ŽELEZARSKI ZBORNIK VSEBINA Stran Dobovišek Bogo — Metalurški inštitut, Ljubljana ANALIZA VPLIVA REAKTIVNOSTI TRDNIH REDUCENTOV NA NAOGLJICENJE ŽELEZA MED REDUKCIJO ŽELEZOVIH OKSIDOV S CO 181 Dobovišek M., A. R o J i č, J. Žunec, V. M a c u r — Železarna Ravne IZBOLJŠANJE KAKOVOSTI JEKLA ZA KROGLIČNE LE2AJE S POSEGI V JEKLARSKI TEHNOLOGIJI 185 KoroušičBlaženko — Metalurški inštitut Ljubljana VPLIV ELEKTRO PRETALJEVANJA POD ŽLINDRO NA KVALITETO JEKLA ZA KROGLIČNE LEŽAJE (OCR 4 ex šp) 193 Segel Jože — Železarna Ravne VPLIV HRAPAVOSTI POVRŠINE NA UDARNO ŽILAVOST ORODNEGA JEKLA 199 Sipek Mitja — Železarna Ravne KONTROLA POVRŠINSKIH NAPAK NA GREDICAH 203 Vodopivec F., L. Kosec, R. Brifah, B. W o 1 f — Metalurški inštitut, Ljubljana PREISKAVA VZROKOV POŠKODB NA LOPATICAH PARNE TURBINE 211 1971 • LETO V IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, STORE IN METALURŠKI INŠTITUT VSEBINA Stran Dr. Dobovišek Bogo, dipl. inž. — Metalurški inštitut Ljubljana Analiza vpliva reaktivnosti trdih reducentov na naogljičenje železa med redukcijo železovih oksidov s CO...........181 DK: 669.046.562 : 669.094.2 ASM/SLA: C 26, D 11 g Dobovišek M., dipl. inž., A. Rodič, dipl. inž., J. Žunec, dipl. inž., V. Macur, dipl. inž. — Železarna Ravne Izboljšanje kakovosti jekla za kroglične leža-je s posegi v jeklarski tehnologiji.....185 DK: 669.15 — 194.2:669.187 ASM/SLA: SGA c, AYB, D 5 Dr. Koroušič Blaženko, dipl. inž. — Metalurški inštitut Ljubljana Vpliv elektropretaljevanja pod žlindro na kvaliteto jekla za kroglične Iežaje (OCR 4 ex. sp.)............193 DK: 669.187.046.5 ASM/SLA: D8p Šegel Jože, dipl. inž. — Železarna Ravne Vpliv hrapavosti površine na udarno žilavost orodnega jekla............199 DK: 539.55 ASM/SLA: Q 6 N Šipek Mitja, dipl. inž. — Železarna Ravne Kontrola površinskih napak na gredicah . . 203 DK: 620.191 : 620.179.1 ASM/SLA: S 13 j Dr. Vodopivec F., dipl. inž., mag. J. Kosec, dipl. inž., R. Brifah, dipl. inž., B. Wolf, dipl. inž. — Metalurški inštitut Ljubljana Preiskava vzrokov poškodb na lopaticah parne turbine.............211 DK: 621.165 : 620.1 ASM/SLA: M 21 c, Q 26 p INHALT Seite Dr. Dobovišek Bogo, dipl. inž. — Metalurški inštitut Ljubljana Einfluss der Reaktivitat der festen Reduk-tionsmittel auf die Aufkohlung des Eisens vvahrend der Reduction der Eisenoxyde mit CO...............181 DK: 669.046.562 : 669.094.2 ASM/SLA: C 26, D 11 g Dobovišek M., dipl. inž., A. Rodič, dipl. inž., J. Žunec, dipl. inž., V. Macur, dipl. inž. — Železarna Ravne Verbesserung der Kugellagerstahlqualitat durch die Eingriffe in der Stahlherstellungs-technologie.............185 DK: 669.15— 194.2:669.187 ASM/SLA: SGA c, AYB, D 5 Dr. Koroušič Blaženko, dipl. inž. — Metalurški inštitut Ljubljana Einfluss der Elektroschlackeumschmelzver-fahrens auf die Qualitat des Kugellager-stahles...............193 DK: 669.187.046.5 ASM/SLA: D8p Segel Jože, dipl. inž. — železarna Ravne Einfluss der Rauheit der Oberflache auf die Kerbschlagbiegezahigkeit der VVerkzeugstahle 199 DK: 539.55 ASM/SLA: Q 6 N Sipek Mitja, dipl. inž. — Železarna Ravne Kontrolle der Oberflachenfehler an Kniippeln 203 DK: 620.191 : 620.179.1 ASM/SLA: S 13 j Dr. Vodopivec F., dipl. inž., mag. J. Kosec, dipl. inž., R. Brifah, dipl. inž., B. Wolf, dipl. inž. — Metalurški inštitut Ljubljana Untersuchung der Beschadigungsursachen an Dampfturbinenschaufeln........211 DK: 621.165:620.1 ASM/SLA: M 21 c, Q 26 p CONTENTS Page Dr. Dobovišek Bogo, dipl. inž. — Metalurški inštitut Ljubljana Analysis of the influence of the reactivity of solid fuels on carburizing of iron during the reduction of iron oxides with CO......181 DK: 669.046.562 : 669.094.2 ASM/SLA: C 26, D 11 g Dobovišek M., dipl. inž., A. Rodič, dipl. inž., J. Žunec, dipl. inž., V. Macur, dipl. inž. — Železarna Ravne Improvements in the quality of steel for bali bearings by steel technology.......185 DK: 669.15 — 194.2:669.187 ASM/SLA: SGA c, AYB, D 5 Dr. Koroušič Blaženko, dipl. inž. — Metalurški inštitut Ljubljana On the influence of electroslag remelting (ESR) on the quality of steel for bali bearings 193 DK: 669.187.046.5 ASM/SLA: D8p I Šegel Jože, dipl. inž. — Železarna Ravne On the influence of surface coarseness on the impact toughness of tool steel......199 DK: 539.55 ASM/SLA: Q 6 N šipek Mitja, dipl. inž. — železarna Ravne Control of surface defects on billets .... 203 DK: 620.191 : 620.179.1 ASM/SLA: S 13 j Dr. Vodopivec F., dipl. inž., mag. J. Kosec, dipl. inž., R. Brifah, dipl. inž., B. Wolf, dipl. inž. — Metalurški inštitut Ljubljana Investigation of causes for defects on steam turbine vanes............211 DK: 621.165 : 620.1 ASM/SLA: M 21 c, Q 26 p COAEP5KAHHE Dr. Dobovišek Bogo, dipl. inž. — Metalurški inštitut Ljubljana AHaAH3 BAUHHHH TBCpAbIX peaKTHBHbIX pac- KHCAHTeAeft Ha HayrAepoHoiBaHHe >KeAe3a BO BpeMH BoccTaHOBAeHHH oKHceii >KeAe3a npn noMouiH CO ............181 DK: 669.046.562 : 669.094.2 ASM/SLA: C 26, D 11 g Dobovišek M., dipl. inž., A. Rodič, dipl. inž., J. Žunec, dipl. inž., V. Macur, dipl. inž. — Železarna Ravne YAYHiueHHe KanecTBa craAH aah mapHKO-noAiUHimHKOB c MepaMH b TexH0A0rnH npo-H3BOACTBa 3Tora copTa cTaAH......185 DK: 669.15— 194.2:669.187 ASM/SLA: SGA c, AYB, D 5 Dr. Koroušič Blaženko, dipl. inž. — Metalurški inštitut Ljubljana BAHiiHHe 3AeKTp0uiAaK0B0ra nepenAaBa Ha KaiecTBo CTaAH aah mapHKonoAiminHHKOB . 193 DK: 669.187.046.5 ASM/SLA: D8p Šegel Jože, dipl. inž. — Železarna Ravne BAHHHHe Uiap0X0BaT0CTH nOBepxHOCTH Ha YAapHyiO bh3koctb HHCTpYMeHTaABHOH CTaAH 199 DK: 539.55 ASM/SLA: Q 6 N Šipek Mitja, dipl. inž. — Železarna Ravne Kohtpoab nopoKOB Ha n0BepxH0CTH 3aroTOBor 203 DK: 620.191 : 620.179.1 ASM/SLA: S 13 j Dr. Vodopivec F., dipl. inž., mag. J. Kosec, dipl. inž., R. Brifah, dipl. inž., B.Wolf, dipl. inž. — Metalurški inštitut Ljubljana HccAeAOBaHHe npuMHH noBpejKAGHHH Ha AO-naTKax napoBott Typ0HHbi.......211 DK: 621.165 : 620.1 ASM/SLA: M 21 c, Q 26 p ZELEZARSKI ZBORNIK IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT LETNIK V DECEMBER 1971 ŠT. 4 Dr. B. Dobovišek, dipl. inž. DK: 669.046.562 : 669.094.2 Metalurški inštitut Ljubljana ASM/SLA: C26, Dllg Analiza vpliva reaktivnosti trdnih reducentov na naogljičenje železa med redukcijo železovih oksidov s CO Med redukcijo železovih oksidov poteka istočasno naogljičenje pri redukciji nastalega kovinskega železa. Na naogljičenje močno vpliva reaktivnost trdnih reducentov, ki jih uporabljamo za redukcijo, ker je od nje odvisno vsakokratno razmerje C0/C02 v plinski fazi. Delo tolmači na osnovi ravnotežnih faznih diagramov sistemov C-O in Fe-O-C ter na osnovi pod določenimi pogoji dobljenih kvaziravnotežnih razmerij C0/C02 možnosti naogljičenja z različnimi trdnimi reducenti. UVOD Redukcijo železovih oksidov s CO spremljata med drugimi proces razkroja CO pri relativno nizkih temperaturah in pojav razkrojnega ogljika med 400 ... 600 °C; nad temi temperaturami pa zaznamo ogljičenje železa, ki nastaja med redukcijo in, ki je z naraščajočo temperaturo vse močnejše. Razkroj CO med redukcijo Fe203 obravnava eno prej objavljenih del1, ki ugotavlja maksimalno hitrost razkroja med 400 ... 570 °C. Iz tega dela posnemamo tudi odvisnost med stopnjo redukcije in odstotkom ogljika razkrojenega za redukcijo ljubijskega limonita pri različnih temperaturah (slika 1). Slika kaže, da količina pri razkroju CO nastalega ogljika do 550 °C skoraj ni odvisna od temperature, pri kateri poteka redukcija. Razkrojni ogljik aktivno sodeluje pri nadaljni redukciji železovih oksidov in verjetno tudi pri ogljičenju kovinskega železa. V tem sestavku nameravamo poročati o možnostih naogljičenja pri redukciji nastalega železa s trdnimi reducenti, ki se po reaktivnosti močno razlikujejo med seboj. C. Rekar in J. Lamut navajata v študiji o fizikalnih in kemijskih lastnostih mineralnih kom- u 5? 12 10 0 Hematitno ruda 0.5-1,0 mm Temp. "C * 400 - / • o 500 • 550 a 600 - */ - A ) / % Z / S f -f- _+— --- / / 0 10 20 30 40 50 60 70 80 Stopnja redukcije v % Slika 1 Količina razkrojnega ogljika v odvisnosti od stopnje redukcije. Redukcija limonitne rude s CO ponent železovih rud2 odvisnosti, ki kažejo, kako se spreminja količina ogljika raztopljenega v železu od vrste trdnih goriv s katerimi sta reducirala kemično čisti Fe203. Slika 2, ki je iz navedenega dela kaže, da z naraščajočim trajanjem redukcije narašča stopnja naogljičenja železa, ter da bolj reaktivni gorivi koksa iz lignita Velenje in lignita Kreka, močneje ogljičita železo, kot manj reaktivni metalurški koks. Teoretske osnove Naogljičenje železa poteka preko plinske faze (CO). Bolj reaktivna goriva pa vzdržujejo med redukcijo v plinski fazi višji odstotek CO, kot manj reaktivna in s tem plinsko atmosfero, ki je 0,8 0.7 0,6 0.5 o 0,4 0.3 0.2 0.1 1050°C M - metalurški kol K - koks iz lignita V - koks iz lignita l fS Kreka elenje y V KjT M z ravnotežno konstanto KD: 1 2 3 4 Čas [h] Slika 2 Vaogljlčenje železa med redukcijo hematita z različnimi trdnimi reducentl pri 1050 'C1. bolj ugodna za ogljičenje, kot če uporabljamo za redukcijo manj reaktivna goriva. Redukcijo Fe304 s CO pišemo s sledečo enačbo: Fe304 + CO = 3 FeO + C02 (A) z ravnotežno konstanto KA: P C02 Pco redukcijo FeO s CO pa z: FeO + CO = Fe + C02 (B) in ravnotežno konstanto KB: P' co Kb=-T-P co Pri temperaturah pod 570 °C poteka še neposredna redukcija Fe304 v Fe: Fe304 + 4 CO = 3 Fe + 4 C02 (C) z ravnotežno konstanto Kc: P4co. Kn = P4co KD = P co. P2 co Ta reakcija uvaja v reakcijski sistem novo fazo, trdni ogljik. Ta ogljik in CO lahko naoglji-čita železo, oziroma tvorita z njim karbide. Reakcijo (D) spremlja torej še proces ogljičenja železa: C (graf.) = C (v železu) (E) Z združenjem procesov (D) in (E) dobimo: 2 CO = CO2 + [C] (v železu) (D') z ravnotežno konstanto: Kn.