ŽELEZARSKI ZBORNIK VSEBINA Stran Koroušič Blaženko — Metalurški inštitut, Ljubljana APLIKACIJA KISIKOVE SONDE PRI DIREKTNEM DOLOČEVANJU VSEBNOSTI KISIKA V TEKOČEM JEKLU ........... 3 Vodopivec Franc, M. Kmetic Metalurški inštitut, Ljubljana; M. Gabrovšek Železarna Jesenice RAZISKAVE VPLIVA VROČE DEFORMACIJE IN IZLOČILNEGA ŽARJENJA NA MIKRO-STRUKTURO IN TRDOTO MIKROLEGIRANE-GA JEKLA PO NORMALIZACIJI......13 Brezigar Boris, I. Kenda, J. Kodri č, F. R e p i č — Iskra, Nova Gorica HLADNO PREOBLIKOVANJE KOVIN V INDUSTRIJI AVTOELEKTRIKE.......29 Exel Neža — Zavod za raziskavo materiala in konstrukcij, Ljubljana KOROZIJSKA ODPORNOST CORTEN JEKLA . 37 Bratina Janez — Železarna Ravne SESALNI KROG — NAPRAVA ZA KOMPENZACIJO JALOVE ENERGIJE IN ZA ZMANJŠEVANJE VIŠJE HORMONSKIH TOKOV . . 41 TEHNIČNE NOVICE Koroušič Blaženko, Metalurški inštitut Ljubljana M. Dobovišek, J. Rodič — Železarna Ravne V. INTERNACIONALNA KONFERENCA O VAKUUMSKI METALURGIJI IN ELEKTRIČNEM PRETALJEVANJU V MUNCHENU (ZRN) 11. DO 15. OKTOBER 1976 ............ 51 Razinger Anton Železarna Jesenice KV 35 — NOVO JEKLO ZA KVALITETNE VIJAKE................54 LETO 11 ST. 1 -1977 ŽEZB BQ 11 (1) 1 - 56 (1977) IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT Zaščita dimnikov tehnološke peči obrata »Platforming« v rafineriji INA — Sisak TEKOL podjetje za tehnično zaščitna dela Maribor, Titova c. 44 opravlja: — protikorozijsko zaščito vseh železnih konstrukcij, plovnih objektov, hidroenergetskih objektov itd., — plastifikacijo, metalizacijo, — hidroizolacijo streh, — zaščito betona in betonskih konstrukcij. Dela izvršujemo doma in v tujini. V pjTjjjjLruj te honeywell VODILNO PODJETJE V INTEGRIRANI AVTOMATIZACIJI VAM NUDI CELO VRSTO INSTRUMENTOV ZA MERJENJE, REGULACIJO IN AVTOMATIZACIJO Honeywell je organizacija mednarodnega nivoja, ki združuje operativne oddelke za instru-mentacijo kontrole gorenja, klimatizacijo in za-grevanje, procesno instrumentacijo, električne enote, mikrostikala, znanstveno instrumentacijo ter sisteme obdelave podatkov. Poglejmo zakaj je Honeywell edini v svetu v stanju nuditi aparature, naprave in tehnično pomoč za ustvaritev kompletnih programov avtomatizacije na različnih področjih in v popolnosti rešiti probleme točno po zahtevah naročnikov. V vsakem Honeywellovem instrumentu je namreč preciznost in izkušnja industrije, ki proizvaja celo 20.000 različnih proizvodov. Instrumentacija za procesno industrijo Potenciometrski elektronski indikatorji, regi-stratorji in regulatorji — Indikatorji, registratorji in regulatorji pretoka, temperature in pritiska — Miniaturni elektronski instrumenti — Miniaturni pnevmatski instrumenti — Regulacijski ventili s pnevmatskim in električnim pogonom — Termo-elementi in pirometri — Enostavni instrumenti za merjenje in regulacijo temperature in pritiska — Procesna računala Regulatorji za gretje, hlajenje in klimatizacijo Električni regulacijski sistem — Elektronski regulacijski sistem — Pnevmatski regulacijski sistem Instrumentacija za gorilce in kotle Oljni gorilci za gospodinjstvo — Industrijski oljni gorilci — Plinske peči za gospodinjstva — Industrijski plinski gorilci — Regulatorji za kotle Mikrostikala t i Standardna in miniaturna mikrostikala — Si-gumostna in miniaturna mikrostikala — Brez-kontaktna stikala — Instrumenti za vgraditev (mV, mA itd.) Instrumenti za laboratorijske raziskave Pojačala in pretvorniki signala — Visicorder ascilografi — Laboratorijski potenciometrski registratorji — XY registratorji — Laboratorijski standardi — Monitorji — Diferencijski voltmetri in drugi precizni instrumenti — Digetalni merilni instrumenti — Korelatorji — Elektronski bio-me-dicinski sistemi h0neywell AUTOMATION Sedež: Via Vittor Pisani 13 — 20124 Milano predstavnik za Jugoslavijo: Merkantile, Praška 2, Zagreb PETROL \ Za vaš avto, naš novi izdelek MOTOROL-SUPER-SAE-10W/50 M0T0R0L MULTIGRADE SE SAE-10VV/30 in 20/40 - Olje za vse letne čase, visoka obstojnost in detergenca - Mednarodni atesti PETROL - na vseh servisih PETROL Vsebina stran Koroušič Blaženko Aplikacija kisikove sonde pri direktnem določevanju vsebnosti kisika v tekočem jeklu 3 UDK: 669.046.552.3:669.787 ASM-SLA: Sllr, E9q Vodopivec Franc M. Gabrovšek, M. Kmetic Raziskave vpliva vroče deformacije in izločilnega žarjenja na mikrostruk-turo in trdoto mikrolegi-ranega jekla po normalizaciji 13 UDK: 669.14.018.2:669-153,65 ASM-SLA: Ay-nJ24 Brezigar Boris, J. Kenda I. Kodrič, Z. Repič Hladno preoblikovanje kovin v industriji avto-elektrike 29 UDK: 669.-124.3 ASM-SLA: Fl-67 Exel Neža Korozijska odpornost Corten jekla 37 UDK: 620.191.2 : 669.14.018.821 ASM-SLA: Kla Bratina Janez Sesalni krog — naprava za kompenzacijo jalove energije in za zmanjševanje višje hormonskih tokov 41 UDK: 621.039.43 ASM-SLA: UJc, Wlla Tehnične novice 51 Inhalt Koroušič Blaženko Seite Der Einsatz der EMK-Sonde bei der direkten Bestimmung des Sauer-stoffgehaltes im fliissigen Stahl 3 UDK: 669.046.552.3:669.787 ASM-SLA: Sllr, E9q Vodopivec Franc M. Gabrovšek, M. Kmetic Untersuchungen des Ein-flusses der Warmverfor-mung und der Ausschei-dungsgltihung auf das Mikrogefuge und die Harte des mikrolegierten Stahles nach dem Nor-malgliihen 13 UDK: 669.14.018.2:669-153,65 ASM-SLA: Ay-n J 24 Brezigar Boris, J. Kenda I. Kodrič, Z. Repič Kaltverformung der Me-talle in der autoelektri-schen Industrie 29 UDK: 669.