjajo premosorazmemo odvisnost, negativni pa obrat- Slika 12 Jeklo T C.4750 — OCR 12 extra Fig.12 Steel T C.4750 — OCR 12 extra 1040° C t 99,9 % R2 = 0,984 1,96 SyX = 10,1 Xo4 = 383,23 + 399,36 . xI6 — 115,4 . x162 — — 25,28 . Xjg + 8,93 . x182 — 35,61 . x19 Deleži povečanja R2: x,6......% C......za 0,6078 x18......% W......za 0,1959 x19......% Mo.....za 0,1799 Skupaj: 0,9836 Slika 19 Vpliv sestave na premensko točko Arkonec Fig. 19 Influenee of composition on the transformation point Arj Temperaturo začetka premene pri ohlajanju precej znižuje krom. Molibdenov vpliv je manj pomemben, čeprav tako kot krom to temperaturo znižuje linearno. Ogljik kaže tako pri ogrevanju kot pri ohlajanju enako obliko vpliva, le da je pri odvisnostih temperatur Aczačetek, Ackonec in Arkonec naj pomembnejši vplivni element, pri odvisnosti premene Ar začetek Pa je njegov delež determinacije zelo majhen. Na sliki 19 je precej jasno prikazan zelo podoben in tudi skoraj enako močen vpliv molibdena in volframa na zniževanje temperature konca premene pri ohlajanju. Zanimiva je ugotovitev, da na širino temperaturnega območja premen pri ogrevanju najmočneje vpliva volfram, ki to razliko temperatur linearno povečuje s parcialnim koeficientom determinacije 0,748, medtem ko jo vanadij in krom linearno zmanjšujeta, vendar z znatno manjšim parcialnim koeficientom determinacije 0,146, oziroma 0,028. Enačba regresije je pri tem AT(Ackonec — Aczačetek) = 53,55 — 1,6 % Cr + + 2,32 % W — 5,91 % V s 95 % napako ± 4,1 °C in R2 = 0,923. Medtem ko je za vsa preiskovana jekla širina premenskega območja pri ogrevanju od 25 do 50° C, je premensko območje pri ohlajanju precej širše in znaša od 25 do 125 °C. S koeficientom determinacije R2 = 0,9696 in napako 1,96 Syx = 12,6 velja enačba regresije AT(Arzačetek -Arkonec) = 216,14-36,96 % C — — 0,728 (% Cr)2 — 11,36 (% V)2 Največji je parcialni koeficient determinacije za krom (0,804). Temperaturne razlike med koncem premene pri ogrevanju in začetkom premene pri ohlajanju so za vsa preiskovana jekla 65 do 105 °C. Rezultate za to regresijsko analizo podaja slika 20. P > 99,9 % R2 = 0,9904 1,96 SyX = 5,4 X« = 193,18 + 193,29 . x16 — 65,79 . x162 — — 1,559 . x172 + 32,565 . x182 — 14,04 . x218 — — 7,566 . x19 — 166,77 . xM + 136,02 . x202 Deleži povečanja R2: . %v . . 0,3968 . % C 0,2540 . °/o Mo . 0,2297 . % W . . 0,0593 . % Cr . .... za 0,0506 Skupaj: 0,9904 Slika 20 Vpliv sestave na temperaturno razliko Ackonec — Ar začetek Fig. 20 Influenee of composition on the temperature difference Acj—An Pri analizah širine premenskih območij je prav gotovo najpomembnejša razlika temperatur med koncem premene pri ogrevanju in koncem premene pri ohlajanju. Ta razlika ponazarja celotno širino premenskega območja, ne upoštevajoč raztapljanje in izločanje karbidov. Za celo skupino preiskovanih jekel se ta širina območja spreminja od 95 do 205 °C in nanjo vplivajo prav vsi elementi kemijske sestave, kakor prikazuje slika 21. P >99,9% R2 = 0,99995 1,96 SyX= 1,1 X,,, = — 2027,62 + 150,9 . x16 — 72,76 . x162 + + 463,99 . xn — 23,57 . x172 + 37,22 . x18 — — 30,57 . x19 —436,04 . x20 + 353,88 . X202 Deleži povečanja R2: x16......% C......za 0,7951 x17......% Cr .....za 0,1238 x20......% V......za 0,0417 x19......% Mo.....za 0,0260 Xj8......% W......za 0,0133 Skupaj: 0,9999 Slika 21 Vpliv sestave na temperaturno razliko Ackonec — Ar konec Fig. 21 Influence of composition on the temperature difference Aca—Ara S celo serijo regresijskih analiz smo obravnavali dilatacije v premenskem območju. Tudi te regresije so bile vse statistično zelo pomembne. Razlike dilatacij v celotnem območju od Aczačetek do Arkonec so vsekakor najzanimivejše, zato naj samo za ta primer podamo rezultate regresi j ske analize: P > 99,9 % R2 = 0,997 1,96 Syx = 0,138 Al -— (Aczačetek Arkonec) = X13 = 9,422 lo — 10,176 . x16 + 2,8998 . x162 — 0,0397 . x18 — — 0,132 . V + 0,885 . x19 + 0,242 . x202 ..... .....l-• j mm Deleži povečanja R2: x16..... % C......za 0,7823 x19..... % Mo.....za 0,1041 x18..... % W......za 0,0951 x20..... % V......za 0,0154 Skupaj: 0,9969 ZAKLJUČKI Premenske točke so vsekakor značilna lastnost vrste jekla, zato je razumljivo, da nas je v raziskovalnem projektu najprej zanimala odvisnost pre-menskih karakteristik od kemijske sestave jekla. Standardne premenske točke Ac in Ar so pri ledeburitnih orodnih jeklih v praksi res nekoliko manj pomembne, ker so pri toplotni obdelavi temperature avstenitizacije znatno višje zaradi raztapljanja karbidov. Kljub temu so nekatere ugotovitve izvršenih meritev in analiz zelo zanimive. Posebna prilika za ugotavljanje vplivov posameznih legirnih elementov na premenske karakteristike se je nudila s serijo talin J, K, L, M, N, pri katerih lahko s planiranimi variacijami pri isti matični talini ugotavljamo vplive elementov posamezno. Pri vseh drugih talinah pa so mogoče zanimive medsebojne primerjave za tipične kemijske sestave jekel. Ob sistematičnih variacijah kemijske sestave tipičnih jekel smo izkoristili tudi dane možnosti za statistične obdelave z metodo regresijske analize. Te smo razdelili na tri dele z ugotavljanjem vpliva kemijske sestave na: — temperature premenskih točk, — temperaturne razlike med premenskimi točkami, — dilatacije v premenskih območjih. Iz nekaterih podatkov v tabelah 2 in 3 hitro ugotovimo, da talini V in Z znatno odstopata od družine ostalih ledeburitnih jekel. To je tudi razumljivo, saj sta to bistveno drugačni vrsti jekel in smo ju vključili v analizo predvsem zaradi medsebojnih primerjav. Pri regresijskih analizah smo kljub razmeroma majhnemu številu šarž ugotovili izredno visoke stopnje determinacije (R2) in razmeroma majhne standardne napake za 95 % območje statistične zanesljivosti. Premeni Ac^^ (v analizi Ac^ in AckonecA) analizi Ac3) sta odvisni predvsem od vsebnosti ogljika, kar poleg nomogramov na slikah 16 in 17 nazorno ilustrira tudi zgornji levi del slike 22. Nižji odstotek ogljika zviša temperaturo obeh premenskih točk. V regresijski analizi sta se izkazala kot statistično pomembna vpliva vsebnosti vanadija in volframa, vendar sta oba z znatno nižjim koeficientom determinacije R2 v primerjavi