= P'C°-ac Redukcijo spremlja še razkroj CO: 2 CO = C02 + C P'2co Zato je odnos med CO in C02 pri določeni temperaturi in pri določenem tlaku in pri konstantnem koeficientu aktivnosti ogljika v železu odvisen od koncentracije ogljika v nenasičenih raztopinah ogljika v železu, kar nam kaže preurejena enačba (D') (% CO)1 100 - = K . - yc . Nc (% CO2) Peti Pri tem so K — ravnotežna konstanta Po,, — skupni tlak plinske mešanice, Te — molski delež ogljika v železu. Nc — koeficient aktivnosti ogljika v železu, Prav tako lahko postavimo, da je pri določeni temperaturi, določenem tlaku in določenem koeficientu aktivnosti ogljika v železu odvisen odstotek ogljika v železu od razmerja C0/C02 v plinski fazi med potekom redukcije, kot to kaže slika 3.3 V nenasičenih raztopinah ne nastopa ogljik kot posebna faza in se z zmanjšanjem koncentracije ogljika v železu manjša potrebna ravnotežna koncentracija CO v plinski zmesi C0/C02. Krivulje za enako sestavo pa kažejo, da z naraščajočo temperaturo narašča v plinski fazi tudi potrebna ravnotežna koncentracija CO. Na drugi strani pa % CO teoretično ne more biti manjši od ravnotežne sestave za reakcijo (B). Tako kontrolira proces naogljičenja in redukcije železovih oksidov s CO plinska zmes C0/C02 v plinski fazi, ki struji skozi reakcijski prostor. Sestava te plinske zmesi pa je odvisna od reaktivnosti trdnih reducentov, ki jih uporabljamo za redukcijo in od same tehnologije pridobivanja železa, predvsem v trdnem stanju. V danih pogojih se v posameznih področjih redukcijskih peči (reaktorjev) vzpostavi določeno razmerje med CO in C02, ki se med pocesom bistveno ne spreminja. V redukcijskih pečeh najdemo zato v posameznih reakcijskih conah z ozirom na način njihovega vodenja karakteristične toplotne režime in karakteristično sestavo redukcijskih plinov. To nam 7^00 600' 100 %C0+%C02 Slika 3 Delni sistem Fe—O—C omogoča, da lahko postavimo zanje — bolj ali manj — uspešne toplotne in snovne modele, s katerimi se skušamo približati dejanskim procesom v reaktorjih in procese izračunati vnaprej. Zaradi različnih kinetičnih pogojev sta tako proces redukcije, kot proces naogljičenja več ali manj oddaljena od ravnotežnih zmesi, ki jih kaže slika 3. Na sliki navajamo poleg ravnotežnih sestav plina še sestave reakcijskih plinov za odgovarjajoče plinske mešanice, dobljene za livarski, metalurški koks pol koks iz lignita ter za lesno oglje za določeno stacionarno stanje dobljeno v pogojih: velikost zrna 0,5... 1,0mm, količina goriva 34cm3, količina vpihanega C02 10,4 l/h. Iz slike razberemo, da lahko dosežemo z različnimi gorivi pod sicer enakimi pogoji različne stopnje naogljičenja. Tako npr. v pogojih naših poskusov pri 1000° C lahko dosežemo največ: s polkoksom 0,4 °/o C, z metalurškim koksom 0,07 C, dočim z livarskim koksom ne moremo pri 1000° C ogljičiti železa. Sestava plinske zmesi C0/C02 po prehodu skozi nasutje trdnega reducenta pa je odvisna še od hitrosti strujanja C02 skozi nasuto gorivo. Slika 4 kaže za lesno oglje in petrolkoks sestave plinske zmesi, za tri različne hitrosti strujanja C02. Z zmanjševano hitrostjo strujanja C02, se dejanske vrednosti C0/C02 vse bolj približujejo ravnotežnemu stanju C0/C02 in s tem bolj intenzivnemu ogljičenju. Torej: ( %CO % co ) 3,7 l/h > ( % CO % co2 ) 9,2 l/h > ( % CO °/o CO- ) 21 l/h in podobno tudi pri sicer enakih pogojih (P, T, konst.) ( °/o CO % C02 % CO J > L. O metal. k. > ( CO % CO '2 livarski koks 1200 1100 1000 900 o o 700 600 800- 100 CO 20 30 80 70 SESTAVA PLINA Slika 4 Stopnja naogljičenja železa v odvisnosti od temperature In sestave plinske mešanice v sistemu Fe—O—C SKLEPI Naogljičenje pri redukciji železovih rud s trdnimi reducenti nastalega kovinskega železa poteka preko plinske faze in je zato odvisno od vsakokratnega odnosa med CO in C02 v plinski fazi v reaktorju. Ta odnos je odvisen od narave redu-centa, ki ga uporabljamo za redukcijo. Raziskave so pokazale, da dajejo močno reaktivni trdni reducenti med redukcijo železovih rud v temperaturnem področju prehoda indirektne redukcije v direktno ter pri temperaturah nad tem področjem, plinske reakcijske produkte z večjo vsebnostjo CO, kot slabše reaktivni. Posledica tega je, kot kaže slika 2, da bolj reaktivni gorivi, kot sta npr. koksa iz lignitov Velenje in Kreka močneje naogljičita železo, kot običajni metalurški koks. Privzemajoč, da je proces regeneracije CO2 s trdnim reducentom odločilen za vsakokratni ogljikov potencial v plinski zmesi v reakcijskem prostoru, so na slikah 3 in 4 označene za določene pogoje poteka reakcije C02 + C = 2 CO možnosti maksimalnega naoglji-čenja pri redukciji nastalega železa. Literatura 3. Dobovišek B. študij razkroja CO med redukcijo železovih oksidov z njim. Železarski zbornik 1970, štev. 1. 69 ... 78. 2. Rekar C., J. Lamut: študij fizikalnih in kemijskih lastnosti mineralnih komponent železovih rud. I. del. Poročilo katedre za železarstvo, Metalurški odsek FNT Ljubljana, febr. 1971. 3. Die Phys. Chemie der Eisen und Stahlerzeugung, Verlag Stahleisen M. B. H. Diisseldorf 1964 (po Schiirmann, E. H. Eagener, T. Schmidt-u). ZUSAMMENFASSUNG Die Aufkohlung ist eine Begleiterscheinung des bei der Reduktion der Eisenoxyde mit CO und festen Redu-zenten entstehenden Eisens. Neben der Temperatur wird der Aufkohlungsgrad auch von der Reaktivitat fiir die Reduktion vervvendeten festen Reduktionsmittel beein-flusst. Entscheidend fiir die Aufkohlung ist das Verhaltnis zvvischen CO und CO2 in der Gasmischung \velche die Erzschicht durchstromt. Dieses Verhaltnis ist aber von der Reaktivitat der vervvendeten Reduktionsmittel abhan-gig. Im Artikel sind auf Grund der unter bestimmten Bedinungen ausgefiihlten Versuche erhaltenen Verhaltnisse CO/COz, fiir Holzkohle, Halbkoks, Huttenkoks und Giessereikoks und mit Hilfe der Gleichgewichts-systeme C-0 und Fe-O-C die teoretischen Moglichkeiten, fiir die Aufkohlung des Eisens wahrend der Reduktion gegeben. Bei der Reduktion und Aufkohlung hat einen starken Einfluss auch die Zersetzungskohle als Produkt der Zu-setzung von CO, welche wegen seiner grossen Reaktivitat das Verhaltnis CO/CO2 in der Gasmischung bestimmt beeinflusst, und die Aufkohlung beschleunigt, was aber in dieser Arbeit nicht miterfasst ist. SUMMARY The reduction of iron oxides vvith CO and solid fuels is accompanied vvith the carburisation of freshly reduced iron. Degree of carburisation depends on the temperature and on the reactivity of the solid fuels used. The CO/CO2 ratio of the gaseous mixture flowing through the ore bed has a decisive role in the carburisation. The CO/CO2 ratio depends on the reactivity of solid reducible means used for the reduction. Theoretical possebilities for the carburisation are given on the basis of an analysis of the equilibrum states in the systems C-0 and Fe-O-C as well as on the basis of the experimental data obtained with charcoal, semicoke, metallurgical and foundry coke at various CO/CO2 ratios. It is well known that the carbon resulting from the dissociation of CO has a strong influence on the carburisation and on the reduction be-cause of its high reactivity. It influences the CO/CO2 ratio and promotes the carburisation, hovvever, this effects vvas not investigated. 3AKAK)qEHHE BoccTaHOBAeHfje OKiiceft xeAe3a npn iiomoihh CO u c TBepAbiMH pacKHCAHTeAflMH conpoBajKAaeTCH HayrAepo5KiiBaHHeM o6pa3oBaHor npn peAyKUHH 5KeAe3a. Ha cTeneHb HayrAepo>KHBaHHH KpoMe ieM-pbi HMeeT BAHSHHe peaKTHBHOCTb TBepAMX paCKHCAHTeAefi KOTOpbie ynoTpe6AeHbi npn pacKHAeHHH. PeuiiiTCALnoe BAiiaaime na Ha-yrAepojKHBaHHC HMeeT cooTHomeHHe MeacAv CO h C02 b pa30B0fi CMera KOTOras o6pamaeTca qepe3 HacbinHyio pyAY- 3T° cooTHomeHHe 3aBHCHT OT paCKHCAHTeAbHOCTH ytIOTpe6AeHH!bIX TBepAbIX paCKHCAHTeAefi. Ha OCHOBaHHH OnbITOB a<}>TOp H3HOCHT COOTHOUieHHH CO/CO2 noAyMeHbie npn onpeAeAeHHbix yCAOBHax npH npuMeHemiH ApeBecHora \tar, noAV KOKca, MeTaAAypnraecKora Koicca a ranace a 3a AHTefiHbiS kokc. ripu noMoiHH CHCTeMOB paBHOBecna C-0 H Fe-O-C AaHU TeopeTHMecKHe bo3mo>khocth HayrAeroMCHBaHH5i »eAesa bo BpeM* BOCCTaHOBAeHHH. HpH paCKHCAeHHH H HayrAepOJKHBaHHIO HMeeT SoAtllHOe BAHHHHe T3K>Ke pa3AOHCeHHblfi prAepOA KOTOpblft 06pa30BbI-BaeTCH bo BpeMH pa3Ao«eHHH co h Koropbifi 0AaroAapH Soaj.-HIOH CnOCOSHOCTH paCKHCAeHHH 6e3 COMHeHHH BAHSleT Ha cooTHomeHHe mokav C0/C02 b cMecH ra30B H ycKopjteT HayrAepo-acHBaHHe. 9to BAHHHHe b cTaTbe He paccMOTpeHO. Milan Dobovišek, dipl. inž. Alenka Rodič, dipl. inž. Jože Žunec, dipl. inž. Vlado Macur, dipl. inž. Železarna Ravne DK: 669.15—194.2 : 669.187 ASM/SLA: SGAc; AYb; D 5 Izboljšanje kakovosti jekla za kroglične ležaje s posegi v jeklarski tehnologiji Pri izdelavi jekla OCR 4 ex. spec. za kroglične ležaje je bilo preizkušenih več metod metalurške tehnologije taljenja. Cilj raziskave je bil izboljšanje kakovosti tega jekla z zmanjšanjem vsebnosti nekaterih vrst vključkov, z odpravo karbidnih izcej in z izboljšanjem nekaterih mehanskih lastnosti. V toku raziskave je bilo postopoma izvajano preizkušanje sprememb v dezoksidacijski tehniki med taljenjem tega jekla v elektro obloč-nih pečeh. Izbrana je bila metoda jeklarske tehnologije, ki je v celoti najbolj izboljšala splošno kakovost jekla, obenem pa tudi ekonomiko metalurške izdelave. Izdelanih je bilo večje število šarž na 10, 25 in 40-toitski elektro obločni peči, vse pa so bile kemično, metalografsko in mehansko preiskane. Izbrana tehnologija je bila preizkušena v daljšem obdobju redne proizvodnje. Jeklo z osnovno sestavo 1 % C in 1,5 % Cr se uporablja v velikih količinah za najrazličnejše namene uporabe. Največ se uporablja za izdelavo krogličnih ležajev, pri čemer so kvalitetne zahteve najostrejše, precej tega jekla pa se porabi tudi za izdelavo različnih orodij in nekaterih konstrukcijskih delov. Nekaj tega jekla se uporablja tudi za mlevne elemente — palice, valje in krogle — v mlinih cementne in podobne industrije. Za jeklo, ki je namenjeno taki uporabi, ni posebnih kvalitetnih zahtev, zato je tudi izdelano na drugačen način. Jasno je, da so z ozirom na tako različne zahteve tudi tehnološki postopki izdelave za to vrsto jekla zelo različni. V tem članku bomo v glavnem obravnavali le tisto kvalitetno varianto tega jekla, ki je namenjena izdelavi krogličnih ležajev. Standardi posameznih držav za to vrsto jekla se po svojih kvalitetnih zahtevah med seboj razlikujejo, poleg tega pa še posamezni proizvajalci krogličnih ležajev postavljajo svoje posebne kvalitetne zahteve. Znano je, da se jeklo za kroglične ležaje danes v svetu izdeluje v Siemens-Martinovih