-124.3 ASM-SLA: Fl-67 Exel Neža Korrosionsbestandigkeit des Corten Wetterfesten Stahles 37 UDK: 620.191.2 : 669.14.018.821 ASM-SLA: Kla Bratina Janez Saugkreis-Anlage zur Kompensation der Blind-leistung und fttr die Er-niedrigung der hoheren harmonischen Strome 41 UDK: 621.039.43 ASM-SLA: UJc, Wlla Technische Nachrichten 51 Contents Koroušič Blaženko Page Application of oxygen probe in direct determi-nation of oxygen content in molten steel 2 UDK: 669.046.552.3:669.787 ASM-SLA: Sllr, E9q Vodopivec Franc M. Gabrovšek, M. Kmetic Investigations on influen-ce of hot deformation and precipitation anneal-ing on the microstructure and hardness of micro--alloyed steel after nor-malising 13 UDK: 669.14.018.2:669-153,65 ASM-SLA: Ay-nJ24 Brezigar Boris, J. Kenda I. Kodrič, Z. Repič Cold forming of metals for electrical devices in car industry 29 UDK: 669.-124.3 ASM-SLA: Fl-67 Exel Neža Corrosion resistance of corten steel 37 UDK: 620.191.2 : 669.14.018.821 ASM-SLA: Kla Bratina Janez Suction circuit — com-pensating reactive power and minimislng harmo-nic current 41 UDK: 621.039.43 ASM-SLA: UJc, Wlla Technical News 51 CoAepžKaHne Koroušič Blaženko CTpaHHiia IIpHMeHeHHe KHCAOpOAHoro 30HAa npH HenocpeACTBeHHOM onpeAeAeHHH coAepjKaHHH KH-CAopoAa b pacnAaBAeHHOH CTa-AH 3 UDK: 669.046.552.3:669.787 ASM/SLA: Sllr, E9q Vodopivec Franc M. Gabrovšek, M. Kmetič HcCAeAOBaHHH BAHHHHH TOpJI-Hefl Ae$opMai|HH h AHcnep-CHOHHOro OTJKHra Ha MHKpO-CTPYKTVP¥ H Ha TBepAOCTI, MHKpOCnAOBHOH CTaAH nocAe HOpMaAH3ai|HH. UDK: 669.14.018.2:669-153.65 ASM/SLA: Ay-n, J 24 13 Brezigar Boris, J. Kenda I. Kodrič, Z. Repič XoAOAHaa Ae^opiuaiiHH MeraA-AOB B npOMbnOAeHHOCTH aBTO-TpaKTopiioro o6op¥AOBaHHM. 29 UDK: 669-124.3 ASM/SLA: Fl-67 Exel Neža K0pp03H0HH0yCT0HMHB0CTb Corten ctbah, 37 UDK: 620.191.2:669.14.018.821 ASM/SLA: Kla Bratina Janez IlorAomaiomHft KOHTVP — YCTpOHCTBO AAH KOMneHCai|hh yCTpOHCTBO AAH KOMneHCailHH peaKTHBHoro TOKa h oi6opa UDK: 621.039.43 ASM/SLA: UJc, W lla TexirtiqecKne hobocth 51 10 let izhajanja Železarskega zbornika Beseda glavnega urednika Letos praznujemo deseto obletnico izhajanja Železarskega zbornika. Ta jubilej mogoče ni tako pomemben po letih, pač pa po uspehih, ki smo jih v tem času dosegli. Ko ocenjujemo ta jubilej in s tem vsebino Železarskega zbornika moramo upoštevati, da je Železarski zbornik nastal z združitvijo skromnih strokovnih glasil, ki so občasno izhajala kot tehnična priloga posameznih železarskih glasil splošnega pomena. Z vztrajnim delom strokovnjakov slovenskih železarn je Železarski zbornik zelo hitro prerastel v strokovno revijo, ki tako po vsebini kakor tudi po tehnični opremi dosega zavidljiv nivo in obseg. Železarski zbornik je bil temeljni kamen v združevanju umskega dela strokovnjakov posameznih železarn in metalurškega inštituta v Ljubljani ter je s svojim delovanjem tako tudi prispeval k uspešni združitvi železarn Jesenice, Ravne in Štore ter metalurškega inštituta v sestavljeno organizacijo združnega dela Slovenske železarne. Vsebina Železarskega zbornika je zelo pestra in široka, saj strokovnjaki obdelujejo problematiko, ki se nanaša tako na izdelavo kakor tudi na predelavo in uporabo plemenitih jekel, ki so osnovni proizvodni program slovenskih železarn. Zato ne preseneča ugotovitev, da je zanimanje za naš Železarski zbornik doma in v tujini vse večje in da ga danes pošiljamo ne le po vsej domovini, temveč tudi po deželah Evrope in Amerike. V prijetno dolžnost mi je, da se na tem mestu v imenu uredniškega odbora zahvalim vsem, ki so prispevali k rasti naše strokovne revije. Posebno zahvalo sem dolžan dosedanjim strokovnim sodelavcem, to je dopisnikom in posameznim organizacijam združenega dela za finančno pomoč pri izdajanju revije v preteklem obdobju. Prepričan sem, da je revija prispevala k boljšemu strokovnemu delu v naših železarnah in vabim vse k nadaljnjemu plodnemu sodelovanju. Ž E|L EZARSKI ZBORNIK IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT LETO 11 LJUBLJANA MAREC 1977 Aplikacije kisikove sonde pri UDK: f™"5523 direktnem določevanju vsebnosti asm/sla: siir, e9q kisika v tekočem jeklu* Blaženko Koroušič Intenzifikacija jeklarskih procesov sloni danes skoraj izključno na uporabi kisika, bodisi v obliki plina ali v obliki trdnih surovin (ruda, peleti itd.). Kisik pa je tudi tisti element, ki povzroča praktikom vrsto problemov, zlasti v zvezi z dez-oksidacijo in čistočo jekla glede nekovinskih vključkov. Razvoj hitrih postopkov za proizvodnjo jekla, kot so pnevmatski postopki, so problem optimizacije kisika pri izdelavi šarže v peči in med litjem zelo aktualizirali. Sodobne metode za določevanje vsebnosti kisika v jeklu slonijo na metodi jemanja vzorcev. Ravno ta faza predstavlja največjo oviro pri uvajanju rutinske metode za kontinuirano merjenje vsebnosti kisika v jeklarskih agregatih1. Razvoj elektrokemične metode za direktno določevanje aktivnosti kisika v tekočem jeklu in njena aplikacija v industriji je omogočilo pridobivanje hitrih informacij o vsebnosti, oz. aktivnosti kisika med procesom izdelave in litja jekla. Kljub številnim prednostim se uporaba EMN-metode širi zelo počasi celo v razvitih industrijskih državah. Današnja situacija je podobna tisti pred 15 leti, ko so jeklarji začeli z rutinskim merjenjem temperature v tekočem jeklu. Namen tega članka je seznaniti jeklarje z možnostmi, ki jih nudi EMN-metoda za direktno določevanje vsebnosti kisika v tekočem jeklu. 