z vplivom ogljika komaj omembe vredna. Tudi to ugotovitev potrjuje ilustracija na sliki 22. Molibden skoraj ne vpliva na premenske temperature pri ogrevanju. Pri regresijah za temperature premen Ar nekoliko preseneča majhen koeficient determinacije za vpliv molibdena, saj se ta močno izraža na slikah 18 in 19, pa tudi ilustracije na slikah 22 in 23 potrjujejo znane ugotovitve iz prakse drugih vrst jekel. Molibden močno vpliva na premene pri ohlajanju in povzroča histerezo, med Ac in Ar, ki jo večkrat v praksi kaljenja lahko s pridom izkori- ščamo. Naj kar takoj omenimo, da si pri ledeburit-nih orodnih jeklih ne moremo privoščiti počasnega ohlajanja ali časovnega intervala med padanjem temperature od temperature avstenitizacije do Arzačetek, ker ne smemo dopuščati prekomernega izločanja karbidov iz trdne raztopine. Iz prikazanega vpliva vanadija na sliki 22 bi sklepali, da je vpliv vanadija neznaten. Podrobnejša analiza regresije s pomočjo slike 18 pa nam kaže izredno močan vpliv vanadija, obenem pa nam pojasni majhne razlike na sliki 22 zaradi sovpadanja temperatur Ar3 za 0 in 1 % V. Sliki 18 in 19 nam zelo nazorno kažeta vpliv molibdena, obenem pa nam nakazujeta sugestije za spremembe kemijske sestave, če želimo potisniti premene Ar k nižjim temperaturam z izkoriščanjem možnosti počasnega prenosa orodij od ogrevanja na temperaturi avstenitizacije do ohla-jevalnega sredstva z zadržanjem v avstenitnem območju nad Arzačetek. Te možnosti nam daje visoka vsebnost molibdena ob nižjih vsebnostih drugih legirnih elementov. Tolerance določanja temperatur premenskih točk s 95 % statistično zanesljivostjo iz kemijske vsebnosti ogljika in karbidotvornih elementov v jeklu znašajo po opravljenih analizah +8 do 10 °C. V drugi seriji regresijskih analiz smo ugotavljali, kateri elementi odločajo, kolikšne so temperaturne razlike med premenskimi točkami. Zanimivo je, da na širino temperaturnega intervala premene alfa-gama pri ogrevanju najmočneje vpliva volfram. Posebno zanimiva je temperaturna razlika med koncem premene pri ogrevanju in začetkom premene pri ohlajanju. Odvisnost te temperaturne razlike od sestave je prikazana na sliki 20. Žal je, kakor že omenjeno, ta analiza pri ledeburitnih orodnih jeklih le teoretično zanimiva, pri toplotni obdelavi v praksi pa skoraj nima pomena. Z enakim redom velikosti izražajo vpliv V, C, Mo, nekoliko manj pa W in Cr. Na sliki 21 je obravnavano celotno temperaturno območje premen. Drugih temperaturnih razlik nismo grafično prikazali, pač pa smo jih analizirali in podali z regresijskimi enačbami. V tretjem delu regresijskih analiz so zanimivi podatki o jakosti vplivov posameznih elementov na velikost dilatacij v premenskih območjih. Kot praktično dopolnilo k sliki 22 je na sliki 23 podana primerjava premenskih točk za štiri tipične vrste jekel. Ta primerjava dobro dopolnjuje prejšnje ugotovitve. Slika 22 Vpliv ogljika, vanadija in molibdena na premenske točke Ac in Ar za ledeburitno orodno jeklo z 12 Cr Fig. 22 Influence of carbon, vanadium, molybdenum on the trans-formation points Ac and Ar for ledeburite tool steel with 12 % Cr. Slika 23 Primerjava premenskih točk za štiri vrste tipičnih ledeburitnih jekel Fig. 23 Comparison of transformation points for four typical ledeburite steel. ZUSAMMENFASSUNG Im Artikel werden die Einfliisse der chemischen Zu-sammensetzung auf die Umwandlungstemperaturpunkte und aiuf die teihveise und gesamte Dehnung im Um- wandlungsbereich fiir elf Sorten der ledeburitischen Stahle behandelt. Die Regressionsanalyse umfasst folgende Ge-haltsbereiche der einzelnen Elemente: C = 0.85 — 2.18%, Cr = 4.29 — 12.7 %, W = 0 — 6.4%, Mo = 0.01 — 5.15 %, V = 0.01 —1.97 %. Die festgestellten Regressionsabhangigkeiten besitzen einen hohen Bestimmtheitsmass (R!) und eine verhaltniss-massig kleine Standardabweichung fiir den Bereich der 95 % statistischen Sicherheit. Die Umvvandlungspunkte Ac Anfang und Ac Ende sind vor allem vom Koklenstoffgehalt abhangig und erreichen einen Maximum bei einem Gehalt von 1.4 —1.6%. Eine Verminderung oder eine Erhohung des Kohlenstoffgehaltes im Vergleich mit diesem Gehalt erniedrigt die Um-wandlungstemperaturpunkte. Die Karbidbildenden Elemente beeinflussen die einzelnen Umvvandlungspunkte ver. schieden oder mit verschiedener Starke, was auf den Nomogrammen und von den Anteilen der Vergrosserung des Bestimmtheitsmasskoefizienten fiir die einzelnen Elemente dargestellt ist. Molibden hat fast keinen Einfluss auf die Um-wandlungstemperaturen beim Envarmen, jedoch beein-flusst den Umwandlungsverlauf beim Abkiihlen stark. Auf diese Weise vergrossert Molibden stark die Hysterese im Umvvandlungsbereich. Der Einfluss von Vanadium ist bedeutend beim Ervvarmen sowie beim Abkiihlen, es hat einen ent-scheidenden Einfluss vor allem auf die Umvvandlungs-temperatur Ar Anfang wo beim 0.5 % V ein Minimum der Umvvandlungstemperatur auftritt, ein grosserer Vanadium-zusatz erhoht diese Temperatur stark. Wolfram erweitert den Umwandlungstemperaturbereich stark. SUMMARY Influence of the chemical composition on transforma-tion temperatures, and on partial and overall dilatations in the transformation region is presented in the paper for 11 ledeburite tool steel. In analyses of regression the fol-lowing composition intervals are included: 0.85 to 2.18 % C, 4.29 to 12.7 % Cr, 0 to 6.4 % W, 0.01 to 5.15 % Mo, and 0.01 to 1.97 % V. The determined regression relationships have a very high degree of determination (R2) and relatively small standard error for the region of 95 % statistic reliability. Transformations Ac, and Ac3 depend mainly on carbon content and the maximum is exhibited at 1.4 to 1.6% C. Lower and higher carbon values decrease the transformation temperatures. Carbide-forming elements influence the single transformation points in various ways and with dif- ferent intensity as shown in nomograms and by the in-crease of the coefficient of determination for single elements. Molybdenum has nearly no influence on transformation temperatures on heating but it has a very great influence during cooling. Thus hysteresis in the transformaton region is highly enlarged. Influence of vanadium is important in heating and in cooling, the highest influence has on the transformation point An vvhere the minimum is reached at 0.5 % V while higher addition of vanadium intensively increases this temperature. Tungsten highly enlarges the region of transformation temperatures. 