pečeh, v elektro obločnih pečeh, pa tudi v indukcijskih pečeh. Vsak od teh osnovnih postopkov daje jeklu določene značilnosti. Postopki taljenja, posebno glede načina dezoksidacije, pa se celo pri enakih talilnih agregatih v posameznih metalurških podjetjih močno razlikujejo. Naše raziskave, ki jih v nadaljevanju opisujemo, so bile omejene na klasičen način taljenja v elektro obločnih pečeh. Z raziskavo smo želeli zadovoljiti zahteve jugoslovanskih kupcev tega jekla — proizvajalcev krogličnih ležajev. Na tem področju moramo poudariti, da je bilo med proizvajalcem in potrošnikom tega jekla doseženo vzorno sodelovanje pri sestavljanju tehničnih prevzemnih pogojev. Kvalitetne zahteve jugoslovanskih proizvajalcev krogličnih ležajev se najbolj približujejo zahtevam srednjeevropskih podjetij. Sovjetski GOST standardi predpisujejo tako ostre kvalitetne zahteve, da jih le malokatero podjetje lahko le izjemoma v celoti zagotavlja, posebno še ob upoštevanju ekonomskih kriterijev proizvodnje, ki pri tem jeklu zaradi nekaterih značilnosti odnosa dimenzij, količin in cen predstavljajo poseben problem. Znano je, da omogočajo nekateri postopki, kot so elektro-žlindrin postopek, perriniziranje ipd., več možnosti znižanja sulfidnih vključkov kakor klasičen elektro obločni postopek. Vemo pa tudi, da nekatera podjetja predpisujejo zaradi boljše obdelovalnosti ležajev na avtomatih (predvsem v Franciji) spodnjo mejo vsebnosti žvepla. V splošnem lahko trdimo, da so kvalitetne zahteve, ki jih postavlja jugoslovanska industrija ležajev, dokaj zahtevne in da jih pri obstoječih metodah in agregatih, s katerimi razpolaga železarna Ravne, ni lahko doseči. Z ozirom na različne kvalitetne zahteve se v kontroli uporabljajo različne metode preizkušanja in tudi različni kriteriji oz. omejitve. Po obsegu se v kontroli največ uporablja za ocenjevanje standard GOST 801-60, ob katerem pa se postavljajo posebne omejitve po dogovoru med proizvajalcem in potrošnikom. Poglejmo za primer zahteve, ki so v kontroli najpogostejše: — Neme talni vključki se ocenjujejo po tabelah 9, 10 in 11 omenjenega standarda, pri čemer še dopušča za vse dimenzije najvišja stopnja 4. — Karbidne izceje se ocenjujejo po tabeli 7 omenjenega standarda z najvišjo dovoljeno stopnjo 2. — Karbidna trakavost se ocenjuje po tabeli 8 omenjenega standarda in ne sme prekoračiti stopnje 3. Poleg teh pogojev se postavljajo še omejitve pri ocenjevanju makrostrukture po tabelah 2 in 4 omenjenega standarda. Pri tem so dopustne meje: — za centralno poroznost .... max. 2, — za splošno poroznost.....max. 1,5, — za izceje..........max. 2. Zadovoljevanje vseh teh pogojev je bilo v železarni Ravne ob specifičnih pogojih izdelave jekla za kroglične ležaje v elektro obločnih pečeh nekaj časa zelo kritično, zato smo se lotili z obširnejšo raziskovalno nalogo cele vrste sprememb v tehnologiji taljenja. Preizkušali smo posamezne tehnološke spremembe v načinu legiranja posameznih elementov, dezoksidacije, temperaturnega režima, dodajanja žlinder oz. dodatkov, ali pa v celoti različne tehnologije. Osnova za planiranje sistematične raziskave je bila dokumentacija in statistična obdelava vseh podatkov iz tehnologije in kontrole tega jekla. Pri tem smo upoštevali valjane caglje, paličasto jeklo in ležajne obročke, izdelane iz tega jekla. Posebej smo upoštevali tudi primerjave kvalitete jekla iz različnih elektro obločnih peči (10, 25 in 40 ton). Statistična obdelava je obsegala 159 šarž tega jekla iz proizvodnje v letu 1969. V splošnem so zaključki izvršenega pregleda za preteklo obdobje pokazali, da je bila negotovost 80j 70 60-50-W 30-20--10-- -----Peč 10 i- - Peč 251 ---Peč 401 © I ® ® Kvalitetni razred © © tr I v izpolnjevanju kvalitetnih zahtev skoraj nesprejemljiva in ni omogočala ekonomične redne proizvodnje. Obenem s planiranjem raziskave smo morali določiti tudi ustrezne kvantitativne kriterije za ocenjevanje kakovosti, s katerimi naj bi ocenjevali uspehe metalurških posegov in zanesljivost kvalitete v toku raziskovalne naloge in kasneje v redni proizvodnji. Na osnovi zbrane in obdelane dokumentacije preteklega obdobja smo izbrali kriterije za oceno kvalitete tako, da smo dobili pet kvalitetnih razredov, med katerimi predstavlja prvi razred najboljšo kvaliteto, peti razred pa najslabšo — tako, ki zahteva spremembo dispozicije. Jeklo petega kvalitetnega razreda se lahko uporabi le za podrejene namene na področjih, za katera ni posebnih tehničnih zahtev glede kvalitetnih karakteristik jekla. Slika 1 Deleži porazdelitve šarž po kvalitetnih razredih v medfazni kontroli cagljev 80 70-- 60 50- 40 30 20- 10 ----Peč 10t - Peč 25t ---Peč 40t ® ® ® © ® Kvalitetni razred Slika 2 Deleži porazdelitve šarž po kvalitetnih razredih v končni kontroli paličastega jekla Slika 1 kaže, kakšni so bili deleži porazdelitve šarž po kvalitetnih razredih v medfazni kontroli cagljev. Kriteriji posameznih razredov se nanašajo v glavnem na omejitve metalografsko kontroliranih lastnosti. V medfazni kontroli na podlagi rezultatov me-talografskega pregleda odrejamo uporabo posameznih šarž v nadaljnji predelavi. Na podoben način smo določali tudi v končni kontroli paličastega jekla ali pa odkovkov za obročke krogličnih ležajev deleže porazdelitve šarž po posameznih kvalitetnih razredih, kar je prikazano v slikah 2 in 3. Iz slik 1, 2, in 3 vidimo do neke mere tudi kvalitetne razlike jekla iz posameznih peči. To pomeni, da so dane možnosti za izboljšanje s posegi v jeklarsko tehnologijo, upoštevajoč karakteristike dela na posameznih pečeh. 80 70 60 • 50 ■40 30-20 10 ■- Peč 101 Peč 25t Peč 401 © ® I ® II Kvalitetni razred © m © Slika 3 Deleži porazdelitve šarž po kvalitetnih razredih v končni kontroli obročkov za kroglične ležaje Iz obdelane dokumentacije preteklega obdobja jasno sledi zaključek, da je bila kvaliteta tega jekla preveč nezanesljiva in da je nujno potrebno s sistematičnimi raziskavami najti ukrepe, ki bodo kvaliteto tega jekla pomembno izboljšali ob sprejemljivih ekonomskih pogojih proizvodnje. Taka raziskava s poprečnimi težami šarže 30 ton pa je seveda precej dolgotrajna in ob nepremišljenem tveganju tudi zelo draga. Zato smo le postopoma preizkušali manjše variante in na osnovi kontrolnih pregledov odločali o utemeljenosti njihovega uvajanja in o vsebini nadaljnjih sprememb oz. izboljšav. Ob takem preizkušanju posameznih variant smo sproti tiste, ki niso omogočale zadovoljive ekonomičnosti, in tiste, ki so dale nezadovoljivo kvaliteto, sproti izločali iz nadaljnjega preizkušanja. Glavni cilj je bil v zagotavljanju kvalitete višjih kvalitetnih razredov z manjšo neenakomernostjo kvalitete, obenem pa smo želeli skrajšati proces izdelave šarž od prejšnjih klasičnih 6 do 7 ur na ca. 5 ur. Že v začetku raziskave smo lahko ugotovili, da na tako specifičnem področju praktično ni mogoče koristiti podatkov iz literature, ker ne gre za bistvene spremembe v postopku, ampak le za optimizacijo specifičnih pogojev, ki se od jeklarne do jeklarne, pa tudi od peči do peči, razlikujejo. Ponovno je bila potrjena, že večkrat ugotovljena, trditev, da se pri raziskovalnih nalogah za izboljšanje enakomernosti in nivoja kvalitete največ uspeha doseže z izkoriščanjem lastne urejene dokumentacije, z obdelavo podatkov in sistematično analizo lastnih izkušenj. Literatura je sicer prav na tem področju zelo obsežna. Tako na primer navajajo Fiedler, Lachner in Eisenkolb1 številne ukrepe in obsežne podatke o proizvodnji surovega jekla za kroglične ležaje. Ti avtorji ugotavljajo, da nečistoče naraščajo z zviševanjem temperature taline in s povečanjem hitrosti litja. Pomemben vpliv pripisujejo razmerju Mn : Si v jeklu in trdijo, da je čistost jekla boljša, če je to razmerje večje. V svojem članku ugotavljajo celo odvisnost čistosti jekla od absolutne vsebnosti mangana v jeklu. Čim več je mangana — seveda v določenih mejah, tem bolj čisto je jeklo. Podaljšana rafinacija ugodno vpliva na čistost jekla. Dolgo čakanje s polno ponovco pred začetkom litja poslabša čistost jekla. Zviševanje količine aluminija daje čistejše jeklo, vendar le do neke meje, ker povečana vsebnost aluminija vpliva na livnost. Hiebler, Nepel in NostenhalP ugotavljajo, da se jeklo s pomočjo uporabe argona v ponovci močno izboljša. Trdimo pa lahko, da niti prva niti druga skupina avtorjev po klasični tehnologiji izdelave elektro jekla ni mogla zagotoviti doseganja tehničnih pogojev, ki jih zahteva GOST 801-60. Pri svojih kriterijih ti avtorji dovoljujejo vključke z ocenami celo nad 4. Sovjetski avtorji3.4.5 veliko pišejo o vplivu rafinacijske žlindre na količino in tipe vključkov. Pri različnih bazičnostih in sploh različnih sestavah žlinder ugotavljajo zelo različne rezultate. Vso to in še številno drugo literaturo smo lahko uporabili le kot koristne informacije, nismo pa mogli posameznih ugotovitev neposredno uporabiti in tudi ne preizkusiti, ker so preveč vezane na specifičnosti proizvodnje v posameznih jeklar-nah, kjer so avtorji svoje raziskave izvajali. Sami smo na primer ugotovili, da primerna bazičnost in velika aktivnost žlindre močno znižuje žveplo v končni sestavi — celo na vsebnosti pod 0,006 %. Obenem pa je zanimiva ugotovitev, da ta vsebnost žvepla ni posebno odločilna za tipe in velikosti sulfidnih vključkov, ki smo jih pri takih šaržah ugotavljali. Po naših izkušnjah se morajo karbidne žlindre pred izpustom taline iz peči razbiti v takšne, da vsebujejo pri izteku čim manjšo količino kalcijevega karbida, saj se ta noče izločati iz taline, ampak ostaja kot emulzija žlindre v jeklu in jeklo močno onesnaži. Ugotovili smo, da je jeklo, ki je na koncu pod močno karbidno žlindro, potrebno izpustiti iz peči brez žlindre — z zadržanjem žlindre. Obenem pa velja, da talina, izpuščena iz peči v ponovco brez istočasnega mešanja žlindre, obdrži previsoko vsebnost žvepla. Torej smo rajši karbidne žlindre s pomočjo oksidov kalcija delno pa z Si02 ali CaF2 razbijali ter mešali žlindro, ki ni imela CaC2 z jeklom. Tako smo šarže lažje odžveplali, poleg tega pa se izognili nevarnosti lebdenja vključkov karbidne žlindre v ponovci. Poglejmo v kratkem glavne metode, ki smo jih z več variantami v naših raziskavah preizkusili: 1. metoda je predstavljala klasično rafinacijo. Vložek smo izbrali tako, da smo dodajali do 20 % legiranih odpadkov jekla iste sestave. K vložku ni dodanega nič grodlja zaradi potrebne nizke vsebnosti mangana v vložku. Vložek smo v celoti ogljičili samo s karburitom do 1,30 % C v prvi predprobi. Oksidacija je pričela pri temperaturi 1540 do 1580° C, nato se je ogljik oksidiral do ca. 0,9%, za A C > 0,4 %. Pred oksidacijo je bilo potrebno uvesti posebno odfosforanje, zato smo dodali nekaj železove rude do 10 kg/tono taline. To je bilo potrebno tudi zaradi sigurnejšega znižanja mangana v talini. Po oksidaciji smo vršili izkuhavanje ca. 30 minut ter držali temperaturo taline blizu 1640° C. Sledil je vlek žlindre, nove žlindre CaO + CaF2 + Si02 pa so dodali v količini 2—2,5 % od teže vložka. Klasična rafinacija je trajala ca. 1 1/2 ure, medtem pa smo izvajali učinkovito obdelavo žlindre s prašnatimi dezoksidanti FeSi, CaSi in C (difuzijska dezoksidacija). Legiranje FeCr se je izvršilo na belo ali kar-bidno žlindro. Izpust šarže s predhodnim dodatkom ca. 0,7—1 kg Al/t v peč se je izvršil z mešanjem žlindre in jekla ob izteku taline v ponovco. S ponovco smo nato čakali 5—8 minut. Temperatura prehoda je znašala 1580—1610° C (potopni pirometer). Litje je bilo komunicirano v 2-tonske valjavske ingote s hitrostjo 20—25 cm/minuto. Litje se je vršilo z livnim praškom. 