1. kisik v jeklu Že od samih začetkov proizvodnje tekočega jekla je bilo praktikom znano, da ima kisik pomembno vlogo in da predstavlja enega od ključ- Dr. Blaženko Koroušič, dipl. inž., samostojni raziskovalec na metalurškem inštitutu v Ljubljani * Članek predstavlja skrajšani povzetek predavanja, ki ga je imel avtor v DIT v Železarni Štore, 26. 10. 1976 nih elementov. Kisik je najbolj odločilen za nastajanje poroznosti, plinskih defektov in nekovinskih vključkov v jeklu. Kljub številnim izkušnjam, ki so se nabrale do današnjih dni, je določevanje kisika med procesom izdelave šarže še vedno v domeni laboratorijskih preiskav. Dokaz za to je dejstvo, da do danes ni nikakršnih predpisov, ne v domačih ne v inozemskih standardih, glede vsebnosti kisika v gotovih izdelkih (celo vsebnost nekovinskih vključkov predstavlja redko izjemo). Kisik ima prav gotovo največji vpliv na dez-oksidacijsko tehniko in na procese, ki potekajo med strjevanjem ingota (zlasti pri polpomirjenih in nepomirjenih jeklih). Oglejmo si na kratko ti dve pomembni področji: 1.1 Vpliv kisika na dezoksidacijsko prakso in strukturo strjenega jekla Razvoj dezoksidacijske prakse v zadnjih 30 letih je pokazal, da je količino kisika v jeklu potrebno prilagoditi željenemu tipu ingota. Današnja jeklarska industrija razlikuje v glavnem tri osnovne tipe komercialnih jekel (glej sliko l)2: a) pomirjena jekla, pri katerih je kisik vezan na dezoksidacijsko sredstvo, zlasti Si, Al. Zaradi izredno nizke vsebnosti prostega kisika ne poteka med strjevanjem jekla nikakršna reakcija med raztopljenim ogljikom in kisikom: b) polpomirjena jekla, pri katerih je količina prostega kisika zadostna (z dodatki Mn, Si in Al), da poteka kontrolirana tvorba CO med strjevanjem; c) nepomirjena jekla, pri katerih paralelno s strjevanjem poteka tudi tvorba in izločanje CO iz taline. Zaradi intenzivnega delovanja »kuhanja« na kristalizacijski fronti so zunanje plasti ingota zelo čiste glede nekovinskih vključkov. 2EZB 11 (77) št. 1 Aplikacije kisikove sonde pri direktnem določevanju vsebnosti kisika v tekočem jeklu ■r.r. I -HO] Forslef,C,H.Netjmom : Arch.ErsenhiiHenwts 39 f»6ej«5-<9 Slika 1 Shematskl prikaz strukture ingotov iz pomirjenega (A), polpomirjenega (B) in nepomirjenega jekla (C) v odvisnosti od vsebnosti kisika (0) Fig. 1 Schematic presentation of the ingot structure for killed (A), semi-killed (B), and not killed (C) steel depending on the oxygen content (O) Pri izdelavi pomirjenih jekel se danes najbolj pogosto izvaja dezoksidacija z uporabo aluminija skupaj z dodatki ferozlitin, kot so: FeMn, Fe-Si in v določenih primerih tudi Ca-Si ali specialni močni dezoksidanti. Kontrola dezoksidacije sloni v glavnem na določevanju vsebnosti celotnega kisika v jeklu z različnimi analitskimi tehnikami. V nekaterih primerih se ocenjuje vsebnost kisika preko ravnotežne ali empirično ugotovljene odvisnosti med kisikom in ogljikom; npr. (pri 1600 °C): K = % C . % O = 0,0023 % O = A + B % C (1) (2) kjer pomenijo: A, B — konstante, odvisne od temperature, vsebnosti ogljika in drugih parametrov. Toda vse te metode so le približne in veljajo za točno definirane pogoje in kvalitete in zato nimajo širšega pomena. Kar dejansko potrebujejo jeklarji za boljšo kontrolo dezoksidacijske prakse in tehnike litja kvalitetnih jekel, je hitro in točno merjenje koncentracije prostega (aktivnega) kisika v tekočem jeklu v momentu preboda, po dodatku dezoksi-dantov, pred začetkom litja, oz. med litjem (npr. pri konti litju jekla). Vse te pogoje je mogoče uspešno zadovoljiti le z direktnim merjenjem vsebnosti kisika (»in situ«) v tekočem jeklu. 2. Teoretične osnove določevanja aktivnosti in vsebnosti kisika v tekočem jeklu z EMN-me-todo Teoretične osnove kisikove sonde za direktno določevanje aktivnosti, oz. vsebnosti kisika v tekočem jeklu so podrobno opisane v številnih publikacijah 1,3—13 zato se bomo omejili le na osnovne principe delovanja. 