3AKAIOTEHHE B crarbc paccMOTpeHO BAHHHHe xnMHMccKoro cocTaBa Ha tohkh npe06pa30BaHHa h tia napuna.\Mn>re h o6mne AHAaTauHe b npe-aeaax npeo6pa3aBaHna ii-th MapoK HHCxpyMeHTaAbHbix ctaaeii AeAe-6ypHraoro Tnna. B aHaAH3ax perpeccnH BKAioueHbi cAeAyioiHHe npeaeabi coaepacahhh otaeabhlix 3aemehtob: C = 0,85 — 2,18 %, Cr = 4,29 — 12,7 %, W = 0 — 6,4 %, Mo = 0,0 — 5,15 %, V = 0,01 — 1,97 %. VcTaHOBAeHHbie perpecCHBHhie 3aBHCHM0CTH HMeiOT o«eHb Bbl-coKyio CTeneHb AeTepMHHaHHH (R2) h cpaBHHTeAbHO HH3Kyio CTaH-AapTHyro norpeiHHOCTb b oSAaCTH 95-th % cTaTUcranecKoft HaAeac- hocth. Toikh npeo6pa30BaHH» A,. HanaAO h A^ KOHeu 3aBHCHT rAaBHbiM o6pa30M ot coAepataHHa yrAepoAa MaKCHMyM KOToporo HaxoAHTca npn coAepacaHHH 1,4 — 1,6%. CHiiaceHHe hah yBeAHieHHe yrAepoAa b oTHomeHHH Ha sto coAep?KaHHe cHHacaeT TeMn-py tohk npeoCpaao-BaHHa. Kap6HAOo6pa3yiomHe SAeMeHTbi bahhiot Ha OTAeAbHbie tohkh npe06pa30BaHH» pa3AHHHO, hah xe c pa3AOTHoft chaoh; sto npH-Ka3aHO Ha pHcyHicax npn domohih H0M0rpaMM0B. BAHHHHe OKa3biBaeT raioKe yBeAHMeHHe KO^^HUHeHTa AeiepMHHauHH Ha OTAeAbHbie 3AeMeHTbI. MoahSach noHTH He oKa3braaeT bahhhhc Ha TeMn-py npeo6pa30-BaHHH npn HarpeBy, xoth o^cHb chabho bahhct Ha npouccc tomk npeofipaaoBaHHH npH oxa£ukachhh. TaKHM 06pa30M b npeAeAax npeoSpasoBaHHH 3HaMHTeABHO VBCAiaiHHaer rHCTepe3HC. BAHHHHe BaHaAHH HMeer 3HaHemte npn HarpeBe a TaioKe npH oxaaataehhh, ho ero peinaiomee BAHHHHe rAaBHbiM o6pa30M Ha TeMn-py npeoSpasoBaHHH A HaqaA0, npH kotopoh TeMn-pa npeo6pa-30BaHHH c coAepacaHHeM 0,5 % V iiMeer CBoii MaKCHMyM, no Mepe VBeAH^eHHH coAep>KaHHH BaHaAHH, TeMnepaTypa npeoSpasoBaHHH CHAbHO nOBbimaeTCH. BoAbpaM 3iiaMi!'ro\i.iiO pacnnipacr 30Hy TeMn-oro npeočpaao-BaHHH. ARHITEKTI! PROJEKTANTI! INVESTITOR!! GRADJEVINCI! MOKROMONTA2NI DOVRATNIK Mokromontažni dovratnici upotrebljavaju se kod klasične ugradnje s upotrebom bilo kakvog materijala, gde se radi s oblogom. Mogu se ugraditi odmah kod zidanja ili, pošto pustimo otvore u zidu, nakon zidanja s tim što ih najpre umetnemo i zatim zidove obložimo. TUNELSKI DOVRATNIK Dovratnik se postavi u pravilan položaj na odredeno mesto. Zatim zid pokrijemo opla-tom preko dovratnika. U utor dovratnika može se staviti sredstvo zaptivanja, koje sprečava prodor cementnog mleka. Polaganje tapeta vrši se do utora, gde su tapete zaključene i po utoru zalepljene, o želji korisnika moguče je montirati i drvene ukrasne letve, koje se vijcima pritvrde na metalnu letvu dovratnika. U slučaju upotre-be u klasičnoj gradnji, obloga se ravna do gornjeg ruba dovratnika, tako da je širina dovratnika jednaka konačnoj debljini zida. Upotrebljiv je i kod klasične gradnje s ci-glom i konačnim oblaganjem. Dovratnik nema sidra. NOVI PROIZVOD METALNI DOVRATNIK Mere vratnih krila Mere krila Mere dovratnika Mere podboja Mere zidarskih odprtin Mere zidarskih otvora širina širina višina višina širina širina višina višina za mokro montažo za mokru montažu za suho montažo za suhu montažu širina širina višina višina širina širina višina višina K, K2 K, P, Pi P3 P4 z2 z3 z2 z3 650 626 2000 602 632 1981 1996 676 2028 642 2003 750 726 2000 702 732 1981 1996 776 2028 742 2003 850 826 2000 802 832 1981 1996 876 2028 842 2003 Svestrana upotrebljivost za: industrijske zgrade — bolnice, klinike — turističke objekte — masovnu individualnu gradnju stanova — itd. Prednosti: lakša, brža i jednostavna ugradnja — meko zatvaranje i odlično zaptivanje specijalnom zaptivnom gumom — pouzdana anti-korozijska zaštita — neosetljivi prema mehaničkim oštečenjima — standardne dimenzije IX ■ - ■ ■ .1 I UDK: 669.14.018.456.2:621.78 Kvalitetnejša toplotna obdelava asm/sla: tsj izdelkov iz utopnih jekel Franc Uranc Medtem ko so temperature posameznih faz toplotne obdelave navadno natančno določene s predpisi, ni tako tudi s časi. Čas ogrevanja je treba sproti predpisovati glede na velikost in obliko izdelkov, ki jih mislimo toplotno obdelati. Težave lahko nastanejo tudi pri predpisovanju popuščnih temperatur, ki dokončno določajo trdnost in žilavost izdelka. Kadar je dopustno kalje-nje v različnih ohlajevalnih sredstvih, imamo še eno neznanko toplotne obdelave več. Na primeru izdelkov iz utopnih jekel smo prikazali vpliv dejavnikov toplotne obdelave in dimenzij ter oblik izdelkov na končno trdoto. Raziskali smo vse možne vzročne zveze in podali ustrezne korelacijske koeficiente. Podajamo tudi kratek pregled pomena velikosti korelacijskega koeficienta. UVOD Računalniška tehnika nam omogoča natančno in objektivno ovrednotiti kupe izkustvenih podatkov, ki jih drugače zaradi nepreglednosti ne bi mogli uporabiti za sistematsko izboljšavo tehnoloških postopkov. Pri nas smo se lotili med drugim tudi statistične obdelave in računalniškega izračuna obstoječih predpisov toplotne obdelave. Ena od ožjih nalog s tega področja je izpopolnjevanje tehnologije toplotne obdelave vseh izdelkov iz utopnih jekel Utop Mo 1 (C 4751) in Utop extra 2 (C 5742). S primerno razvrstitvijo zbranih podatkov smo lahko analizirali pomembnost posameznih stopenj toplotne obdelave, oziroma dimenzij ter oblike izdelkov iz posameznih jekel. Računalnik nam je povedal, kako lahko še pripomoremo h kvalitetnejši, natančnejši toplotni obdelavi, katere pogoje moramo še natančneje predpisati, oziroma katere predpise moramo vestneje upoštevati kot do zdaj. V kratkem prikazujemo logični postopek, ki privede po preprosti poti do tako koristnih sklepov. 1. Glavni vplivni dejavniki toplotne obdelave Predpostavili smo, da so peči, v katerih ogrevamo izdelke za kaljenje in popuščanje, zadosti podobne med seboj in jih ni treba posebej upoštevati. Iz množice podatkov o toplotni obdelavi uto-pov, trnov, puš, recipientov smo najprej izbrali Franc Uranc, dipl. ing. metalurgije, raziskovalec v Železarni Ravne tiste, ki občutno vplivajo na mehanske lastnosti izdelkov. Gotovo vplivajo na strukturo in lastnosti orodij temperature in časi ogrevanja ter popuščanja. Vpliv toplotne obdelave pa je določen z načinom, kako so izdelki vloženi v peč, kako veliki so in kakšno obliko imajo. Upoštevati moramo razlike, ki nastanejo, če smo predgrevali v eni ali v več stopnjah, popuščali enkrat ali večkrat. Da bi zajeli v računih vse te razlike, smo podatke o toplotni obdelavi, katere rezultati so nam že znani, primerno uredili. 