2. metoda je bila prav tako klasična rafinacija z manjšimi spremembami. Vložek je bil brez odpadkov kromovih jekel (OCR). Spremenjeni so bili dodatki Al za dez-oksidacijo. Ruda se za oksidacijo ni uporabila, ampak le kisik. Del aluminija se je dodal že po oksidaciji oz. izkuhavanju (za preddezoksidacijo). 3. metoda je imela možnost uporabe samo legiranih odpadkov. Ta metoda je enostavna pretopi-tev z zelo kratko oksidacijo ali brez oksidacije. V vložek pridejo samo legirani odpadki iste vrste jekla (OCR 4). V vložek se doda 1 % rude na težo vložka. Šaržo se po raztaljenju očisti žlindre ter na golo kopel popravlja vsebnost ogljika in ostalih elementov (FeCr). Nova žlindra CaO + CaF2 (1,5 % od teže vložka) je karbidna, ki se jo postopoma dezoksidira s prašnatimi dezoksidanti. Ta dezoksidacija poteka preko žlindre difuzijsko. Končni dodatek Al znaša 0,7 kg/tono jekla ter se izvrši dve minuti pred izpustom šarže. Dodatek FeSi se vrši 1/4 ure pred izpustom šarže v peči. Vse ostalo se med litjem ne menja napram metodi 1 in 2. 4. metoda naj bi omogočila hitrejšo izdelavo šarže, zato je morala biti izdelana na posebne načine preddezoksidacijskih posegov ter izdelavo tenkotekočih aktivnih žlinder. Vložek, odfosforanje, oksidacija so običajni s tem, da se lahko doda celo do 50 % legiranih odpadkov OCR 4 ali ekvivalentnih vrst jekel. Oksidacijski čas je kratek in prav tako je kratek čas izkuhavanja. Po teh posegih je sledil vlek žlindre in preddezoksidacija z različnimi količinami Al. Naredili smo novo, zelo aktivno in tenko-tekočo žlindro. Ta je morala v času pol ure do 50 minut omogočiti padec žvepla pod 0,012 %, kar smo postavili za končno analizo kot pogoj. Dezoksidacija je sledila v ponovci ali pa med pihanjem argona, saj smo šaržo pri tej metodi redno prepihali z argonom. Trajanje šarže smo znižali na 5 in celo manj ur. Pri tem smo imeli manj okvar na oblogi peči in povečali produktivnost peči za najmanj 20%. S temi štirimi metodami in manjšimi modifikacijami smo preizkusili izdelavo jekla za kroglične ležaje na 25-tonski elektro obločni peči. Vlivali smo 2-tonske kvadratne ingote ter jih vroče zakladali v globinske peči valjarne. Tehnologija ogrevanja v globinskih pečeh je bila sorazmerno preprosta, morali pa smo vpeljati homogenizacijsko ogrevanje za odpravo karbidnih segregacij. Problem karbidnih segregacij smo dokončno rešili in lahko tudi trdimo, da danes vse šarže ustrezajo normalnim kvalitetnim zahtevam, s katerimi smo imeli prej velike težave. V toku daljšega obdobja smo kljub variantam v tehnologiji praktično izključili pojavljanje šarž, ki po čistosti ne bi zadovoljevale realnih zahtev potrošnikov jekla za kroglične ležaje. Izboljšanje kvalitete smo v redni kontroli potrdili s serijo 51 šarž ob sistematični kontroli izvajanja predpisane tehnologije. Pri vseh teh šaržah smo glede vključkov izpolnili zahteve 1. kvalitetnega razreda, zahtevam z omejitvami karbidnih segregacij pa ni ustrezala v tem obdobju samo ena šarža, pri kateri smo namenoma izpustili fazo homogenizacijskega ogrevanja. To pa je le potrdilo upravičenost uvedenih ukrepov v postopku ogrevanja pred valjanjem. Karbidna trakavost je v medfazni kontroli cagljev popolnoma zadovoljiva, zaradi različnih kriterijev pa je pri končnih dimenzijah paličastega jekla posameznih šarž še nekoliko problematična. Z ukrepi, uvedenimi v toku raziskovalne naloge, smo v medfazni kontroli cagljev praktično odpravili šarže, ki bi pripadale 4. in 5. kvalitetnemu razredu. Iz slike 1 pa vidimo, da je bilo takih prej v celoti skoraj 40 %. IZPOPOLNJENA TEHNOLOGIJA IZDELAVE JEKLA OCR 4 ex. sp. V naši železarni je najugodnejša 25-tonska elektro obločna peč. Ima sorazmerno plitvo dno, zato je fizikalno-metalurški proces med žlindro in jeklom ugodnejši kot pri drugih pečeh. a.' H u. D V -H s d u o s\ o ž ■g <3 o S ■o € t Bi i! O i O." a: 3* O C s h-C ~ ff*J oo i Hotzgnj ber, Pl ck.nge K t 00 \ § \ \ oo 1 <*> 002 0.05 0.1 0.2 os 'p -Aktiv, tri ogljika oc - - Ingot A-3 - - - - v. Y - --- - --- : - - - - Vstb.ast Hiitn tppmj - Slika 3 Vpliv koeficientov aktivnosti silicija in kisika ter aktivno- Slika 5 sti ogljika na vrednost konstante K (v diagramu so Razdelitev kisika po prečnem preseku In pri treh različnih vrisane vrednosti korektur za jeklo OCR 4 ex. sp.) višinah ingota Poleg oksidacije silicija v jeklu, poteka tudi oksidacija mangana po enačbi: [Mn] + (Si02) — [Si] + (MnO) Na osnovi kemične analize jekla in žlindre je mogoče izračunati konstanto K'Mn, s; in jo primerjati z eksperimentalno vrednostjo za to reakcijo. Naša izračunavanja so dala vrednosti: (MnO) K' Mn, Si [Mn] Y [Si] = 1,55, kar se precej približuje eksperimentalnim vrednostim Holzgruberja in Plockinger-jas, kot je razvidno iz slike 6. 0.3 0.4 0.8 1.0 1,5 2.0 4.0 -Bazičnost žlindre C/.CaOI/C/.SKV - 10 12 1 1 . • spodnji del ingota 1 o glovo ingota 1 1 Vsaka toika predstavlja srednjo vrednost žvepla / / / / EPZ-mgo tov \ ~ 7 / Povečanj žveplo / / / / / t / • o / / / o • • O O^J / / / Zmian * žvepla / / / ---Žveplo v tlthtrodi - Slika 7 Vpliv vsebnosti žvepla v izhodnem jeklu za kroglične ležaje (Šh 15) na vsebnost žvepla v EPŽ ingotu, po pretaljevanju pod žlindro ANF-6 nosti žvepla z žlindro ANF-6 ni mogoče. Odstranijo pa se grobi sulfidni vključki, toda del sekundarnega žvepla iz žlindre preide v jeklo in se pojavi v obliki drobnih sulfidnih vključkov. £ i V/ AB i r—- i s i A 19 Z? fflf J. K. | | Sulfidi I A) lllill Aluminati (BI Hi Silikati (C) Oksidi ID) E= Elektroda A7. A 20'Ingot 2 Slika 6 Odvisnost konstante Km«, si od bazičnosti žlindre pri pretaljevanju jekla po EPŽ postopku Vsebnost žvepla v jeklu po pretaljevanju pod žlindro je znašala okrog 40 ppm in se bistveno ni spremenila, ker je bila bazičnost žlindre dokaj nizka (% Ca0/%Si02 = 1). To se popolnoma ujema s podatki drugih avtorjev, ki so pri tej bazičnosti žlindre in vsebnosti A1203 ugotovili stopnjo razžveplanja okrog 0—20 °/o4.5>7. Pri tem je treba poudariti, da stopnja razžveplanja jekla ni odvisna samo od bazičnosti žlindre, temveč tudi od vsebnosti žvepla v izhodnem materialu (glej si. 7). Pri nizkih vsebnostih žvepla v elektrodi okrog 50—60 ppm, kolikor ga je vseboval naš elektrodni material, nadaljne znižanje vseb- GOST 801-60 A12 £ A15 A17 £ A19 A20 I Oksidi 'H M 1 Afff W5 l: Pri k?? im 1.01 U y TI 102 2- LTMT,«. ftMn, ifrf H lmws 2 - IM i 1.07 '»rlbrf™ Slika 8 Vsebnost nekovinskih vključkov v jeklu OCR 4 ex. sp. določena po JK, Diergarten in GOST skali (elektrode so bile iste šarže) 4.2. Ocena vsebnosti nekovinskih vključkov Zelo značilna karakteristika za jekla preta-ljena pod žlindro pri njihovi metalografski analizi je odsotnost grobih nekovinskih vključkov. Dabi vsebnost nekovinskih vključkov v EPŽ-jeklu čim bolj realno ocenili smo vse ingote pre-kovali na izhodni presek elektrode in nato izdelali komparativno analizo po GOST, J. K. in Diergar-tenovi skali. Na diagramu si. 8 so pokazani rezultati metalografske analize. Iz slike je razvidno, da je med pretaljevanjem pod žlindro prišlo do skoraj trikratnega znižanja vseh tipov nekovinskih vključkov. Ti rezultati kažejo, da se je spremenila tudi velikost nekovinskih vključkov in da je večina nekovinskih vključkov premaknjena v področje finejših frakcij. Do popolnoma analognih rezultatov so prišli tudi številni drugi avtorji.4.8 Pri izbrani bazičnosti žlindre % CaO/% Si02 = 1 se vsebnost kisika giblje okrog 0,007 %, kar odgovarja termodinamičnemu ravnotežju med silicijem in kisikom. 2. Poleg oksidacije silicija (ki znaša okrog 19 %, ne glede na absolutno vrednost silicija v elektrodi) deloma oksidira tudi mangan (okrog 19%) in ogljik (okrog 9%), kar pokaže primerjava kemične analize med izhodnim in EPŽ-jeklom. »Odgor« silicija narašča z naraščajočo bazičnostjo žlindre, medtem ko ta v primeru mangana in ogljika z naraščajočo bazičnostjo pada. 3. Stopnja razžveplanja jekla OCR-4, ex. sp. je definirana z bazičnostjo žlindre in vsebnostjo žvepla v izhodni elektrodi. Pri vsebnosti žvepla v elektrodi okrog 0,005 % in bazičnosti žlindre (ANF-6) okrog ena, stopnja razžveplanja ne presega 15—20 %. 