2.1. Princip merjenja s kisikovo sondo Sonda za merjenje kisika v tekočih kovinah deluje po principu koncentracijske galvanske celice14 (glej sliko 2). Me" (G"o2) 11 (Trdni elektrolit) jjCCo^) Me' kjer pomeni: Me", Me' — elektronski vodniki G"o2, Coj — elektrode z različnim kisikovim potencialom, ki jih loči trdni elektrolit s kisikovo ionsko prevodnostjo. Reverzibilni električni potencial, ki nastane med elektrodami Me" in Me', je povezan s termodinamično reakcijo: nF P °2 P'°2 (4), pri čemer pomeni: E° — elektromotorska napetost v mV R — plinska konstanta (= 1.987 cal. mol-JK-i) n — število elektronov, ki sodelujejo pri prenosu O2—-ionov — absolutna temperatura (K) — Faradayeva konstanta (= 23061 cal. V-i. mol-i) T F Pri normalni izvedbi kisikovih sond izberemo kot standardno elektrodo G"o2, katere potencial (p"o2) je poznan in konstanten pri temperaturi delovanja sonde. Iz tega sledi, da je mogoče z merjenjem električnega potenciala E° in temperature —T določiti neznani potencial — p'o2, ki je proporcionalen aktivnosti kisika v tekoči kovini log p'o2 = log p"o2 — nFE° RT (5) rta—© 1 držalo k polyethylena z bakrenimi kontakti 2 kovinska elektroda (Ho) 3 standardna elektroda (Mo) I keramično teto 5 Mo-elektroda 6 tesnilo (kit) 7 trdni elektrolit (štab*. ZrOj) B kvarčni valj 9 mešanica Mo-MoOj 10 zaščitni kovinski plašč II termoelement 12 kvarčna cevka s termo-elementom 13 zaščitna ognjevarna prevleka Slika 2 Shematski prikaz merilne glave (tipa: Oxytip) in njen zunanji videz Fig. 2 Schematic presentation of the measuring tip (Oxytip type) and its external appearance ŽEZB 11 (77) št. 1 2.2 Trdni elektrolit Najširšo uporabo pri izdelavi kisikovih sond za določevanje kisika v tekočem jeklu je dosegel Zr02, stabiliziran s CaO ali MgO. Več avtorjev je poskušalo uporabiti tudi druge tipe oksidnih sistemov, ki kažejo popolno ali delno prevodnost za kisikove ione pri visokih temperaturah, kot so: A1A, MgO, Mg2Si02, 3A12033. 2Si02 in dr. i. 4,16. Čeprav imajo omenjeni oksidni sistemi določene prednosti v primerjavi s stabiliziranim Zr02 (večja korozijska obstojnost, manjša poroznost itd.), se danes skoraj izključno uporablja Zr02 kot trdni elektrolit. Primarne probleme pri izdelavi trdnih elektrolitov lahko formuliramo takole: 1. odpornost na termošoke, 2. elektronska prevodnost pri visokih temperaturah, 3. permeabilnost kisika. Problemi, ki so vezani na lastnosti elektrolitov na termične šoke, se danes rešujejo na dva načina: a) izdelava delno stabiliziranega Zr02 z določeno kemično sestavo in poroznostjo (Oxytip--sonda)16, b) utalitev majhnega peleta iz stabiliziranega Zr02 v kvarčno cevko17—21. Nastopanje elektronske prevodnosti pri visokih temperaturah omejuje uporabo stabiliziranega Zr02 kot ionskega vodnika pri nizki aktivnosti kisika. Po podatkih Turkdogan, E. T. in R. I. Frue-han22 se kot spodnja meja za kritični parcialni pritisk kisika pri 1600 °C navaja vrednost 3.10—13 atm, kar ustreza vsebnosti kisika okrog 10 ppm v čistem železu (glej sliko 3). Danes še ni povsem jasno23.24, kje dejansko leži spodnja meja za čisto ionsko prevodnost in pri katerih vsebnostih kisika je potrebno korigirati merilne vrednosti zaradi nastopanja elektronske prevodnosti po teoriji Schmalzrieda25. 40 60 m 200 4006001000 2000 4000 -(2 (ppm)-— Slika 3 Odvisnost parcialnega pritiska kisika (P02) od vsebnosti raztopljenega kisika v čistem železu Fig. 3 Relationship betvveen the oxygen partial pressure (p02) and the amount of dissolved oxygen in pure iron 2.3. Primerjalna (standardna elektroda) Dosedanje izkušnje pri merjenju kisika v tekočem jeklu so pokazale, da ima standardna elektroda določen vpliv na točnost merjenja. V začetku razvoja EMN-metode je prevladovalo mišljenje, da je »zrak« najidealnejša rešitev, ker njegov parcialni pritisk kisika (p"<>, = 0.209 atm) ni odvisen od temperature. Poznejše meritve permeabil-nosti kisika v Zr0226.27 ■28 so pokazale, da zračna elektroda ni najprimernejša, temveč da imajo pri izbiri elektrod prednost mešanice kovina-ko-vinski oksid, kot so: Mo-Mo02 in Cr-Cr-O,. Današnji proizvajalci komercialnih izvedb sond uporabljajo več tipov standardnih elektrod: 1. Oxytip — sonda: Mo-Mo02 in Cr-Cr203 (Hoesch, IRSID, MECI), 2. Celox — sonda: Cr-Cr203 (Elektro-Nite, Hout-halen, Belgija), 3. Fitterer-sonda: Mo-Mo02 (Oakmant, Pa., USA), 4. US-Steel sonda: Cr-Cr203 (Leeds & Northrup, North Wales, Pa., USA), 5. MK II — sonde: Cr-Cr203 (Broken Hill Prop., Shortland, Australia), 6. Oxypac — sonda: zrak (ASEA, Švedska), 7. OXP — sonda: zrak (Leigh Instr. Ontario, Kanada). Iz tega je razvidno, da se največ uporabljajo sistemi Mo-Mo02, Cr-Cr203 in zrak. Elektromotor-na napetost — E° je seveda različna za omenjene tri elektrodne sisteme: Mo-Mo02: Mo (s) + 02(s) = (Mo02)s AG° = — 132450 + + 37,34 T cal/mol E° (mV) = — 828,8 + 0.8156 T — — 0,0992 T log ao , ^ .... 