2. Urejanje podatkov Vse podatke, ki veljajo za toplotno obdelavo v globinskih pečeh, smo klasificirali po naslednjih kriterijih: a) Vrsta jekla: Utop Mol, Utop extra 2, Utop extra 1. b) Vrsta izdelka (oblika): trni, polni bati, re-cipienti, puše, utopni bloki. c) Število izdelkov, ki so hkrati v peči — to je navadno določeno s težo odkovka, toda nujno ni. d) Teže odkovkov — v glavnem so teže v analizi zajetih izdelkov do 1000 kg, zato težjih, ki so v manjših serijah, nismo obravnavali. e) Kalilno sredstvo: zrak, komprimiran zrak, olje. f) Podajanje, navajanje rezultirajočih trdot v istih enotah. Odločili smo se za enote HB. 3. Obdelava podatkov Na osnovi zbranih podatkov smo izračunali regresije za statistični nivo 90 %. Glede na višino izračunanih vrednosti razmerja varianc F lahko določimo višino nivoja pomembnosti regresijskih enačb. Prostostne stopnje so 1 in (n—1), pri čemer je število podatkov v eni koloni označeno z n. Regresije smo računali tako, da smo upoštevali vse spremenljivke do druge stopnje in poleg tega določali tudi vplive naslednjih interakcij: teža odkovka in čas na kalilni temperaturi, zunanje mere izdelka in čas ogrevanja na kalilni temperaturi, interakcije teže in dimenzij izdelkov s časom in temperaturo popuščanja, interakcija časa ogrevanja na kalilni temepraturi in popuščne temperature. število interakcij, ki bi se lahko še upravičeno upoštevale, je še večje, toda ne moremo si privoščiti velikega računa, če nimamo zelo veliko zbranih podatkov o toplotni obdelavi. Kot smo pri naših računih ugotovili, so bile vse te domnevne interakcije malo pomembne. To je razumljivo, saj imamo veliko možnosti variacij toplotne obdelave že, če spreminjamo po-puščne temperature ter kalilna sredstva. Rezultat računalniške obdelave je ugotovljena regresijska odvisnost trdote od popuščne temperature. Bolj poredko smo ugotovili regresijsko odvisnost trdote od dimenzij izdelka, kar je normalno, saj ta odvisnost tudi ni želena, temveč je samo posledica učinka mase in se pojavlja predvsem pri utopih, ki so kaljeni s komprimiranim zrakom. V diagrame, ki predpisujejo toplotno obdelavo, smo vrisali pasove, znotraj katerih nastopa 68 % vseh vrednosti trdot. Takšno območje vrednosti imenujemo sigma pas. Ta je ožji za izdelke, ki jih kalimo na mirnem zraku, kot za tiste, ki jih kalimo s komprimiranim zrakom, (si. 1 in si. 2). Z izračuni smo dobili koeficiente determinacije, ki so tudi podani v diagramih. Koeficient determinacije r2 pove, kakšna je trdnost povezave med neodvisno in odvisno spremenljivko. Ta koeficient je dejansko razmerje med raztrosom ali varianco, ki je odstranjena z variacijo in varianco izvirnih podatkov. Ta raztros imenujemo cr2. 500 r2 = z'y2 570 Čas2.predg.(h) Časno kal. temp.(h) I Stopnje ogrev.(°C) Cas na pop temp.(°C) Teža kosa (kg) 420 f=S0 /.= 10,5, J, 0,1 R= 0,72 FA 0,52 570 550 590" 600~ Popuščna temperatura(°C) Slika 1 Toplotna obdelava trnov, polnih batov, puš in recipientov. Kaljenje s komprimiranim zrakom. Fig. 1 Heat treatment of mandrils, massive pistons, bushes, and recipients. Quenched by compressed air. 580 590 600 610 620 Popuščna temperatura (°C) Slika 2 Toplotna obdelava trnov, polnih batov, puš in recipientov. Kaljenje na mirnem zraku. Fig. 2 Heat treatment of mandrils, massive pistons, bushes and recipients. Quenched in air. Korelacijski koeficient pove, kolikšen delež variacij je pojasnjen z regresijsko krivuljo. Diagram kaže samo korelacijsko krivuljo in je opremljen s korelacijskim koeficientom ali pa lahko kaže delež pojasnjenih vrednosti, torej popolnost prile-ganja krivulje resničnim podatkom. Na slikah vidimo poleg označenih prostostnih stopenj f tudi korelacijske koeficiente, ki so označeni z R. Da bi lažje razumeli podatke tabele in diagramov, si predstavljajmo pri korelacijskem koeficientu R = 0,3 ali manj, da ne obstaja pomembna odvisnost med spremenljivkami, če je ta koeficient med 0,5 in 0,7 je zveza pomembna, pri 0,7 do 0,9 je tesna in nad 0,9 je zelo tesna, skoraj funkcijska povezava, med obravnavanimi spremenljivkami. Natančnejše formulacije pa povedo, kakšen je ta koeficient, če ni korelacijske zveze, če ni nikakršne korelacije, je za verjetnostno raven 0,10 (to je 10 %) in prostostno stopnjo 20 korelacijski koeficient lahko do 0,36, za prostostno stopnjo 50 pa 0,23. Za verjetnostno raven 0,05 pa je pri prostost-ni stopnji 20 koeficient samo 0,42 in za prostostno stopnjo 50 samo 0,27. Torej je v tem primeru samo 0,05 možnosti, da se pojavi korelacijski koeficient, Slika 3 Raztros trdot in trdnost korelacijske zveze med trdoto in popuščno temperaturo. 1. — Puše in recipienti kaljeni na mirnem zraku. 2. — Trni, bati, puše in recipienti kaljeni na mirnem zraku. 3. — Puše in recipienti kaljeni s komprimiranim zra- kom. 4. — Trni in polni bati kaljeni na mirnem zraku. 5. — Trni, bati, puše in recipienti kaljeni s komprimi- ranim zrakom. 6. — Trni in bati kaljeni s komprimiranim zrakom. 7. — Utopi in puše kaljeni s komprimiranim zrakom. Fig. 3 Scattering of hardness data and correlation betvveen the hardness and the temperature of tempering. 