4. Kljub delnemu naraščanju absolutne vsebnosti kisika med pretaljevanjem, kaže metalo-grafska ocena vsebnosti nekovinskih vključkov skoraj trikratno znižanje vsebnosti oksidnih vključkov, kot posledica odstranjevanja grobih vključkov. Ista stopnja znižanja vsebnosti nekovinskih vključkov je opažena tudi pri sulfidnih vključkih. Ob tej priložnosti bi se zahvalil Razvojnemu oddelku železarne Ravne, posebej ing. J. Rodiču, ing. A. Rodič in ing. J. Pšeničniku za sodelovanje. - Oksidi (bal)-— ' 3 3 4 -Sullidi (bol)-— Slika 9 Vpliv pretaljevanja po EPŽ postopku na čistočo jekla Šh 15 glede oksidnih in sulfidnih vključkov (1,2-izhodni material, 3 EPŽ ingot) Zelo ilustrativni primer predstavljajo rezultati Lataša in Medovara4, ki so grafično prikazani na sliki 9. Pri tem je važno poudariti, da so nekovinski vključki enakomerno porazdeljeni po celotnem volumnu ■— kar predstavlja veliko prednost EPž-jekla. Kot kažejo podatki iz literature popolnoma izginejo blokovne segregacije v EPŽ-ingotu, medtem ko kristalne segregacije (merjene z razmerjem Crmax/Crmin) dosežejo minimalno vrednost, kar se pokaže v občutnem poboljšanju plastičnosti pri višjih temperaturah, kot so to potrdili torzijski poskusi na jeklu 100 Cr 6.9 5. ZAKLJUČEK Rezultate pretaljevanja jekla za kroglične le- žaje, kvalitete OCR-4, ex. sp. iz proizvodnega programa Železarne Ravne pod žlindro tipa ANF-6 (CaF2—A12Oj) lahko rezimiramo takole: 1. Vsebnost kisika v EPŽ-jeklu je določena z 1. Voinov, S. G., A. G. Šalimov: šarikopodšipnikovaja stal, Moskva, Metallurgizdat 1962 2. Murray, J. D., R. F. Johnson: The United Steel Compa-nies LTD (citirano v: Kniippel, H.: Desoxydation und Vakuumbehandlung von Stahlschmelzen, Band I. Diissel-dorf, Verlag Stahleisen M. B. H. 1970) 3. Lyty, W.: »Der Sauerstoff als Beurteilungsmasstab fiir den Reinheitsgrad und den Widerstand gegen Griibe-chenbildung von Walzagerstahl«. Archiv fiir das Eisen-hiittenvvesen 42, 1 (1971) 49—53 4. Lataš, Ju. V., B. I. Medovar: Elektrošlakovi pereplav, Moskva, Metallurgija, 1970 5. Holzgruber, W., E. Plockinger: »Metallurgische und ver-fahrenstechnische Grundlagen des Elektroschlacke--Umschmelzens von Stahl, Stahl und Eisen 88, Nr. 12 (1968) 638-648 6. Schenck, H., E. Steinmetz: Wirkungsparameter von Begleitelementen fliissiger Eisenlosungen und ihre gegenseitigen Beziehungen, Diisseldorf, Verlag Stahl und Eisen, 1968 7. Klingelhofer, H.-J., P. Mathis, A. Choudhury: »Ein Beitrag zur Metallurgie des Elektro-Schlacke-Umschmelz-verfahren«, Archiv fiir das Eisenhiittemvesen, 42, 5 (1971) 299-306. 8. Liidemann, K., — F., H.-J. Eckstein, D. Peisker, R. Ser-chen: »Veranderung des Reinheitsgrades von Walzlager-stahl durch Umschmelzen nach Sonderverfahren«, Frei-berger Forschungshefte, B 122 (1966) 181—193 9. Holzgruber, W., G. Kiihnelt, E. Plockinger: »Der Seige-rungsarme und gesteuert kristallisierte Stahlblock — Das ESU-Verfahren, ein Weg hiezu«, Radex-Rundschau, 3 (1970) 163—170. ZUSAMMENFASSUNG Die Ergebnisse der Elektroschlackeumschmelzens des Kugellagerstahles der Oualitat OCR 4 ex. sp. aus dem Erzeugungsprogram des Hiittemverkes Ravne unter der Schlake ANF-6 (CaFj — AI2O3) konnen vvie folgend erortert vverden. 1. Der Sauerstoffgehalt des ESU Stahles vvird durch die Basizitat der Schlacke und durch die Aktivitat von Si und C bestimmt. Bei der gevvahlten Schlackenbasizitat CaO/SiOj = 1 vvird der Sauerstoffgehalt rund 0,007 %, vvas dem thermodynamischen Gleichgevvicht zvvischen Si und Sauerstoff entspricht. 2. Neben dem Si Abbrand (es betragt 19 % unabhangig von dem Si Gehalt in der Elektrode), vvird zum Teil auch Mangan (rund 19 %) und Kohlenstoff (rund 9 %) oxydiert, vvas durch den Vergleich der chemischen Zusammensetzung zvvischen dem Ausgangs- und ESU-Stahl errechnet vvird. Der Abbrand von Silizium vvachst mit der vvachsen-den Basizitat der Schlacke, indem er bei Mangan und Kohlenstoff mit der vvachsenden Basizitat fallt. 3. Der Entschvveffelungsgrad des Stahles OCR 4 ex. sp. vvird von der Basizitat der Schlacke und dem Schvveffel-gehalt in der Ausgangselektrode bestimmt. Wenn der Schvveffelgehalt in der Elektrode rund 0.005 %, und die Basizitat der Schlake (ANF-6) 1 betragt, iibertrifft der Entschvveffelungsgrad nicht 15 bis 20 %. 4. Trotzdem dass vvahrend des Umschmelzens der absolute Sauerstoffgehalt zunimmt, zeigt die metallographi-sche Untersuchung fast eine dreifache Verminderung der oxydischen Einschliisse als Folge der giingstigen Abschei-dungsverhaltnisse fiir die groben Oxyde. Eine gleich grosse Verminderung vvird auch bei den sulfidischen Einschliissen beobachtet. SUMMARY The results of ERS of the steel OCR4ex.sp. for bali bearings from the production program of Ironvvorks Ravne can be summarized as follovvs: 1. Oxygen content of refined steel vvas determined vvith the slag basicity and the activity of Si an C. When vvorking vvith the slag basicity CaO/SiOj = 1 the oxygen content of steel vvas approx. 0,007 % vvhich corresponds to the thermodynamical equilibrium betvveen Silicon and oxygen. 2. The comparison of the chemical analyses of the initial and refined steel revealed that the silicon content of refined steel vvas decreased due to the oxidation by approx. 19 % independent on the silicon content of the electrode. The corresponding decrease of manganese and carbon vvas 19 % and 9 %, respectively. The decrease in the silicon content increases vvith the slag basicity vvhereas the decrease in manganese and carbon content decreases vvith slag basicity. 3. The desulfuration rate of the steel OCR 4 ex. sp. is determined vvith the slag basicity and the sulfur content of the electrode. When vvorking vvith ANF-6 slag of the basicity B = 1 and at the sulfur content of the electrode 0,005 % the desulfuration rate does not exceed 15—20 %. 4. Despite a partial increase in the oxygen content of refined steeel, metallographie investigation shovved that the amount of oxide inclusions vvas decreased by three times approx. vvhich resulted from the removal of coarse oxide inclusions. The amount of the sulfide inclusions vvas decreased in approx. the same degree. 3AKAIOTEHHE H3 noaynenhx pe3VAbTaTOB iiccACAOBaniiH nepenAaBa CTaAH aah uiapHKonoAUiHnHHKOB MapKH OCR 4 ex, spec. nporpaimia np0H3B0A-cTBa MeTaAAVpniMecKora 3aBOAa PaBiie (Ravne) noA niAaKOM BHAa ANF-6 (CaF2 — A1203) mojkho bmbccth cAeAYK>mna 3aKAioqeHHa: 1. CoAepscaHHe 02 b CTaAH MapKH EPŽ onpeAeAeHO 0CH0BH0CTbK) niAaKa h aKTHBHOcTbro Si h C. tipa BbiGope ochobhocth niAaKa % CaO : % Si02 = 1 coAepacamie KHCAopoAa npn6\. 0.007 % mo coor-BeTCTByer TepMOAHHaMmecKOM paBHOBecHK) Me»Ay Si h khcaopoaa. 2. IlapaAAeAbHO c OKHCAeHneM Si KOTopoe coctobahct npuČA. okoao 19 % HecMOTpa Ha aScoAjciTHoe coAepacaHHe Si b 3AeKTpoAe, OKHCAaeTCfl qacthmho Mn (ranxe upuOA. 19 %) h C (npiiGA. 9 %), mto AOK33aHO XHMHqeCKHM aH3AH30M hcxoahoh h EPŽ-ctaAH. Yrap Si yBe.\HMHBaeTCH c noBbiuieHHeM ochobhocth niAaKa a Mn H C VMeHbiuaeTca. 3. CTeneHh AecyAb(J)ypauHH CTaAH OCR-4 onpeAeAeHa 0CH0BH0CTbi0 niAaKa h coaepjkahnem čepu b b aaektpoae. Ecah eaektpoaa coAep-jkht OKOAO 0.005 °/0 S H OCHOBHOCTb HiAaKa npuSA. 1 TO CTeneHb AecyAb(i)ypamiH He npeBocxoAHT 15—20 %. 4. HecMOTpa Ha HacTHHHoe noBbnneHHe a5coAK)THaro coAepacaHH« 02 bo BpeMH nepenAaBKH yctahobaeho MeTaAAorpa^imecKHM nyreM mto coAepacaHHe okchahhx rkaiomchhh tph pa3a MeHbme b cpaBHeHHH c CTaAbno ao nepenAaBKH. Toace caMoe ycTaHOBAeHO npn cyAb4>HAHbix BKAioqeHHH, a Taicace h npn iK\\:eTaAAH'iecKnx, Jože Šegel, dipl. inž. Železarna Ravne DK: 539.55 ASM/SLA: Q6n Vpliv hrapavosti površine na udarno žilavost orodnega jekla Hrapavost površine orodnih jekel ima zaradi zareznega učinka pomemben vpliv na udarno žilavost teh jekel. S posebno raziskovalno nalogo so bili opravljeni primerjalni preizkusi na iilavostnih probah iz jekla č. 7680 (BRM-2) redne proizvodnje železarne Ravne. Dobljeni rezultati so obdelani z matematično statistično analizo variance in kažejo statistični nivo pomembnosti vpliva hrapavosti površine na udarno žilavost jekla. Ugotovili smo, da hrapavost na oslabljenem delti probe pomembno vpliva na rezultate preizkusov, zato je treba zagotoviti pri probah in nekaterih orodjih enako kakovost površine. Hrapavost površine jekla, z zarezami do 0,02 mm, zniža udarno žilavost jekla poprečno za 1/3 ali v skrajnih primerih tudi do 60 %. UVOD Problem vpliva hrapavosti površine na žilavost jekel se je med drugim pojavil pri izdelavi žila-vostnih prob. V železarni Ravne preizkušamo udarno upogibno žilavost na Charpy kladivu s pro-bami, ki imajo plitvo oslabitev. To metodo preizkušanja so pričeli uporabljati v ZDA, ker zahteva glede na trošenje rezultatov manjše število paralelnih preizkusov, kot navadni Charpyjev preizkus. Oslabitve na probah je mogoče brusiti v prečni smeri ali rezkati v vzdolžni smeri probe. Pri tem dobimo manjše raze na površini oslabitve v prečni oziroma vzdolžni smeri probe. če teh raz ne odstranimo s poliranjem, potem bistveno vplivajo na žilavost jekla. OPIS DELA Primerjavo in analizo vpliva površine jekel na udarno žilavost, smo delali na žilavostnih probah, katerih dimenzije kaže slika 1. Vse žilavostne probe so bile izdelane iz petih šarž jekla Č.7680 (BRM-2) in enako termično obdelane. Iz vsake šarže smo izdelali 20 do 30 prob, od katerih je imela ena polovica prob oslabitev prečno grobo brušeno in druga polovica rezkano. Slika 2 kaže površinski makro izgled oslabitev. Prva proba na sliki 2 ima oslabitev brušeno, druga polirano in tretja rezkano. Pri termični obdelavi prob smo imeli vse probe skupaj v solni kopeli na kalilni temperaturi 1230° C s potopnim časom 1,5 minute. Probe smo kalili na zraku in popuščali dvakrat po 1 uro na temperaturi 530° C. Rezultati merjenja udarne upogibne žilavosti so zbrani v tabeli 1. Primerjali bomo rezultate žilavosti prob, ki imajo enako kemijsko sestavo (to so probe izdelane iz ene šarže) in različno hrapavost površine oslabitev. Ker smo delali s petimi različnimi šaržami pomeni to le pet paralelnih primerjav. žilavostna proba s plitvo oslabitvijo. Slika 2 Izgled površine pri brušeni (1), polirani (2) in rezkani (3) oslabitvi. Zaradi natančnejše analize hrapavosti površine oslabitev, smo dali na Fakulteto za strojništvo v Ljubljani izmeriti hrapavost površine na različno obdelanih vzorcih. Vse meritve hrapavosti so bile narejene v vzdolžni smeri probe, tako da smo Štev. šarže Kemijska sestava (v %) W Oslabitev Udarna upogibna žilavost (kpm/cm2) C Si Mn Cr Mo V 8341 0,85 0,26 0,34 4,75 5,15 1,88 7,10 brušena 1,00 0,83 0,83 0,78 0,55 0,83 0,80 1,11 1,00 0,83 rezkana 0,89 0,98 1,05 1,11 0,89 1,16 1,89 1,04 1,50 0,83 12332 0,86 0,31 0,34 4,23 5,50 1,86 6,32 brušena 0,89 0,89 1,00 1,11 0,89 0,83 0,92 0,83 0,92 0,89 rezkana 1,00 1,02 0,81 1,05 1,05 0,83 1,11 1,11 0,78 