8356 + 10.08 E° log ao (ppm) = 8.221 —-—- Cr-Cr203: 2Cr (s)+jo2 (g) = (Cr203)s AG° = - 270550 + 61.35 T cal/mol E° (mV) = — 1348 + 0.8553 T — (6) (7) + — 0.0992 T log a0 log ao (ppm) = 8.612 - 13580 + 10.08 E° (8) (9) Zrak: p"o2 = 0.2093 atm E° (mV) = 607.1 + 0.3779 T — — 0.0992 T log a„ s nonn 6120 —10.08 E° log a0 (ppm) = 3.809 + --- (10) (11) ZEZB 11 (77) št. 1 Aplikacije kisikove sonde pri direktnem določevanju vsebnosti kisika v tekočem jeklu Ur, (ppm) 74.23 Slika 4 Odvisnost med izračunano vrednostjo E° (mV) in vsebnostjo kisika 0Fe (ppm) za čisto železo pri temperaturi 1600° C za tri standardne elektrode: air (zrak), Mo-Mo02 in in Cr-Cr,03 Fig. 4 Relationship betvveen the calculated E° (mV) and the oxygen content, Or, (ppm), for pure iron at 1600 °C for three standard electrodes: air, Mo-MoO.,, and Cr-Cr.Oj 2.4. Merjenje temperature 2.5. Zaščita merilne glave 3 j Merilna glava Pri potapljanju merilne glave v tekoče jeklo Merilna glava predstavlja galvansko-koncentra- obstaja možnost kontaminacije trdnega elektro- cijsko celico, ki smo jo detajlno opisali v poglav- lita z žlindro (to velja zlasti za meritve v peči). ju 2.1. Kot smo že omenili, se danes za direktno V vseh enačbah je E° v (mV), T v (K) in a0 v (ppm = 10-4 %). Na sliki 4 je pokazana odvisnost med izračunano vrednostjo E° (mV) in vsebnostjo kisika za čisto železo pri 1600 °C za tri omenjene elektrodne sisteme. Da bi to preprečili, je potrebno merilno glavo zaščititi s kovinskim plaščem (glej sliko 2), ki se v kontaktu s tekočim jeklom hitro odtali. 3. Konstrukcija kisikove sonde in izdelava merilne naprave Kisikova sonda za direktno določevanje vsebnosti kisika v tekočih kovinah je sestavljena iz pet osnovnih elementov (glej sliko 5): 1. merilna glava (oznaka: 7), 2. držalo za merilno glavo (oznaka: 1), 3. merilna naprava z avtomatiko (oznaka: 2), 4. merilni instrument (oznaka: 3), 5. signalni zvonec (oznaka: 4) Pri uporabi mešanice Me-Me02 kot standardna elektroda je za točno merjenje nujno potrebno poznavanje temperature, ker je kisikov potencial — p"o2 močno odvisen od temperature. Nekateri avtorji izkoriščajo termoelement istočasno kot elektronski vodnik za standardno elektrodo6, toda pri tem obstaja možnost kontaminacije platinskih vodnikov kovine standardne elektrode (npr. Cr, Mo itd.). Zato ima večina komercialno izdelanih sond termoelement ločeno od galvanske celice (glej sliko 2). Kot termopar se najbolj pogosto uporablja PtRh30%-PtRh6%, ki dovoljuje natančno merjenje do 1700 °C, kar povsem zadošča praktičnemu namenu. Slika 5 Fig. 5 Na sliki 6 je prikazana blok-shema merjenja, ki smo jo uporabili pri naši izvedbi kisikove sonde. ZEZB 11 (77) št. 1 Slika 6 Blok-shema merilne naprave za direktno merjenje vsebnosti kisika v tekočih kovinah Fig. 6 Scheme of the measuring device for direct measurement of the oxygen content in molten metals Čas merjenja (od potopitve merilne glave v talino do konca merjenja) je mogoče regulirati v mejah 5—20 s. 3.4. Merilni instrument Pri naših poskusih smo za merjenje elektro-motorske napetosti uporabili oba tipa merilnih naprav: 1. digitalni voltmeter, A 200 (Solartron) z vhodno impendenco nad 10000 MOhm v območju 0—1000 mV in natančnostjo merjenja 100 mikro-voltov, 2. dvokanalni registrirni instrument, Servo-gor 2, tipa RE 520 z vhodno impedenco 10 MOhm v območju 0—1000 mV z natančnostjo merjenja ± 20 mikrovoltov. Vklop in izklop motorja za premik papirja na registrirnem instrumentu (vklapljanje motorja) je avtomatski na osnovi temperaturnega gradienta merilne glave. določevanje vsebnosti kisika v jeklu najbolj pogosto uporabljajo merilne glave z utaljenim trdim elektrolitom v kvarčno cevko in trdnim elektrolitom odpornim proti termičnim šokom. Naše poskuse, izdelave merilnih glav smo usmerili na prvi tip, tj. utaljevanje Zr02-peletov v kvarčno cevko. Kvarčna cevka je imela dimenzije: Da = 7 mm, Dj = 5,0 mm in L = 9 cm. Po večkratnih neuspelih poskusih nam je uspelo razviti tehniko utaljeva-nja Zr02-peleta v kvarčno cevko brez nastopanja kakršnihkoli razpok z zadostno plinsko nepro-pustnostjo. Analiza stroškov izdelave 50—100 merilnih glav je pokazala, da bi se njihova cena zelo približevala komercialno izdelanim merilnim glavam. Zato smo se odločili za nakup gotovih merilnih glav. Zunanji videz Oxytip merilnih glav je razviden s slike 5. 3.2. Držalo za merilno glavo Kot je razvidno s slike 5, se merilna glava namontira na jekleno držalo, dolžine okrog 3 m. Električni kontakti so utaljeni v teflonsko maso in je na ta način omogočena hitra in zanesljiva zamenjava merilnih glav. 3.3. Merilna naprava z avtomatiko Električni potencial, ki nastane v galvanski koncentracijski celici v kontaktu s tekočim jeklom, se preko posebnega napetostnega ojačevalca in sistema filtrov veže na registrirni instrument (analognega ali digitalnega tipa). Električni potencial termoelementa izkoriščamo za avtomatsko odpiranje relejnega sistema, ki je v povezavi z merilnim instrumentom in signalnim zvoncem. 3.5. Signalni zvonec Konec merjenja s kisikovo sondo določa avtomatska naprava, ki je povezana z močnim električnim zvoncem. Na ta način je operater pravočasno obveščen, kdaj mora potegniti sondo iz taline. 4. ANALIZA REZULTATOV Pri oceni dobljenih rezultatov smo izhajali iz dveh znanih dejstev: 1. natančnost EMN-metode, 2. natančnost primerjalne metode: a) natančnost metode, b) heterogenost vzorca. 