1 — Bushes and recipients quenched in air 2 — Mandrils, pistons, bushes and recipients quenched in air 3 — Bushes and recipients quenched by compressed air 4 — Mandrils and massive pistons, quenched in air 5 — Mandrils pistons, bushes, and recipients quenched by compressed air 6 — Mandrils and pistons quenched by compressed air 7 — Dies and bushes quenched by compressed air ki 'bo večji od 0,27. Iz teh podatkov lahko sklepamo o pomembnosti naših vrednosti pri danih označenih prostostnih stopnjah in verjetnostnih ravneh. Verjetnostno raven, ki primerja dejansko porazdelitev podatkov s popolnoma naključno porazdelitvijo, opišemo s količnikom a. če je ta količnik 10 % (ali 0,10), pomeni to, da je pomembnost korelacijske zveze na ravni 90 %. Pri naših raziskavah smo ugotovili povsod pri visokem verjetnostnem nivoju in dovolj številnih prostostnih stopnjah tesno korelacijsko zvezo, saj je tudi pri verjetnosti 0,1 korelacijski koeficient nad 0,23. Zato lahko rečemo, da v danem območju raziskav zanesljivo obstajajo korelacijske zveze. Slika 3 prikazuje statistična merila zanesljivosti toplotne obdelave obravnavanih izdelkov. SKLEPI Z analizami smo ugotovili nepravilnosti kot tudi pravilnosti pri toplotni obdelavi naših utopnih jekel. Ker nismo ugotovili odvisnosti trdote od časov ogrevanj na kalilni temepraturi in tudi ne od časov popuščanj, smo lahko samo zadovoljni. Lahko da so ti časi nekoliko predolgi, toda smo varni, kar je za prvo analizo ugodno. Daleč najpomembnejša neodvisna spremenljivka je po-puščna temperatura. Precej rahla korelacijska povezava pa lahko pomeni, da: 1. popuščanje še ni zadosti natančno predpisano, 2. predpisov ne upoštevamo tako vestno, kot bi jih lahko, 3. morda preveč dejavnikov medsebojno vpliva, tako da tega z obstoječim številom podatkov ne moremo izvrednotiti. Računi jasno pokažejo, dadobimo enakomernejše rezultirajoče trdote po kaljenju na mirnem zraku kot po kaljenju s komprimiranim zrakom. V prvem primeru nastopajo večji koeficient determinacije in manjši standardni odkloni. Vpliv dimenzij in oblik izdelkov ni pomemben, saj lahko izračunamo skupne krivulje za različne izdelke, ki so iz enakega jekla in kaljeni v istem kalilnem sredstvu. Odvisnost trdote je podobna pri manjših in večjih, pri okroglastih in oglatih izdelkih vsaj od popuščne temperature, če že ne od drugih pogojev toplotne obdelave. O •a O C C o a: > a tu •a a o K O. O o a. « K? ^ O a, tu *'—. 5 a *—. k. O Ai to O C v. e-h o • S S S o o S — PH ~ K bo •a Si c. M T3 O i-i P. •d o S i-i .g-ŠB H - l nO nO O XI l-l H in tn ft, oo O I a L s rt tU s t -a a t, ° H & in rO O CM nO O m o I ^ i s 03 (u 0 t tj n, t o H p, m O O o no (N in I ^ i 6 i & H p, T o m in m in »—i M *-H O i O T3 O ■a in X) in o" rH o" m nO O on m m H n. fl m 5 m S "-1 ^ N d £ .3 nI B N (h a c ^ 5 2 M N a £ .3 rt 6 N Sh a c M S rt r^ N t-- o oo <3\ ro o" r-o m o" I & ! S rt w Ph O m oo o NO rt rP O & O nO rO O u p. ^ a H O o o o ^H iN t^- vo O nO 1 nO o O O O r- oo nO m m m m m o Tf no in rN| in o" in in 'S- in in ro w >t/> 3 3 P, P, •m 4h ■m rt 3 rt CJ rP 0) u & S H • r—< U tu Sh 'a H 'u s P, O o m oo o m o x« 3 P. P O S M .U rt 8 N i; ►_) CJ o o i 'S-o T) Sh H OO o OO m o nO m P, a r<1 o" rt •u "2 & H in in opMa h3acahh H3 mTaMnoBO>ihijx cTaAefi Ha iBepAOCTt sthx h3aeanis. Ha nprnuepe H3 npoMHiuAeHHofl npaK-THKH C TOlHbIM CTaTHCTHMeCKHM aHaAII30M H HCTOCAeHHeM KQ34>4)H- UHCHTOB KOppeAaUHH OnpeAeAeHHO, MTO Ha TBepAOCTL H3AeAH» BAHSeT toabko TeMn-pa OTnycKa h, eKTHBHbIX H o6l,eKTHBHbIX BAHHHHH TepMIMeCKOH 06pa60TKH. Proizvaja: debelo, srednjo in tanko pločevino dinamo trakove hladno valjane trakove vlečeno, brušeno in luščeno jeklo vlečeno žico vlečeno žico — patentirano pleteno patentirano žico za prednapeti beton hladno oblikovane profile cestne varnostne ograje jeklene podboje za vrata dodaj ni material za varjenje: — oplaščene nelegirane elektrode za obločno varjenje — oplaščene nizkolegirane elektrode za obločno varjenje — oplaščene visokolegirane elektrode za obločno varjenje — oplaščene elektrode za navarjanje — oplaščene posebne elektrode za obločno varjenje — žice za plamensko varjenje — žice za varjenje v zaščitnem plinu — žice za avtomatsko obločno varjenje pod praškom — praški za avtomatsko varjenje — tehnični plin ARGON žičnike jekleni sekanec Vpliv preoblikovanega materiala na snovanje procesov hladnega masivnega preoblikovanja jekel UDK: 669.14.018.233 ASM/SLA: CNg, G5 Karel Kuzman Pomembnost uvajanja procesov hladnega masivnega preoblikovanja jekel v našo elektro in kovinsko predelovalno industrijo je nesporno dokazana. Namen pričujočega članka pa je opozoriti na posebnosti, ki jih zahtevamo od preoblikovanih materialov, da bi dosegli tehnološko zanesljivo in rentabilno proizvodnjo. 1. UVOD Hladno masivno preoblikovanje jekel je industrijsko uporabno le tedaj, če smo v procesu ugodno rešili tri glavne probleme: a) preoblikovalna orodja so tako izdelana, da se ob visokih obremenitvah nenormalno ne trošijo; b) preoblikovani material prenaša velike trajne deformacije, ne da bi se kjerkoli po volumnu, in površini obdelovanca pojavile lokalne porušitve; c) obdelovanci so tako površinsko obdelani, da se mazalni film med orodjem in obdelovancem nikoli ne pretrga. V zadnjem času so bila razvita posebna hitro-rezna jekla, ki lahko prenašajo pritiske od 2300 do 2500 N mm-2, pri tem pa ostanejo še dovolj žilava. Prav tako se da z nitriranjem povečati njihovo odpornost proti obrabi. Deli orodij, pri katerih se ne zahteva večja žilavost ali upogibna trdnost in se dajo dovolj togo vgraditi, pa se izdelujejo iz karbidnih trdin, ki dovoljujejo tlačne obremenitve do 3000 in 3500 N mm—2, njihova obraba pa je povprečno desetkrat manjša od obrabe jeklenih orodij. Orodja so kljub visokim trdnostnim kvalitetam zelo močno obremenjena, včasih dosegajo delovne napetosti 90 % njihove zrušilne trdnosti. Zato je razumljivo, da sprememba preoblikovalnega pritiska za okoli 10 % lahko poveča ali zmanjša obstojnost orodij, povečanje obremenitve za 20 do 40 % pa zelo pogostokrat vodi do njihove takojšnje porušitve. Iz tega pridemo do logičnega zaključka, da je rentabilnost hladnega preoblikovanja izredno odvisna od pravilne zasnove postopka ter kasneje med proizvodnjo od dosledne tehnološke discipline. Ker so obremenitve orodij poleg tornih pogojev med orodjem in obdelovancem odvisne tudi od preoblikovalnih odporov materiala, ki jih opisujemo s krivuljo plastičnosti (1), je Mag. Kari Kuzman, dipl. ing. str., Umor — kovaška industrija Zreče dovolj utemeljena zahteva, da je treba za vse obravnavane materiale poznati krivuljo plastičnosti, obenem pa se truditi, da bi ta krivulja ležala čim nižje. Znižanje krivulje le za nekaj odstotkov vnaša v proces večjo varnost ter boljše obstojnosti orodij. Pri snovanju tehnoloških postopkov moramo poleg obremenitve orodij, dovoljenih deformacij materiala upoštevati še končno stanje izdelka, čestokrat se namreč za kakšen izdelek zahteva, da mora imeti predpisano trdnost. Tedaj vzamemo mehkejši osnovni material in ga s hladno predelavo spravimo v željeno stanje. Pri tem bo preoblikovanje potekalo ob ugodnejših nižjih pritiskih. Redkokdaj se končna oblika obdelovanca doseže z eno samo operacijo. Običajno so izdelki POTEK PROCESA HLADNEGA PREŠANJA Slika 1 Potek procesa hladnega prešanja. Fig. 1 Cold pressing process takih oblik, s takimi spremembami presekov, da je treba oblikovanje opravljati postopoma, ker moramo upoštevati obrabo in obremenitve orodij, pogoje mazanja ter končno stanje obdelovanca. Pri takšnem postopnem oblikovanju torej tehnologijo sestavljajo zanke, ki so vedno sestavljene iz najmanj treh operacij: žarjenje (mehko ali napetostno), priprava površin ter prešanje, kar je prikazano na sliki 1. 