0,66 13312 0,89 0,30 0,42 4,42 5,25 1,93 6,70 brušena 0,78 0,78 1,03 1,11 0,80 0,78 1,00 0,78 1,11 1,05 0,86 0,89 0,75 1,09 0,89 rezkana 0,86 1,33 1,44 1,55 1,61 1,22 1,55 0,98 1,00 1,50 1,55 1,22 1,39 1,11 1,22 13379 0,87 0,17 0,38 4,25 5,30 2,05 2,32 6,50 7,20 brušena 0,80 0,67 0,78 0,75 0,91 0,83 0,80 0,91 0,78 0,89 0,84 0,91 0,50 0,75 0,83 rezkana 1,09 1,39 1,55 1,39 1,42 1,11 1,05 1,22 1,33 1,24 1,55 1,58 1,42 1,22 1,11 13280 0,86 0,25 0,22 4,51 5,27 brušena 0,78 1,00 0,87 1,04 1,55 1,55 1,61 0,98 0,72 1,33 1,44 1,94 1,47 1,09 0,91 rezkana 1,09 1,09 1,89 1,89 1,98 1,67 0,83 1,22 1,04 1,53 1,11 1,55 1,61 1,91 1,50 Slika 3 Hrapavost grobo brušene oslabitve. lahko analizirali prečne raze na oslabitvi (glej sliko 1). Slika 3 kaže diagram hrapavosti vzorca, ki je imel v prečni smeri grobo brušeno oslabitev. Površina na vseh treh paralelnih meritvah je izredno hrapava. Opazimo tudi, da oblika profila odstopa od krožnice in da profil ni v vseh smereh enak. Globina raz je do 0,02 mm. Pri poznejši primerjavi bomo videli, da ima takšna hrapavost površine izredno velik vpliv na udarno žilavost jekel. Slika 4 kaže paralelne meritve hrapavosti na probah s polirano oslabitvijo. Površina je zelo fina, profil pa se po nivojih spreminja. Delali smo z istim krožnim vodenjem na vseh treh nivojih, vendar se iz posnetkov lahko vidi, da so razlike v profilu. Meritve na probah z rezkano oslabitvijo kaže slika 5. Površina je razmeroma fina in profil se v znatni meri približuje krožnici. Velikostni red globine raz je 0,001 mm, kar je v primerjavi z grobo brušenimi oslabitvami na sliki 3, dvajsetkrat manjša globina. Razlika med hrapavostjo rezkanih in poliranih oslabitev je zelo majhna, zato tudi žilavost ne bi imela bistveno drugačnih vrednosti. DISKUSIJA Žilavost se meri tako, da se porabljeno delo, ki je potrebno za prelom probe, računa na površinsko enoto preseka probe pri oslabitvi. Če bi popravili računano površino probe pri prelomu zaradi raz, ki dosežejo pri brušenih probah globino do 0,02 mm, bi se žilavost spremenila le za 0,3 %. Primerjava žilavosti v tabeli 2 pa kaže, da Slika 4 Hrapavost polirane oslabitve. Slika 5 Hrapavost rezkane oslabitve. Tabela 2 — Rezultati matematično statistične obdelave Stev. šarže Štev. prob Način izdelave oslabitve Udarna žilavost (kpm/cm2) Stat. nivo pomembnosti razlik Primerjalni indeks X 1 s | V (°/o) 8341 10 brušena 0,86 0,33 38,0 95 % 100 8341 10 rezkana 1,13 0,15 13,3 131 12332 10 brušena 0,92 0,16 17,4 pod 90 °/o 100 12332 10 rezkana 0,94 0,08 8,5 102 13312 15 brušene 0,91 0,14 15,4 99 % 100 13312 15 rezkane 1,30 0,24 18,5 143 13379 15 brušena 0,80 0,11 13,7 99 °/o 100 13379 15 rezkana 1,31 0,37 13,7 161 13280 15 brušena 1,21 0,25 30,6 90 % 100 13280 15 rezkana 1,46 0,37 25,3 121 vse 65 brušena 0,95 0,18 26,4 99,9% 100 vse 65 rezkana 1,26 0,31 24,6 133 so srednje vrednosti žilavosti izmerjene na probah z brušeno oslabitvijo do 61 % nižje od žilavosti, ki so imele rezkano oslabitev. Na osnovi tega lahko zaključimo, da imamo tukaj opraviti z za-reznim učinkom hrapavosti površine. Rezultati, dobljeni pri preizkusih in obdelani z matematično statistično analizo variance, so vnešeni v tabelo 2. Z analizo variance smo izračunali statistično pomembnost razlik v udarni žilavosti tistih prob, ki so imele grobo brušeno oslabitev in tistih, ki so imele rezkano oslabitev in to za vsako šaržo posebej ter enkrat za vse šarže in probe skupaj. V prvi primerjavi je izločen vpliv spremembe kemijske sestave, v drugem primeru je ta vpliv prisoten in ga moramo upoštevati. V tabeli so vpisane srednje vrednosti žilavosti » x«, »standardne deviacije »s«, koeficient variacije »V«, statistični nivo pomembnosti razlike in za primerjavo z indeksom izraženo srednjo vrednost udarne žilavosti, za vsako šaržo posebej ter na koncu za vse šarže skupaj. Razlika v indeksih v posameznih primerih pomeni za koliko odstotkov se srednja vrednost žilavosti razlikuje glede na obdelavo oslabitve. Pri vseh šaržah, razen pri šarži s številko 12332, se udarne žilavosti prob z grobo brušeno oslabitvijo z 90 % ali večjo statistično verjetnost- jo, razlikujejo od prob, ki imajo oslabitev rezkano. Iz tabele 2 vidimo, da se srednje vrednosti žilavosti razlikujejo od 2 do 60 %, torej da imajo probe s finejšo obdelavo površine oslabitve za 2 do 60 % večjo srednjo vrednost udarne žilavosti. Primerjava žilavosti vseh prob in šarž kaže, da lahko z 99,9 % statistično gotovostjo trdimo, da se udarne žilavosti razlikujejo zaradi različne hrapavosti površine oslabitve in v tem primeru tudi zaradi različne kemijske sestave. ZAKLJUČEK Raziskava je pokazala, da ima gladkost površine zelo pomemben vpliv na udarno žilavost orodnega jekla č.7680 (BRM-2). Probe, ki so imele grobo brušeno oslabitev v prečni smeri (globina raz do 0,02 mm), so imele v primerjavi s probami z rezkano oslabitvijo (globina raz do 0,01 mm) v povprečju za 1/3 nižjo udarno upogibno žilavost. Pri orodjih, kjer je udarna žilavost važna lastnost, bo čim finejša obdelava površine zvišala odpornost orodja na udar in s tem tudi življenjsko dobo. Pri tem igra važno vlogo smer obdelave površine. ZUSAMMENFASSUNG Die Rauheit der Oberflache der Werkzeugstahle hat der Kerbwirkung einen erheblichen Einfluss auf die Kerbschlagbiegezahigkeit dieser Stahle. Es sind Vergleichsuntersuchungen an Kerbschlagbiege-proben aus Stahl C 7680 durchgefiihrt worden. Die Ver-suchsergebnisse sind durch die mathematisch statistische Varianzenanalyse bearbeitet \vorden und zeigen die statistische Bedeutsamkeit des Einflusses der rauhen Oberflache auf die Kerbschlagbiegezahigkeit. Die Rauheit der Oberflache mit Ritzen bis zu 0.02 mm erniedrigt die Kerbschlagbiegezahigkeit des Stahles fiir 1/3 oder in ganz extremen Fallen bis zu 60 %. SUMMARY Surface coarseness due to its notch effect has a strong influence on the impact toughness of tool steel. Specimens of C.7680 vvere tested. The obtained results were analized by statistical analysis of the variance showing the level of statistical importance of surface coarseness in respect to the impact toughness. The rough surface vvith pitch up to 0,02 mm decrease the impact toughness by 1/3 on the average vvhile in extreme cases it can be decreased by 60 %. 3AKAIOTEHHE IIIapoxoBarocrb n0BepxH0CTH HHCTpyMeHTaAi>hoii CTaAH HMeeT BCAeACTBiiii Hape3Hora achctbhs 3na 06 0 I ? ? i__________I n Slika 2 Shema ferofluks naprave za kontrolo gredic (š — prečna šaržirna valjčnica, f — fotozapora, v — vzdolžna valjčnica, p — magnetilni poli, b — bunker z magnetnim prahom, d — dešaržirne jasli, n — zamračen prostor z ultravijoličnorazsvetljavo, k — komandni pult — opazovalec). gredice vsaj 200mm/sek. Tako bi bila pri srednjih presekih gredic 120 X 120 mm in štirih kontrolorjih na tri izmene kapaciteta take kontrole ca. 5000 t/mesec brez mrtvih časov, verjetno pa bi se dala hitrost še povečati. Vsekakor je ta način magnetenja idealen, ostane nam pa še presoja globine razpok na tistih mestih, kjer jih je magnetni prah odkril. Verjetno bi radi izmerili tista mesta, ki se pod fluorescenčnim prahom zelo slabo svetijo, ker sumimo, da so razpoke tako plitke, da jih lahko toleriramo in pa tista mesta, kjer se sledovi napak močno svetijo, kar pomeni, da je razpoka zelo globoka, morda tako, da se sploh ne izplača brušenje. Za merjenje globine razpok imamo na razpolago več pripomočkov. Za naše namene pride v poštev praktično le eden, ki je dovolj hiter in še kolikortoliko zanesljiv pod pogojem, da razpoka pride prav na povrišno. Ta metoda je poznana pod imenom metoda vrtinčastih tokov. Shematsko je prikazana na sliki 3. Tuljava je napajana z izmeničnim tokom visoke frekvence. Če tako tuljavo položimo na metalno površino in jo pomikamo čez razpoko se impe-danca tuljave v tej točki spremeni, ker je prekinjena pot vrtinčastim tokom na površini. Ta efekt je v določenem odnosu na globino razpoke. Zal pa na inducirano napetost odnosno s tem na spremembo impedance tuljave mnogo bolj vplivajo še drugi faktorji npr. odmik od površine, permeabilnost površine itd., tako da jih moramo kompenzirati, če hočemo meriti razmeroma slabotne signale od plitkih površinskih razpok. Za kompenzacijo ka 3 teh vplivov poznamo več načinov npr. delovanje 1 a ... resonančnega kroga blizu resonančne frekvence, Shema merjenja globine razpok z vtsokofrekvenčno tuljavo predmagnetizacija vzorca do nasičenja, fazna se- (t _ sonda, K — kompenzator, O — ojačevalec, I — in-lekcija signalov. Vsi ti načini so elektronski in strument, G — generator, N — razpoka). bolj ali manj uspešni, vsi pa razmeroma dragi. Eden zelo znanih aparatov za merjenje globine razpok je Forsterjev »defektometer«. Aparat ima vgrajeno kompenzacijo odmičnega efekta v veliki meri. Najnižje področje je do 0,4 mm globine pri polni skali pri tem, da na brušeni površini lahko izmeri defekte globine pod 0,1 mm. Najvišje področje pa sega do 8 mm. Skala je v obeh primerih v dobršnem delu linearna. Slaba stran tega aparata je predvsem v veliki občutljivosti na odmik, saj je pri odmiku 0,2 mm od površine signal že za 50 % nižji pri isti globini razpoke. Na površini gredice pa ni vedno lahko držati tako ozkih toleranc, če količkaj hitro pomikamo sondo. Pri še večjih odmikih pa je signal že popolnoma propadel. Razmeroma visok vpliv ima tudi rob gredice, kjer signal opada odvisno od trenutnega polmera roba, ki pa se pri gredici močno spreminja posebno še, če je že brušena. Raze tega je aparat še razmeroma drag (ca. 6.000 DM) in bi za več takih kontrolnih mest bila investicija občutna. Skušali smo najti cenejšo metodo, predvsem pa tako, da ne bo tako zelo odvisna od odmika pa čeprav bi bila njena točnost v področju majhnih globin razpok manjša. S posebnim načinom navitja dveh tuljav v impedančnem mostu smo uspeli kompenzirati odmični efekt in efekt permeabilnosti praktično popolnoma, pri tem pa ostane blizu ničle nizek izmenični signal, ki bi ga mogli kompenzirati s fazno selektivnimi kompenzatorji, kar pa bi napravo znatno podražilo. Tako smo rajši sprejeli kompromisno rešitev, da se odrečemo absolutni kompenzaciji in rajši vgradimo potencialno bariero s prednapeto diodo. To