4.1. Natančnost EMN-metode Na natančnost EMN-metode vpliva več dejavnikov, med katerimi so najpomembnejši: a) natančnost merjenja elektromotrske napetosti, b) natančnost merjenja temperature, c) homogenost taline v momentu merjenja. Kot smo že omenili, je EMN-kisikove sonde dana z enačbo: Eo^ln^ (4), nF p2'o oziroma pri uporabi standardne elektrode (p"o2 = = MO/MO02: E° = — 828,8 + 0.8156 T — 0.0992 Tlog a« (6) Enačba (4) oz. (6) daje natančno povezavo med E° in a0 le v primeru, če je ohmska prevodnost elektrolita (stabilizirani Zr02): t02- > 0.98 ZEZB 11 (77) št. 1 Aplikacije kisikove sonde pri direktnem določevanju vsebnosti kisika v tekočem jeklu Laboratorijske preiskave so pokazale, da ionska prevodnost stabiliziranega Zn 02 pada s padajočo vrednostjo parcialnega pritiska kisika (vsebnosti kisika v talini). Pri zelo nizkih parcialnih pritiskih kisika lahko postane ionska prevodnost zelo nizka. Po teoriji Schmalzrieda25 je mogoče korigirati elektromotor-ske napetosti, če so poznani podatki o tki.: p'e — kritičnem parcialnem pritisku, pri katerem sta ionska in elektronska prevodnost enaki (tj. t02— = = 0.5). Po podatkih Svvinkelsa in sodelavcev je p'e za stabilizirani Zr02 le funkcija temperature24: log p' = 17.806-^ T Na osnovi analize teh podatkov in omenjene teorije Schmalzrieda25 lahko ugotovimo, da je vpliv elektronske prevodnosti trdnega elektrolita tem večji, čim višja je temperatura in čim nižja je aktivnost kisika v talini. Korekture je potrebno izvršiti le pri vsebnostih kisika pod 100 ppm (pri tem napaka doseže vrednosti že 10 %). Nadaljnja napaka, ki jo moramo upoštevati pri merjenjih kisika s sondo, je natančnost merjenja elektromotorske napetosti in temperature. Vpliv teh dveh parametrov lahko ocenimo na osnovi totalnega diferenciala enačbe (6). Rezultati so navedeni v tabeli 1: Natančnost merjenja Relativna napaka (v %) pri merjenju aktivnosti kisika v tekočem jeklu T E CC) a» = 0.0050 ao = 0.020 a« = 0.050 a« = 0.100 5 °C 2 mV 1600 9.8 9.6 9.5 9.4 5 °C 4 mV 1600 12.3 12.1 12.0 11.9 10 °c 2 mV 1600 17.2 16.8 16.6 16.4 Toda glede na dejstvo, da EMN-metoda omogoča določevanje aktivnega kisika in klasične metode celokupnega kisika, je zanimiva komparacija rezultatov, ki omogoča vpogled v mehanizem izločanja oksidnih nekovinskih vključkov (glej sliko 7). Tabela 1 — Vpliv natančnosti merjenja elektro-motorsko napetostjo in temperature s kisikovo sondo: Mo (Mo—Mo02) ||(Stab. Zr02) ||(0Fe) Mo Iz tabele 1 je razvidno, da ima na natančnost merjenja aktivnosti kisika zelo močan vpliv temperatura. Pri uporabi kisikove sonde za industrijske namene je potrebno torej zagotoviti naslednje pogoje: točnost merjnja EMN — ± 2 mV točnost merjenja temperature = ± 5 °C 4.2. Natančnost primerjalne metode (skupni kisik) EMN-metoda za določevanje vsebnosti (aktivnosti) kisika v tekočih kovinah je po svoji zasnovi absolutna metoda in zato v principu ni potrebno uporabljati primerjalnih testov. Slika 7 Shematska ponazoritev fenomenov, ki spremljajo dezoksi-dacijo jekla in izločanje vključkov (Plocklnger, E., M. Wahlster) Fig. 7 Schematic presentation of phenomena accompanying the deoxidation of steel and preclpitation of precipitates (Plockinger, E., M. VVahlster) 4.2.1. Natančnost metode Na Metalurškem inštitutu v Ljubljani uporabljamo za določevanje vsebnosti kisika v jeklu metodo nosilnega plina*. Natančnost metode, oz. reproduktivnost rezultatov kontroliramo s standardnimi vzorci (nor-male) po zahodnonemških predpisih BAM, in sicer za naslednja koncentracijska območja: a) X = 31 ppm S = ± 3 ppm V = ± 9,67 % b) X = 84 ppm S = ± 6 ppm V = ± 7,14 % c) X = 113 ppm S = ± 7 ppm V = ± 6,19 % d) X = 312 ppm S = ± 10 ppm V = ± 3,21 % * Metoda sloni na taljenju vzorca (dimenzij: 0 5x7 mm) v grafitnem lončku, pri čemer nastaja CO, ki se nato oksidira v C02, nakar sledi določevanje koncentracije C02 s konduktometrič-no metodo. Obdelava podatkov, dobljenih z omenjeno metodo za spodnjo mejo koncentracije kisika, je dala naslednje vrednosti: X = 29 ppm S = ± 3,6 ppm V = ± 12,41 %, kar za izbrano število paralelk povsem ustreza predpisom za to področje. Na osnovi tega konsta-tiramo, da je natančnost uporabljene primerjalne metode povsem zanesljiva. 4.2.2. Heterogenost vzorca Ena od največjih pomanjkljivosti standardnih metod za določevanje kisika v jeklu je prav gotovo heterogenost vzetega vzorca. Danes so metode analitske tehnike določevanja kisika v jeklu veliko bolj dognane, kot je samo vzorčevanje. Čeprav je razvoj tudi na tem področju opazen (uvajanje posebnih načinov jemanja vzorcev — »pin probe«, Leco-sistem itd.) leži še vedno jedro problema v heterogenosti vzorca. V literaturi je o tem zelo veliko podatkov29, zato se bomo omejili na naše rezultate. Statistična obdelava velikega števila paralelno vzetih preizkušancev za določevanje kisika je pokazala, da je zveza med »pin« (B) in »kvanto« (A) preizkušancem linearna: SOB (%) = 0,0054 + 0,615 EOA (%) Iz te enačbe sledi, da »pin probe« dajo nekoliko višje vrednosti kisika v področju nizkih koncentracij (izpod 0,014 % O) in nižje vrednosti v območju višjih vsebnosti kisika (nad 0,014 % O). 