2. Dopustne deformacije Postopki hladnega masivnega preoblikovanja so pogojeni tudi s sposobnostjo obdelovanega materiala, da brez porušitev prenese velike deformacije. Že pri hladnem nakrčevanju glav vijakov se pojavljajo dokajšnje deformacije, saj niso redki primeri, ko je razmerje med višino surovca in višino končne glave vijaka 4:1, kar ustreza okoli 75 % deformaciji. V plastomehaniki se uporablja računanje z logaritmičnimi deformacijami, ker velja, da je zaradi nestisljivosti materiala v plastičnem področju vsota vseh logaritmičnih deformacij enaka 0. Za povezavo z ostalimi načini izražanja deformacij je podana slika 2, kaj več pa je mogoče najti v naših učbenikih (2), (3), (4). Največji delež novejših postopkov preoblikovanja predstavljajo različne kombinacije med proti-smernim in istosmernim iztiskavanjem. Na slikah 3 in 4 so podani pritiski, ki obremenjujejo pestiče pri iztiskavanju različnih vrst jekel, in to v odvisnosti od stopnje deformacije. V uvodu smo že omenili, da smo pri snovanju tehnologije čestokrat omejeni s prevelikimi pritiski na orodje, predvsem na pestiče. To je posebno kritično pri protismernem iztiskovanju, kjer pri majhnih in razumljivo večjih deformacijah obremenitve močno naraščajo. Tako pri protismernem iztiskovanju jekla Č. 1431 nikoli ne moremo priti izpod 2400 N/mm2, pri Č. 1221 pa ne izpod 1700 N/mm2. Odvisnost specifične deformacije e,, in razmerja višin h0/h od logaritmične deformacije višine Slika 6 Preoblikovalne in mehanske lastnosti mehkožarjenega jekla č.0146 v odvisnosti od deformacije v hladnem stanju. Fig. 6 Formability and mechanical properties of soft annealed Č.0146 steel depending on cold deformation. In fv Slika 7 Krivulja plastičnosti in krivulja trdot za jeklo Č.0146 v dvojnologaritemskem diagramu. Fig. 7 Plasticity and hardness curves of Č.0146 steel in double logarithmic scale. nosti dobili korelacijske koeficiente, večje od R = = 0,95, za krivulje trdot pa večje od R = 0,85. Eksponent potenčne funkcije, ki aproksimira krivuljo plastičnosti in ki je v dvojno logaritemskem diagramu enak tangensu naklonskega kota premice, postaja zadnje čase vedno bolj pomemben kot merilo za preoblikovalne lastnosti materialov. Tako je iz plastomehanike poznano, da je eksponent potenčne funkcije, pogosto imenovan tudi eksponent utrjevanja -n- točno enak primerjalni logaritmični deformaciji tedaj, ko pri na-teznem preizkusu sila doseže največjo vrednost. Pri vseh preizkusih, ki smo jih opravili, smo ugotovili, da krivulja trdot manj strmo narašča kot krivulja plastičnosti, torej, da je eksponent — m — vedno manjši od eksponenta — n — (slika 8). To zanimivo odvisnost bomo v naših nadaljnjih raziskavah skušali podrobneje obdelati. 1 ioe " i 4 •>>- fas-■O.i \ -ji sT~ — "1 v e A ,X t \ jJ. s v--- rl \ K*1 2 3 i 5 6 7 8 9 X} \\\\\\\ s Mesto merjenja - x Slika 10 Potek trdote po preseku preizkušanca, izdelanega z vlekom z redukcijo stene. Fig. 10 Variation of hardness on the cross section of slug made by draw wipe operation (reduction of the wall). 4. Uporaba krivulj trdote Skoraj vsi hladno oblikovani kovinski izdelki, ki jih srečujemo v vsakodnevni praksi, so takih oblik, da bi zanje tudi z najmodernejšimi metodami plastomehanike ne mogli teoretično določiti deformacijskega stanja po njihovem celem volumnu. Zato moramo uporabljati različne eksperimentalne metode, od katerih je najenostavnejše, a žal tudi manj natančno, merjenje trdot (11). S to metodo ob znani krivulji odvisnosti trdote od deformacije nato na obdelovancih izmerjenim trdotam določimo deformacijo. Natančno poznavanje deformacij skega stanja je zelo pomembno za preverjanje zanesljivosti izbranega tehnološkega postopka, če imamo na primer izdelek iz jekla Č 0146 (slika 6), za katerega smo pri tlačnem preizkusu brez razpok dosegli cpv = 1,51, nato pa smo pri merjenju trdot po celem preseku izdelka našli največ HB = 200, tedaj vemo, da smo material deformirali največ do cpv = 1,30 in da imamo zato še precej rezerve. Pri trdotah nad HB = 220 pa že obstaja nevarnost prvih razpok. Slika 9 Potek trdote po preseku preizkušanca, izdelanega s postopkom protismernega iztiskavanja. Fig. 9 Variation of hardness on the cross section of slug made by backward extrusion. Čeprav se zdi protismerno iztiskavanje lončka s stališča deformacij skega stanja dokaj enostavno, vidimo iz slike 9, da to ni res. Največje deformacije dosežemo pri prehodu iz dna v steno lončka, potem pa se proti vrhu lončka vedno bolj zmanjšujejo. Takšno sliko nam daje tudi merjenje trdot. S pomočjo znane odvisnosti med trdoto in deformacijo, ki je na sliki tudi pokazana, lahko sedaj določimo dosežene deformacije. Največja deformacija je po Dipperju (12) cpmax = 2,12, ki smo jo na navedenem mestu tudi dosegli. Prav tako se izračunana deformacija dna dokaj dobro ujema z izmerjeno. Deformacija prečnega preseka cpA je s stališča merjenja trdot najslabše definirana vrednost. Obravnavanje podanega primera lahko zaključimo s podatkom, da smo pri tlačnem preizkusu osnovnega materiala dosegli cpvmax = 2,4, kar pove, da so preoblikovalne sposobnosti že dokaj izčrpane, uporaba slabšega materiala pa bi bila problematična. Pri postopkih, kjer so deformacije po volumnu obdelovanca bolj enakomerne, kot je to pri vlečenju