pomeni, da je aparat čisto blizu ničle neobčutljiv, zato pa je tik nad tem pragom popolnoma kompenziran. Tako so meritve razpok pod 0,1 mm nezanesljive, kar pa nas pri gredicah prav nič ne moti. Velika prednost te naprave je v tem, da pri odmiku sonde do 1 mm od površine pade signal le za 50 % in šele pri odmiku za 4 mm na 5 °/o. Največja občutljivost je podana s sondo in je pri prototipni gradnji ugotovljena pri 0,6 mm globoki razpoki. Skala je linearna do ca. 1 mm, z več- Registrogram VF sonde na testni plošči 15 mm = 1 mm globoka razpoka. jim odmikom sonde pa se linearno področje raztegne na ca. 4 mm. Aparat ima vgrajen nastavljivi monitor, ki se vključi pri 30 delcih instrumenta, tj. pri 0,2 mm globoki razpoki na najbolj občutljivem področju. Seveda pa je višina signala odvisna tudi od lege napake in od širine razpoke. Ugotovili smo, da naravna razpoka daje večje signale kot pa enako globoka zareza 0,5 do 1 mm širine, prav tako poševno ležeča razpoka daje nižji signal kot ostra radialna razpoka. PRAKTIČNI REZULTATI Na sliki 4 so prikazane karakteristike aparata s sondo, ki ima čevelj debeline 0,5 mm in v drugem primeru 2 mm. Za primerjavo so podane še karakteristike de-fektometra firme dr. Forster. - Globina rozpoke Slika 4 Karakteristike VF sonde in primerjava z defektometrom. Monitor je priključen na alarmno lučko, ki zagori, če je globina razpoke večja kot smo jo nastavili. Isti signal pa se lahko uporabi za nadalj-no registracijo ali avtomatizacijo postopka kontrole. Razen tega ima aparat še izhod izmeničnega signala in demoduliranega signala, ki ga lahko uporabimo za registracijo meritve, če med regi-strator in izhod vključimo še primerno pojačalo. Na ta način smo posneli registrograma, ki sta prikazana na slikah 5 in 6. Slika 6 Registrogram VF sonde na testni plošči 13 mm - 3 mm globoka razpoka. Zaporedne signale na testni plošči z zarezo širine 1 mm in globine od 0 do 2 mm kaže slika 5. Na registrogramu pomeni 15 mm globino razpoke 1 mm pri največjem pojačanju. Vidimo, da je linearnost do ca. 0,75 mm dokaj dobra. Na isti testni plošči je posnet registrogram (slika 6) na zarezi od 0 do 2,5 mm. Na registrogramu pomeni 13 mm globino razpoke 3 mm. Sonda je imela čevelj debeline 2 mm. Vidimo, da je linearnost dobra do 2,5 mm. Z večjih odmikom sonde lahko linearnost povečamo še do večjih globin, kar pa praktično ne pride v poštev. Za primer smo posneli še dve gredici, eno z mnogimi razpokami (slika 7) in drugo z dvema globokima razpokama (slika 8). Na slikah 7—12 je prikazan magnetofluks posnetek: — Obeh gredic z izmeničnim magnetenjem (si. 7 in 8) — magnetografski posnetek na mestu A — A (si. 9 in 10) — posnetek z VF sondo na istem mestu (si. 11 in 12) Tako magnetografski posnetek kot VF sonda nam kvantitativno pokažeta napake in razporeditev. Občutljivost VF sonde smo zmanjšali, tako da je največji signal ravno izkrmilil ojačevalo in znaša globina največjega risa ca. 4 mm. Vidimo, da na obeh gredicah nastopajo še manjše razpoke po širini. Hitrost pomika sonde po površini ne igra nobene vloge, saj je sonda napajana s 170 KHz, monitor pa sledi zelo hitrim signalom, jasno da ka-zalčni instrument temu ne more slediti, pač pa registrator, ki je imel lastno frekvenco 40 Hz. Taisti sistem pa lahko uporabimo tudi za okrogle profile. Če uredimo napravo tako, da se palica Slika 7 Magnetoskopski posnetek gredice z večjim številom razpok manjše globine. Slika 9 Magnetografski posnetek razpok na označenem mestu A-A gredice, prikazane na sliki 7. Slika 8 Magnetoskopski posnetek gredice z osamljenima dvema razpokama večje globine. Slika 10 Magnetografski posnetek razpok na označenem mestu A-A gredice, prikazane na sliki 8. Slika 13 Registrogram napake na okrogli palici z VF sondo Slika 12 Posnetek z VF sondo na označenem mestu gredice, prikazane na sliki 8. Na naslednjem registrogramu (slika 14) vidimo, da se blizu prve pojavlja še druga razpoka, ki je bolj plitva. Na raztegnjenem registrogramu vidimo registrirano tudi drugo napako. Slika 14 Registrogram iste palice s povečanim po-jačanjem z VF sondo. Vidni sta dve razpoki, globlja 2 mm izkrmili pojačalo, plitva polagoma raste 10 mm = 0,5 mm globina razpoke Pri tem se je palica vrtela, sonda pa je bila vpeta v suportu stružnice. Isti efekt dobimo, če se sonda vrti in palica vzdolžno potuje. Na ta način so grajene naprave za kontrolo brušenih, luščenih in vlečenih palic. Za surove valjane palice ta metoda zaradi slabe površine ni najbolj primerna. Za take namene so primernejše naprave na principu merjenja stresanega fluksa. Ta opis pa pada izven okvira tega članka. Sonda ima izrazito usmerjeno karakteristiko, zato moramo imeti pravilno usmerjeno glede na vzdolžno smer razpoke. Najugodnejši naklon med Slika 11 Posnetek z VF sondo na označenem mestu gredice, prikazane na sliki 7. vrti in pomika naprej, nanjo pa prislonimo VF sondo lahko kvantitativno otipamo napake na površini. Tak primer je prikazan na registrogramu. Slika 13 prikazuje dva enaka registrograma pri največji občutljivosti in oddaljenosti sonde 0,5 mm od površine. 1 mm globoka razpoka daje odklon 15 mm. Vidimo, da smo registrirali še razpoke pod 0,2 mm globine. eno izmed križnih tuljav in smerjo razpoke znaša ca. 30°. S premikom sonde okoli svoje osi tedaj lahko zanesljivo ugotovimo tudi usmerjenost razpoke. Na signal vplivajo tudi zaostala magnetna polja posebno pri hitrih premikih sode, zato moramo poskrbeti, da je preiskovani vzorec razmagneten. To pa je slučaj pri predhodni ferofluks preiskavi z izmeničnim magnetenjem. Nemagnetne — avstenitne gredice seveda ne moremo preiskovati s fluksanjem. Pomagamo si lahko le s penetranti, to pa le, če napake zares pridejo na površino, da niso prekrite s škajo itd. Zelo fine razpoke, ki včasih nastajajo na površini (npr. po brušenju) ali medkristalne razpoke, pa lahko odkrijemo le z dovolj dolgim potapljanjem v penetrantu in dolgim razvijanjem tudi do pol ure in dalje. Pri dovolj vestnem delu lahko od krivamo tudi razpoke do 1/1000 mm. VF sonda se lahko uporabi tudi na nemagnet-nih materialih, seveda jo je treba uglasiti na zdravem delu vzorca, občutljivost pa na testnem bloku iz enakega materiala. Sliki 15 in 16 prikazujeta shemo in zunanji izgled VF sonde, konstruirane v Železarni Ravne. R EKONOMIKA KONTROLE Ekonomičnost različnih metod je odvisna od količine preiskanih gredic in od cene gredic. Magnetografska naprava pomeni ogromno investicijo, vzdrževanje pa je razmeroma enostavno, kvantitativnost zelo velika, delo je avtomatizirano, predpogoj pa je izvrstno kondicioniranje gredic, kar pa je tudi enkratna investicija. Ferofluks metoda je v predlagani izvedbi razmeroma poceni investicija. Občutljivost ferofluks metode je celo večja kot pri magnetografiji, vendar pa je sigurnost registriranja in ocene velikosti napake vsaj za 20 % manjša kot pri magnetografiji, ker pač vpliva subjektivni faktor na rezultate, človek se utrudi, različne oči različno vidijo itd. Dobra pomoč pri oceni globine napake je VF sonda, ki eliminira dobršen del subjektivnih napak. Penetranti so najdražja in najpočasnejša metoda, vendar so skoraj neizbežni pri nemagnetnih materialih. Postopek je mogoče tudi avtomatizirati v toliko, da potapljanje, razvijanje in podobne operacije delno mehaniziramo. E ZAKLJUČEK V članku so opisane metode površinske kontrole gredic. Najbolj zanesljive rezultate daje magnetografska metoda, ki pa pomeni veliko investicijo in zahteva vzorno poravnane, prirezane in na površini peskane gredice. Ferofluks metoda je zelo zanesljiva, z izmeničnim magnetenjem pa tudi poceni, ker odpade dovod toka velike jakosti. Gredica je lahko temna, delamo lahko s fluorescenčnim prahom in konti-nuirno. Za merjenje globine risov uporabimo VF sondo, ki smo jo v ta namen razvili in je upo rabna od 0,3 do 4 mm globine, tako na feroma-gnetnih kot na avstenitnih gredicah in na drugih oblikah npr. palice, cevi, fazonski izdelki. Penetrantska metoda je počasna in se uporablja le v primeru ko druge metode niso uporabne npr. pri avstenitnih jeklih. Literatura 1. Nondestructive testing Handbook. Mc. Master. N. Y. 1963. 2. Handbuch der Zerstorungsfreien Materialpriifung. E. A. W. Miiller. Oldenburg, Miinchen 1960. 3. Magnetische und magnetinduktive Werkstoffprijfung. H. Heptner, H. Strope. Leipzig 1965. 4. Magnetografija v metalurški praksi. Sipek Mitja, Železarski zbornik 1970/3, str. 189—200. Slika 16 Zunanji izgled VF sonde z glavo, konstruirane v železarni Ravne Slika 15 Shema VF sonde, konstruirane v železarni Ravne. (T — sonda, K — konpenzator, O — ojačevalec, D — detektor, R — registrator, M — monitor, I — instrument, G — generator). ZUSAMMENFASSUNG Im Artikel ist ein Vorschlag fiir die Kontrolle der Oberflachenfehler am Kniippeln gegeben. Eine Ferofluks Methode mit einer Wechselstrommagnetisierung mit Polen und Fluoreszenzstaub stellt die billigste Variante dar. Die Empflindlichkeit ist aber mindest so gross wie bei der Magnetisierung mit Gleichstrom oder Wechselstrom. Die Tiefe der entdeckten Rissel quantitativ mit einer Hochfrequenzsonde, welche nach dem Prinzip des Wirbel stromes bei 170 kHz arbeiten, bestimmt vverden. Sie zeich-net sich dadurch aus, dass sie von der Oberflache ziemlich vveit abgeriickt sein kann, und dass die Charakteristiken orientiert sind. SUMMARY A method for the control of surface defects of billets was proposed. The cheapest method is the Feroflux method of alternating magnetisation with poles and fluore-scent povvder. The sensitivity of the method is at least the same as that of magnetisation with unidirectional or alternating magnetisation. The depth of the revealed cracks can be quantitatively determined by VF probe which works on the principle of eddy currents at 170 kHz. The VF probe can be placed at a certain distance from the controlled surface and has the orientated characteristics. 3AKAIOTEHHE B cTaTbe npeAAaraeTca MeTOA onpeAeAeHHa nopoKOB Ha noBepx-hocth 3aroTOBor npH noMomn cJ>eppo-Ayo-pecuHpyiomera noponiKa. 