5. PRIMERJAVA CELOTNI KISIK — AKTIVNI KISIK Na aplikacijo kisikove sonde v industrijskih pogojih je mogoče računati le pri naslednjih pogojih: 1) zadosti visoka natančnost metode (repro-duktivnost: ± 10 %), 2) cena merjenja. Pri analizi prvega vprašanja večina avtorjev izhaja iz primerjalnega testa: celotni kisik, določen s standardno kemično analizo, in kisik, določen s kisikovo sondo. Na sliki 8 je prikazana ta primerjava skupaj z rezultati Chastanta in sodelavcev15. Po oceni teh avtorjev je natančnost metode v omenjenih mejah ± 10 %. Tudi drugi avtorji so prišli do podobnih rezultatov12-13-22. Večina teh podatkov se nanaša na nepomir-jena in polpomirjena jekla, pri katerih je zveza med celotnim in aktivnim kisikom zelo visoka, s koeficientom aktivnosti kisika f0 s 1,0. Statistična obdelava lastnih podatkov, ki se nanašajo na pomirjeno in delno nepomirjeno sta- 2EZB 11 (77) štš. 1 006 OOS 0.01 I £ 0.03 a 002 a oi °0 0010 0020 0030 OOiO 0.050 0.060 0.070 0.0S0 1Q (V.) Slika 8 Odvisnost med vsebnostjo celotnega kisika (2 % 0) in aktivnega kisika (% 0-EMN), določenega s kisikovo sondo Fig. 8 Relationship betvveen the total oxygen content (% O) and the active oxygen (% 0EMr) determined by the oxygen probe nje, kaže, da je vsebnost aktivnega kisika v pomirjenih talinah znatno nižja, kot to kaže analiza celotnega kisika. Pri višjih vsebnostih kisika pa je obratna situacija. To velja zlasti za taline, ki so obdelane s plinskim kisikom (oksidativna perioda). Čeprav je število meritev premajhno za eksakt-nejšo analizo, so te tendence izrednega pomena za prakso. 5.1. Pomirjeno jeklo V industrijskih pogojih obstaja vrsta dejavnikov, ki vplivajo na natančnost merjenja: 1) heterogenost taline v peči, ponvi, kokili itd., 2) prisotnost nekovinskih vključkov. Heterogenost taline je do danes le na splošno poznana in obstajajo le kvalitativne študije. Zato je vprašanje heterogenosti taline, zlasti v peči, velikega praktičnega pomena. Naši poskusi so pokazali, da je največja homogenost taline v indukcijskih pečeh. V elektroobločnih pečeh je heterogenost taline dokaj velika in se spreminja s časom taljenja. Na sliki 9 je jasno opaziti obstoj konvektivnih tokov v talini, ki spreminjajo oksidacijski potencial v bližini merilnega mesta. Tako ugotavljamo, da je vsebnost kisika v obrobnem delu peči (bližje steni peči) večja kot v sredini peči (bližje elektrodam). To smo opazili enako na 10-tonski in 40-tonski peči. Obstoj heterogenosti je mogoče potrditi tudi v jeklarski ponvi takoj po prebodu (glej sliko 10), kjer ugotavljamo večjo vsebnost kisika pod površino žlindre (0,0048 % 0), kot na večji globini (v povprečju 0,0024 % 0). Iz tega sledi zaključek, da bo treba v bodoče posvetiti posebno pozornost heterogenosti taline, zlasti pri meritvah kisika v peči. 2EZB 11 (77) št. 1 Aplikacije kisikove sonde pri direktnem določevanju vsebnosti kisika v tekočem jeklu 12 10 8 e s -C kT 1 1 I 1 1 I 1 1 1 I i J i L E ____L /1 A ^— \ 11 : 2 I - A - ( \ ! 1 ' i rti 1 ! v J ! 1 42409-3 02 ; i i.....i 300 200 X Uj 100 10 9876543210 Slika 9 Temperatura in aktivnost kisika v tekočem jeklu EC-80, 30 min po dodatku Al za preddezoksidacijo (šarža 42409, 10 T peč) Fig. 9 Temperature and oxygen activity in molten EC-80 steel 30 minutes after Al for predeoxidation was added (melt 42409, 10 t furnace) 5.2. Nekovinski vključki Standardne kemične analize za določevanje kisika dajejo, kot smo že poudarili, skupni kisik v jeklu: 20 = 20 aktivni + 20 vezani Prisotnost nekovinskih vključkov je očividna zlasti v pomirjenih jeklih (po dezoksidaciji z Al ali Ca-Si), pri katerih se nastali oksidni vključki niso uspeli še izločiti iz taline. Za potrditev tega smo primerjali vsebnost celotnega kisika z aktivnim kisikom za jeklo EC-80 v talini takoj po obdelavi z Al in Ca-Si (glej sliko 11). Iz slike sledi, da vsebnost aktivnega kisika odgovarja psevdo-ravnotežnemu stanju v sistemu Fe-Mn-Al-0 (Hilty & Crafts32) medtem, ko je vsebnost celotnega kisika znatno višja zaradi prisotnosti suspendiranih oksidnih vključkov. Zanimivost teh ugotovitev je v dejstvu, da bo mogoče z enostavnim merjenjem aktivnega kisika po EMN-metodi oceniti vsebnost topnega aluminija v jeklu, in sicer še v času, ko je mogoče izvršiti njegovo korekturo. Če se bo potrdila ta ugotovitev, je prav gotovo aplikaciji kisikove sonde odprta pot tudi na področju nizkolegiranih konstrukcijskih jekel in jekel za poboljšanje, kar je zlasti pomembno za kontrolirano dezoksidacijo teh jekel pri kontilitju. 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 Slika 10 Temperatura in aktivnost kisika v tekočem jeklu ECMo-80 (šarža 77075) po dezoksidaciji v ponvi (40 T peč) Fig. 10 Temperature and oxygen activity in molten ECMo-80 steel (melt 7707S) after deoxidation in laddle (401 furnace). v laboratorijskih in industrijskih pogojih. Pri določevanju kisika (»in situ«) s kisikovo sondo ni potrebno vzorčevanje tekoče kovine. Izognitev tej M 20. 