žice, izdelavi vijakov in matic, vleku z redukcijo stene (slika 10), pa z znano krivuljo trdot lahko teoretično dokaj natančno vnaprej določimo, kakšno trdoto, oziroma trdnost bomo dobili po preoblikovanju. Če cevki na sliki 10 odstružimo dno in poravnamo vrhnji del, dobimo celoten volumen z zrušilno trdnostjo trra = 700 + 800 N mm—2, ki smo jo dosegli po deformaciji prereza v za mehkožarjeno jeklo C.4721. Fig. 12 HB hardness, flovv stress kf and specific deformation ener-gy related to the comparative logarithmic deformation v za mehkožarjeno jeklo KONJAKI. Fig. 16 HB hardness, flow stress kt and specific deformation ener-gy related to the comparative logarithmic deformation [%] HB kf0 [—1 [mm2 J n HB„ m OpMaHHH 3aBHCIIT ot npaBnAbHO npHroTOBAeHHoro nAaHa BunoAHemia cnoco6a, npuHCM peuiaioutee 3iraMCHne npeACTaBAaeT Bbi6op KaMecTBa CTaAH. IToTpe-SHTeAb H npOAYUeHT CTaAH AOAJKHU BMeCTe, npH TeCHOM C0TPYAHH-necTBe, npHroTOBHTb ycAOBHa npnejja CTaAii. 3th vcaobhh aoajkhu corAacoBaTBCH TexH0A0meii opMupoBaHH5i onpeAeAeHHOro H3AeAiix h, no3TOMy, MOryT pa3AHqaTBCH npn oahom h tom ace copie ctaah. KpHTepait aah 03CHKH enocoSHoeTH CTaAH k o6ieMHOMy npeo6pa3o- BaHHIO B XOAOAHOM COCTOHHHH nOKa eilie HCAOCTaTOMUO HCCAeAOBaHhl, AAa 3Toro He06x0AHM0 no3HaHHe roinoro AeijiopMauHOHHoro cocto-HHHH no UeAOit eMKOCTH H3AeAHH. HeCMOTpH Ha 3to, KpHBbie nOAVMCHHBie oahoctopohhiim HCnbl-TaHHeM Ha cscarae He AaioT AocTaiomio AaHHLix aah oueiiKii Kaie-CTBa CTaAH, TaKwe c no3HuiHH opMbi MHKpocTpyKTypbi CTaAH. KpoMe stoto noAanu cnocoSti cbohctb npeospasobahhh ctaah McTaAAyprnqecKoro 3aboaa Ecemnie noAy> ----Meja plastičnostitSazlkp/mni] ---Kontrakcija V /%/ Poboljšano na 31 HRC-!05kp/mn?---Raztezek 3,0['/.] ISO i KO — — / - __ -— —- S, — — \ \ \ > \ • \ K \ — — XX) 200 300 400 500 600 700 - Temperatura preizkušanja °C Slika 6 Mehanske lastnosti v vročem stanju za jeklo Č 9750 Utop Co 2 — poboljšano na 105 kp/mmJ. 100 200 300 400 500 600 700 —-"Temperatura popuščanja v °C [lh] Slika 7 Vpliv temperature popuščanja na trdoto in žilavost ter izgled mikrostrukture jekla C 9750 Utop Co 2 kaljenega v olju na 1040" C. 100 200 300 400 500 600 700 -Temperatura popuščanja v "C [lhJ Slika 8 Vpliv temperature popuščanja na trdoto in žilavost ter izgled mikrostrukture jekla C 9750 Utop Co 2 kaljenega na zraku na 1040° C. Ker je pri nekaterih orodjih odločilnega pomena žilavost, podajamo na slikah 7 in 8 nekaj rezultatov preiskav žilavosti v odvisnosti od kalilnega sredstva in temperature popuščanja. Na diagramih so prikazane tudi mikrostrukture jekla za posamezne pogoje toplotne obdelave. Značilen padec žilavosti pri naraščanju sekundarne trdote je razumljiv že zaradi sprememb trdote, razlagamo pa si ga lahko tudi z izločevalnimi efekti po mejah zrn, posebno pri kal j en ju na zraku. Pojav nihanja žilavosti v območju sekundarnih trdot še ni v celoti pojasnjen. S preiskavami, ki so še v toku, smo ugotovili, da je povezan z izločevalnimi efekti po mejah zrn. Ta pojav lahko zmanjšamo, če orodje po popuščanju ohladimo v olju ali vodi. Vrednosti žilavosti so pri jeklu Utop Co2 v primerjavi z drugimi jekli za delo v vročem najvišje. Metalografija jekla C 9750 Utop Co 2 Jeklo C 9750 Utop Co2, izdelano po EPZ postopku, doseže v žarjenem stanju 100 % kroglični perlit s sekundarnimi karbidi (si. 9). Kaljeno v olju ——Kaljeno na zraku Po kaljenju so v mikrostrukturi tega jekla martenzit, zaostali avstenit in karbidi. Kalilno območje tega jekla je 1020—1060° C na zraku ali v olju. Nad 1060° C dobimo skokovito rast zrna, ki povzroča slabšo žilavost, hkrati pa višje kalilne temperature omogočajo boljšo popuščno obstojnost in odpornost proti termičnemu utrujanju, kar je zelo važno pri orodjih z večjimi toplotnimi obremenitvami. Na sliki 10 vidimo strukturo pri kaljenju na zraku s temperature 1040° C in popuščano na 500° C, na sliki 11 pa strukturo, kaljeno na zraku s temperature 1080° C in popuščano na 500° C. Značilno za to jeklo je, da kalilna temperatura nima velikega vpliva na trdoto, pač pa ima velik vpliv kalilno sredstvo, trdote pa so po vsem območju od 1000—1100° C skoraj enake. Pregretje opazimo šele po velikosti zrna, ki nad kalilno temperaturo 1060° C močno naraste. Slika 9 Mikrostruktura žarjenega jekla C 9750 Utop Co 2 (povečava 500 X). Slika 10 Mikrostruktura kaljenega in popuščanega jekla v območju normalnih temperatur (povečava 500 x). Slika 11 Mikrostruktura kaljenega in popuščanega jekla. Kaljeno nad zgornjim intervalom kalilne temperature (povečava 500 x). 1000 1020 1040 1060 1080 TIOO Temperatura kaljenja [°Cj Slika 12 Vpliv temperature kaljenja na trdoto, zaostali avstenit in velikost zrna za jeklo C 9750 Utop Co 2. Zaostalega avstenita je po kaljenju na zraku bistveno več kot pri kaljenju v olju. Pri kaljenju na zraku smo v območju od 1000—1100° C ugotovili zaostalega avstenita približno 10 %, po kaljenju v olju pa okrog 4 % (slika 12). Posebne preiskave V nadaljevanju podajamo nekaj informacij in ugotovitev posebnih preiskav za jeklo Č 9750 Utop Co 2. Te preiskave so še v teku, zato so ugotovitve le orientacijske za grobo predstavo o nekaterih zanimivih lastnostih tega jekla. — Vsebnost zaostalega avstenita S ploščatimi preizkušanci dimenzij 5 x 25 x 50 mm smo po različnih postopkih toplotne obdelave določali vsebnost zaostalega avstenita z rentgenskim difraktometrom. Rezultati teh meritev so prikazani tia sliki 12, ki kaže že omenjeni vpliv kalilnega sredstva na vsebnost zaostalega avstenita v tem jeklu. — Premenske točke Ogrevanje 2,5° C/min. Ohlajanje 2,5° C/min. Ac začetek 815° C Ar začetek 815° C Ac konec 880" C Ar konec 715° C — Dimenzijske spremembe pri toplotni obdelavi Po metodi3 dilatometrskih meritev dimenzijskih sprememb zaradi strukturnih premen smo spremljali dilatacije za posamezne karakteristične cikluse toplotne obdelave. Slika 13 prikazuje spremljanje dimenzijskih sprememb pri kaljenju s temperature 1020° C na spodnji meji temperaturnega območja, čemur sledi popuščanje v dilato-metru na 600° C. Ogrevanje smo izvedli tako, da smo dilatometrski preizkušanec v kvarčni cevki vložili v peč na temperaturo avsteoitizacije 1020° C in jo po izenačenju