3to caMbifl npocToft h caMbift AemeBbiB cnoco6 npn KeHbix nopoKOB mojkho onpeAeAHTb koahhcctbgh-ho npn nomohiii coHAbi VF Korapas AeficTByeT Ha npniiuiinv BnxepHora TOKa npn 170 Krn., a OTAHiaeTca TeM, mo n03B0Aaet HeKOTopoe OTCTvnACHHe ot n0BepxH0CTH h HMeeT opucHTHpoBanbie xapaKTepncTHKH. Dr. Franc Vodopivec, dipl. inž., DK: 621.165:620.1 Mag. Ladislav Kosec, dipl. inž., ASM/SLA: M 21 c, Q 26 p Roman Brifah, dipl. inž. in Bogomir Wolf, dipl. inž. Metalurški inštitut v Ljubljani Preiskava vzrokov poškodb na lopaticah parne turbine tudi zahtevane lastnosti. Mehanske lastnosti lopatic popolnoma ustrezajo predpisom. Poprečna trdota, poprečje zelo številnih meritev na petih lopaticah, je bila 227 HV 10. Na dveh lopaticah smo izmerili trdoto po celi površini. Ta poskus je pokazal, da je trdota po vsej lopatici precej enakomerna, razen ob čepih z ali brez razpok. Tu je merjenje trdote po bolj gosti kvadratni mreži pokazalo močno lokalno povečanje trdote (slika 3). V primerjavi s trdoto preostalega dela lopatice je bilo povečanje trdote mestoma večje od 100 "/o. Jedkanje je pokazalo, da je na mestu povečane trdote makrostruktura jekla drugačna od makro-strukture normalnega dela lopatice. To polje drugačne makrostrukture se je pokazalo pri vseh čepih približno na istem mestu, razlikovalo pa se je po velikosti. m,., Lopatice so bile iz jekla z 0,20 % C in 13,3 % Cr. Razpoke so se pojavile ob stabilizacijskih čepih. S pomočjo mehanskih in metalo graf s kih preiskav je bilo ugotovljeno, da je bilo vzrok nastanku razpok pregretje jekla pri lotanju čepov, mikro-fraktografska preiskava pa je pokazala, da so se razpoke širile postopoma iz začetnih mikrorazpok. 1. OPIS POŠKODBE IN MEHANSKE PREISKAVE JEKLA Parna turbina je bila ustavljena zaradi prevelikih vibracij. Pri pregledu se je opazilo, da so na številnih lopaticah nizkotlačnega dela ob stabilizacijskih čepih razpoke pravokotno na os lopatice (sliki 1 in 2). Potrebno je bilo dognati naravo in poreklo teh razpok. Po podatkih iz strokovne lite- IP Slika 1 in 2 X 0,7. Makroskopsko jedkano. Razpoke na dveh lopaticah ob drugem čepu rature se lopatice izdelujejo iz legiranega kromo-vega jekla, ki ima po JUS standardih označbo Č.4172, v katalogu naših železarn ima oznako Pro-kron 3, po DIN pa oznako X20Crl3. Predpisi zahtevajo, da ima to jeklo 0,17 do 0,22 % C, 12 do 14 % Cr in standardne vsebosti drugih legirnih elementov in nečistoč. Kemijska analiza je pokazala, da so lopatice iz jekla z 0,20 % C in 13,3 % Cr, to je, da sestava ustreza predpisom. Vzorci iz treh različnih lopatic so pokazali poprečje mehanskih lastnosti, ki je navedeno v tabeli 1, kjer so podane 2. METALOGRAFSKA PREISKAVA Iz poškodovanih lopatic in iz neuporabljenih rezervnih lopatic smo izrezali vzorce za mikroskopsko preiskavo na različnih značilnih mestih. Dognali smo, da ima jeklo malo vključkov in mi-krostrukturo iz popuščnega martenzita, ki je na tanjših presekih nekoliko bolj fin kot na debelih (sliki 4 in 5). Mikrostruktura na trših poljih ob čepih pa je bistveno drugačna in je sestavljena iz drobnozrna- 2 bol. 230 ° 2. bol. • • • O • • • 238 236 215 / 243 253 218 l bol. ®232 225 238 238 2562?8 iJlg_ •230 2. bol 2I0 2& 232 251281 2% 2^9496 <59-473 &65K 5ie 542 (98 542 2% 'OJ483 525 508 5K1 233 247 i* 413 & 3^245 265 251 514 478 459394 225 483 488 312 230 88478 4% '33 360270 zaradi zmanjšane topnosti ogljika, nato pa jeklo ohladimo dovolj hitro, da pri ohlajanju nastane finozrnati kalilni martenzit. Po faznem diagramu Fe-C-Cr je za jeklo Prokron 3 pričakovati premeno a - y pri temperaturah med 850—900° C. Praktični preizkus na vzorcih jekla, izrezanih iz lopatic, pa je pokazal, da nastane karbidna mreža, če se jeklo počasi ohlaja v intervalu 800—850° C. To se ujema s preje omenjenim faznim diagramom, ki kaže, da je v tem temperaturnem intervalu trifazno področje obstojnosti ferita, avstenita in karbidov. Gotovo je zato, da je nastala karbidna mreža zaradi zadrževanja jekla približno v tem temperaturnem intervalu. 2. bol. 221 238^233258 245266235 225 212 228 297322 & 354 & 3B 2« 225342 W 5^)488 525476 299 256 2224^525 525 536 5» 455287258 221 330459 5% <§3 3h& 3'7 283 _330 304 437 _ Slika 3 Trdota vzdolž osi lopatice (zgoraj) in na poškodovanih mestih ob čepih z razpoko (sredina) in brez nje (spodaj) tega kalilnega martenzita, ki ima ob kristalnih mejah bolj ali manj razvito karbidno mrežo (sliki 6 in 7). V mikroskopu se je jasno videlo, da potekajo glavna razpoka in njene stranske veje prav po karbidni mreži. Mikrostruktura iz kalilnega martenzita in karbidne mreže je zelo krhka, je metalurško nedopustna in očiten dokaz, da je nepravilno delo pokvarilo spočetka dobro jeklo. Taka struktura lahko nastane samo, če jeklo ogrevamo pri dovolj visoki temperaturi dovolj dolgo, da pride do transformacije martenzita in karbidov v avstenit in ga nato počasi ohlajamo ali pa zadržujemo pri nekoliko nižji temperaturi, da nastane karbidna mreža 3. ANALIZA EKSPERIMENTALNIH PODATKOV Z metalografskimi preiskavami in merjenjem trdote je nedvomno dokazano, da je pri lotanju čepov na lopatice prišlo do nedopustnega lokalnega previsokega segrevanja jekla, kar je imelo za posledico nastanek krhke martenzitno-karbidne mikrostrukture. To pa je zvezano še z enim neprijetnim pojavom. Lokalno segrevanje in ohlajanje in nastanek martenzita povzročijo zaradi volumskih sprememb močne notranje napetosti. S pomočjo merilnih trakov je bilo eksperimentalno ugotovljeno, da so v zalotani nerazpokani lopatici ob robu polja termičnega vpliva natezne notranje napetosti. Ob robu lopatice, kjer so bile razpoke in približno paralelno z osjo lopatice, so bile izmerjene največje napetosti 14,3 kp/mm2, na novi lopatici pa na istem mestu in v isti smeri pa le 2,9 kp/mm2. Lahko upravičeno predpostavimo, da so napetosti v mikroskopskem merilu še večje, saj volumske spremembe zaradi lokalnega ogrevanja, ohlajanja in transformacije, lahko povzročijo notranje napetosti, ki presegajo mejo plastičnosti jekla ali pa celo presegajo njegovo trdnost. Dokaz za to so kalilne razpoke. & '-•<; • v s ;■ j;- 1 - .* ss iS •• ■• ' ■ " •• • 'V\ - -V - V.-" , Spr&vV: ' " :}■■' -v-. i* ; ' •: Slika 4 in 5 X 500. Mikrostruktura jekla na tanjšem in na debelejšem preseku lopatice Slika 8 in 9 X 6000. Dvostopenjska replika: plastična snov — oglje. Mikrofraktografske značilnosti prelomne površine. Vse to kaže, da so razpoke nastale zato, ker je zaradi nepazljivega spajkanja čepov prišlo istočasno do nastanka velikih notranjih napetosti in krhke mikrostrukture. Pojavilo pa se je vprašanje, kdaj so razpoke nastale, t. j. ali so nastale v praktično polni velikosti naenkrat zaradi trenutne anormalnosti v obratovanju turbine ali pa so se počasi širile iz začetne mikrorazpoke zaradi vibracij v obremenitvi med obratovanjem turbine in so zato utru-jenostnega porekla. Na prelomnih površinah ni bilo mikroskopskih značilnosti na osnovi katerih bi lahko opredelili način širjenja razpok in dognali njihovo poreklo. Zato smo na prelomnih površinah napravili preiskavo z elektronskim mikrosko- pom po mikrofraktografski metodi. Po tej metodi je mogoče na osnovi mikroskopskih značilnosti točno opredeliti način širjenja razpoke in s tem njeno naravo1. To je seveda mogoče le v primeru, če korozija ni preveč poškodovala prelomnih površin. Tega se ni bilo treba bati, ker so lopatice iz nerjavnega jekla in so prišle v stik le z vodo in vodno paro. Z zaporednimi odtisi v zmehčani rodoid smo prelomno površino očistili, nato pa pripravili indirektne ogljene replike. Opazovanje v elektronskem mikroskopu je pokazalo na prelomni površini na posameznih mestih periodičnost v morfologiji preloma, kar je značilen znak, da je razpoka nastala s postopnim širjenjem, t. j., da je utrujenostnega porekla. 4. SKLEP Na osnovi opisanih rezultatov preiskave smo lahko z gotovostjo oblikovali naslednji sklep: Nepravilno ogrevanje pri spajkanju čepov je lokalno pokvarilo jeklo z dobrimi začetnimi lastnostmi in ustvarilo notranje napetosti ter krhko mikrostrukturo. Na posameznih mestih, kjer so Tabela 1 — Mehanske lastnosti Povprečje 3 lopatic Predpis za X20Crl3 Trdnost (kg/mm2) 76,8 65—80 Meja plastičnosti (kg/mm2) 60,8 najm. 45 Raztezek (%) 18 najm. 16 Kontrakcija (%) 64 Žilavost (kgm/cm2) 7,6 najm. 4 Trdota HV10 (kg/mm2) 277 180—250 bile notranje napetosti največje, so se zato pojavile pri ohlajanju po lotanju ali pa zaradi vibracij med obratovanjem turbine drobne mikrorazpoke. Med obratovanjem turbine so se zaradi omenjenih vibracij razpoke širile po mehanizmu, ki je značilen za širjenje razpok utrujenostnega porekla. Opisanih poškodb jekla Č.4172 ni mogoče popraviti z nobenim drugim posegom kot s ponovno termično obdelavo lopatic, kar je bilo nemogoče napraviti. Zato je bilo potrebno vse lopatice, ki so bile od spajkanja poškodovane, zamenjati z novimi, za lotanje pa uporabiti trdo spajko z nižjim tališčem, ki ne zahteva, da se pri delu z njo jeklo segreje na tako visoko temperaturo, da lahko pride do a-f premene. Literatura 1. L. Kosec in F. Vodopivec: »Uporaba metode mikrofrak-tografije«, Železarski zbornik, 3, marec 1969, 1—14. ZUSAMMENFASSUNG Die Dampfturbinenschaufeln waren aus einem Stahl mit 0.20 % C und 13.3 % Cr hergestellt. Die Risse sind an Stabilationszapfen enstanden. Die mechanischen und metal-lographischen Untersuchungen haben ergeben, dass die Oberhitzung beim Loten der Grund fiir die Entstehung der Risse ist. Die mikrofraktographischen Untersuchungen zeigten, dass sich die Risse von der erst entstanden Mikrorissen stufenweise ausbreiteten. SUMMARY The vanes were made from steel with 0,20 % C and 13,3 % Cr. The cracks were observed in the vicinity of stabilizing corks. Mechanic and metalographic investigation revealed that the cause for cracking was overheating of steel which occured during the soldering of the corks. Microfractographic investigation showed that the cracks gradually propagated from the initial microcracks. 3AKAKMEHHE AonaTKH Typ6HHbi BbipaSoTaHbi H3 AerupoBaHHoii CTaAH c coAep>Ka-hhcm 0.20 % C h 13.3 % Cr. TpemifHM o6Hapy^cehi>i Ha n0BepxH0cra CTa6HAH3aijHOHHbix npoSaK. Ha ocHOBaHHH Mexahhmcckhx h MeTaAAorpa4>iraecKHX pe3yAbTa- TOB HCriblTaHHH npHHIAH k 3aKAiOH6HHK), mto IipHHHHa TpeilJHH neperpeB CTaAH bo BpeMfl naHKH; MiiKpo<£paKTorpa