temperature avstenitizirali 10 minut. Sledilo je ohlajanje v dilatometrski cevki s povprečno hitrostjo VT = 10° C/s, kar ustreza kaljenju v olju. Relativna sprememba dimenzije glede na izhodno žarjeno stanje po kaljenju je znašala — 1,1.10—3 mm/mm, pri prvem popuščanju 1 uro na 600° C smo izmerili spremembo + 0,75.10—3 mm/mm, pri drugem popuščanju 1 uro na 600° C pa + 0,15.10—3 mm/mm. Po celotnem ciklusu toplotne obdelave je bila sprememba dolžine preizkušanca — 0,2.10—3 mm/mm. 52 -'Slalli7.ation Diagrams železarski zbornik 10 (1976) 2 P 53—64 Mutual relations betvveen the hardening in cold working and the recrystallization conditions are treated in the paper on the base of experimental investigations. Basic aim of the project was to find the optimal investigation method for determining degrees of hardening and the recrystalli-zation course for typical steels to that in further extensive research and development the necessary investigations could be made most effectively and economically. Investigation results for two high-alloyed ferritic steels, two high-alloyed austenitis steels, for a stainless, and a low alloyed tool steel are presented. Author's Abstract UDK: 669.14.018.456.2:621.78 ASM/SLA: TS, 1 F. Uranc Better Heat Treatment of Die Steel Products Železarski zbornik 10 (1976) 2 P 77—81 Influence of various parameters of heat treatment, of the size and the shape of die steel products on their hardness is presented statistically. Only influence of the temepring temperature was ob-served but even its influence is not completely clear. Undetermi-nable relationships can be caused by subjective and objective conditions in the heat treatment. Author's Abstract UDK: 669.15 — 194.58 ASM/SLA: N8, M23b, S12, TSh, 2—60 J. Rodič, A. Segel Influence of Chemical Composition on Transformatlon Points of Ledeburite Tool Steel Železarski zbornik 10 (1976) 2 P 65—75 Especial research and development of ledeburite tool steel in-cludes also an extensive program of dilatometric investigations. Those referring to the determination of influence of chemical composition on the transformation temperatures and on the specific dilatations in the transformation region are presented in this paper. Eleven ledeburite steel vvere investigated having the following com-positions: 0.85 to 2.18 % C, 4.29 to 12.7 °/o Cr, 0 to 6.4 % W, 0.01 to 5.15 % Mo, and 0.01 to 1.97 °/o V. In determining the influence, statistical analyses of regression were made. Results of the most important ones are presented in the paper by nomograms and equations y = f (xi, xi!). Author's Abstract UDK: 669.14.018.233 ASM-SLA: CNg, G5 K. Kuzman Influence of materials workability on designing massive cold work-ing processes Železarski zbornik 10 (1976) 2 P 83—92 Some basic criteria to estimate the massive cold workability of steel are given. It was shown that surveying conditions for the same steel type can be different and that they must be adjusted to different work-ing conditions. The basic condition to master the technology of massive cold working is close cooperation between the manufacturer and the user of steel. Author's Abstract COAEP>KAHME UDK: 621.785.3.003.63 ASM/SLA: N5, I23c, M27c A. Rodič PeKpHCTaAAH3amioHHBie Aiiarpavivihi. Železarski zbornik 10 (1976) 2 c 53—64 b cTaTbe paccMOTpenbi pe3yAbTaTbi hccaeaobahhh B3an.\i0otho-rneHiia ynpoHHeHHH npn xoaoahoh AecJiopMauHH h vcaobhh peKpH-CTaAAH3auHH. OcHOBHaH hcab nporpa.MMbl HCCAeAOBaHHH- YCBOHTb oiithMaAbHVIO mtoahky hccaeaobahhh aah onpeAeAeHHH CTenemi ynpOHHenna h Te-weHHa npoiiecca peKpiicTaAAH3ai4HH THJTHWHbix coproB CTaAH, qro6bi B nocAeAYiomeH nporpaMMe oSmHpHoro npoeKTa pa3BHTHH neo6xo-AHMbie HCCAeAOBaHHH MOrAH 6bITb BblnOAHeHbl no B03MO/khoct11 3(JjcJjeKTHBHee h mcm 6oAee 3kohomhmcckh . IloAaHbl pe3yAbTaTb! HCCAeAOBaHHH AByX MapOK BblCOKOAerHpOBaHHOH CTaAH cjieppHTHoro THna, AByx MapoK BbicoKOAerupoBaHHoii CTaAH aycTeHHTHoro THna h no oahoh HepvKaueioLneii h im3KOAenipoiiannoH HHCTpyMeHTaAbHOii CTaAeii. ABTOpCKHii eKCTpaKT UDK: 669.14.018.456.2:621.78 ASM/SLA: TS, i F. Uranc Eoacc KaMecTBeHHaH TepiviHnecKan o6pa6oTKa H3AeAHH H3 miaMiHt-BoiHbix CTaAeii. Železarski zbornik 10 (1976) 2 c 77—81 CTaTHCTHHeCKHM MeTOAOM nOAaHO BAHHHHe pa3HbIX f^aKTOpOB Tep-MHMeeKOH o6pa6oTKH, Ta k /KC BAHH' ' BeAHHHHbl H (j)OpMbI H3AeAHH H3 UJTaMnOBOHHbIX CTaAeH Ha TBe -b 3THX H3AeAHH. YCTaHOBAeHO, xoth eme He BnoAHe onpeAeAeHa. /iiine TeMn-pbi OTnycKa. Heonpe-AeAeHHOCTH MOJKHO npHMeCTb cy6bOKTHBHbie a TaKHte II oGhCKTHBHI.ie 06cT0HTeAbCTBa TepMHlieCKOH o6pa0OTKH. ABTOpCKHH eKCTpaKT UDK: 669.15 — 194.58 ASM/SLA: N8, M23b, S12, TSh, 2—60 J. Rodič, A. Segel Bahhhhc xHMimecKoro cocTaaa Ha tohkh npeoopaaocainia AeAe-6ypHTHbIX HHCTpyMeHTaAbHblX CTaAeft. Železarski zbornik 10 (1976) 2 c 65—75 OTAeAbHblii npoeKT pa3BHTHH HCCAeAOBaHHH HHCTpyMeHTaAbHbIX CTaAefl AeAe6ypHTHoro rana BKAioMaeT TaK«e o6mnpHyio nporpa.MMy AHAa7X3MeTpHyecKHX HCCAeAOBaHHH. B stoS paSoTe paccMorpeHbr HccAeAOBaHHH, KOTopbie othochtch Ha onpeAeAeHHe bahhhhh xhmh-lecKoro cocTaBa Ha TeMnepaTypbi ToneK npe06pa30BaHHH h Ha yAeAb-Hbie AHAaTamm yneTaH HHTepBaA BpeMHHH. Pa60Ta BKAioMaeT II BapnaHT AeAe6ypHTHbix CTaAeii, npime.u hx xhmhmcckhm coCTaB HaxoAHACfl b CAeAyiofflHX npeAeAax: C = 0,85 — 2,18 %, Cr = 4,29 — 12,7 %, W = 0 — 6,4%, Mo = 0,01 — 5,15 %, V = 0,01 — 1,97 %. Aah onpeaeaehhh bahhhhh BbmoAHeHbi ctaractmeckhe ahaah3bi perpeccHH a BajKHeiiiiibie pe3yAbTaTbi noAaHti c HOMorpaMMaMH h ypaBHeHHeM y = f (xi, xi2) ABTOpCKHii eKCTpaKT UDK: 669.14.018.233 ASM-SLA: CNg, G5 K. Kuzman BAHHHHe Ae<]iop\iauHH MarepnaAa k pa3MbiuiAeHHio o npoueccax X()AOAHOro MaecHBHoro Ae4>opMHpoBaHHfl. Železarski zbornik, 10 (1976) 2 c 83—92 ripiiBeAeHO HecKOAbKO ochobhijx KpHTepiiil aah oueHKH cnocoG-HOCTH CTaAeii K MaCCHBHOH Ae<})OpMamiH b XOAOAHOM COCTOHHHH. OKa3aAocb, iTo ycAOBHH npneMa aah oahoto h Toro »e copTa craAH MoryT 6birb pa3AHHHbi h aoajkhm 6biTb npnroTOBAeHbi b corAocoBa-hhh C pa3AHMHbIMH yCAOBHHMH AecjlOpMaHHH. OcHOBHoe ycAOBHe aah ycBoeHHU Texi-i0A0rnn MaccHBHoii aefjiop-MamiH B XOAOAHOM COCTOHHHH npeACTaBAHCT TeCHOe COTpyAHHMecTBO Me?KAy np0AYMeHT0M h noTpeSiiTeAeM CTaAH. abtopckhii eKCTpaKT