120 I600°C 6. ZAKLJUČKI Številni poskusi direktnega določevanja vsebnosti kisika v tekočem jeklu so pokazali, da nova metoda daje zanesljive in reproduktivne rezultate 0.005 0.010 0.020 0040 -Alk(V.) -- Slika 11 Odvisnost med vsebnostjo kisika in kislino-topnega aluminija v konštrukcijskih jeklih pri temperaturi 1600'C Fig. 11 Relationship betvveen the oxygen content and the acid-soluble aluminium in structural steel at 1600 "C ( Crafts "' operaciji, na kateri slonijo dosedanje metode, pomeni veliko pridobitev, kajti ravno vzorčevanje tekoče kovine v industrijskih pogojih predstavlja zelo kritično operacijo in onemogoča rutinsko analizo kisika. Uvajanje elektrokemične metode za določevanje kisika nudi jeklarju boljšo kontrolo oksida-cijske tehnike in večjo zanesljivost pri izdelavi polpomirjenih in pomirjenih jekel. Dosedanje meritve so pokazale, da je natančnost metode določevanja vsebnosti kisika v tekočem jeklu z elektro-kemično metodo precej odvisna od merilnega mesta, oz. od homogenosti taline (cca ± 10 %). Ekonomska analiza vpeljane metode je pokazala, da se cena za eno meritev kisika lahko primerja s ceno za določevanje kisika po standardni metodi: vzorčevanje + analiza. Pri tem ni upoštevano dejstvo, da pri merjenju kisika s kisikovo sondo odpade paralelno merjenje temperature tekočega jekla, kar dodatno znižuje ceno merjenja. Metoda, ki jo je razvil in osvojil Metalurški inštitut v Ljubljani, se je pokazala kot dovolj zanesljiva za delo v industrijskih pogojih (jeklarnah in jeklolivarnah). LITERATURA 1. Koroušič B.: Rudar, melatur. zbornik 3—4 (1969) 395— 401; ibid. 1 (1970) 43—57 2. Kniippel H.: Desoxidation und Vakuumbehandlung von Stahlschmelzen — Verlag »Stahleisen m. b. H., Diissel-dorf 1970 S. 9—11 3. Ohtani M., K. Sanbongi: Tetsu to Hagane 48 (1962) 534— -537 4. Luzgin V. P., et al.: Izv. VUZ, Čer. met. 6, 9 (1963) 50— —54 5. Fischer W. A., W. Ackermann: Arch. Eisenhiittenvves. 36 (1965) 643—648, 695—698 6. Fitterer G. R.: J. Metals 18 (1966) 961—966, ibid. J. Metals 19, 9 (1967) 92—96 ŽEZB 11 (77) št> 1 7. Matsushita Y., K. S. Goto: Trans. ISIJ. 6 (1966) 131— —138 8. Engell H.-J. et al.: Hoesch- Ber. 2 (1967) 146—155 9. Schwerdtfeger K.: Trans. Metali. Soc. AIME 239 (1967) 1276—1281 10. Catoul P., et al.: Centre Nation. Rech. Metali. Nr. 11 (1967) 57—62 11. Turkdogan E. T., R. I. Fouchan: Yearb. Amer. Iron Steel Inst. (1968) 279—302 12. Ulrich K. H., K. Borovvski: Arch. Eisenhiittenvves. 39 (1968) 259—263 13. Pargeter J.: J. Metals 20, 10 (1968) 27—31 14. Kiukkola K., C. VVagner: J. Electrochem. Soc 104 (1957) 379—387 15. Chastant M., et al: Communication, Re 94, Decem. (1971) 16. Javojski V. I., et al.: Izv. VUZ. Cern. met 71 (1971) 534—537 17. Russel C. K., et al: J. Metals, 11 (1971) 44—47 (2110) 18. Hanos B., et al.: ASEA Journal Vol. 45, 4 (1972) 113— —114 19. Ihida M., Y. Kawai: Trans, ISIJ. Vol. 12 (1972) 269— —275 20. Povolockii D. Ja al: Izv. VUZ. Cer met. 12 (1973) 49— —52 (2957) 21. Turkdogan E.: JISI, 1 (1972) 21—36 (2068) 22. Turkdogan E. T., R. I. Fruehan: Canad. Metali. Quar-terly, Vol. 11, 2 (1972) 371—384 23. Chastant Al., et al: Evrop. Gem. Kohle u. Stahl, Techn. Forsch. »Stahl« Abschlussber. Ver. Nr. 6210—21/070.1973, Eur. 5091 d, e, f 24. Swinkels D. A., et al.: Proč: Nat. Open Hearth Bas Oxy. Steel Comm. Iron Steel Div., Amer Inst. min. metali, petrol. Eng. Vol. 55 (1972) S. 74/79 25. Schmalzried H.: Zeit Physik. Chem. N. F. 38 (1963) 87— —102 26. Mobius H.-H., R. Hartung: Silikattehnik 16 (1965) 276— —281 27. Fischer W. A., D. Janke: Arch Eisenhiittenvves. 41 (1970) 1027—1033 28. Koroušič B.: Rudar. Metal. Zbornik št. 213 (1971) 275— —289, isto Stahl u. Eisen 93 (1973) 446—448 29. Burghard H.: Freib. Forschung B 145 (1969) 30. SchoberI A., W. Holzgruber, H. Raisky: Radex-Rund-schau (1964) 31. Kuhnelt G., R. Plessing, H. Raisky: Berg — u. Hiitten-mannhafte 11, 116 Jhg. S. 399—406 32. Hilty B. C., W. Crafts: J. Metals 188 (1950) S. 414—424 33. MeLean A., R. G. Ward: JISI, 1 (1966) 8—11 ZUSAMMENFASSUNG Die zahlreichen Versuche der direkten Bestimmung des Sauerstoffgehaltes im fliissigen Stahl haben ergeben, dass die neue Methode zuverlassige und reproduktions-fahige Ergebnisse in laboratorischen wie auch in indu-striellen Bedingungen liefert. Bei der Bestimmung des Sauerstoffes mit der EMK-Sonde entfallt die Probennahme des fliissigen Stahles. Die Ausvveichung dieser Operation auf welcher die bishe-rigen Bestimmungsmethoden beruhen, bedeutet ein grosses Gewinn, denn gerade die Probennnahme des fliissigen Stahles in Betriebsbedingungen stellt eine kritische Operation dar und macht eine routinenmassige Sauerstoffbe-stimmung unmoglich. Die Emftihrung einer elektrokemischen Methode fiir die Bestimmung des Sauerstoffes beitet dem Stahhverker eine bessere Kontrolle der Oxydation und eine grossere Sicherheit bei der Erzeugung halbberuhigter und beruhig-ter Stahle. Die bisherigen Messungen haben gezeigt, dass die Genauigkeit der Sauerstoffbestimmung im fliissigen Stahl mit der elektrochemischen Methode im betrachtlichen Masse von dem Messpunkt bzw. von der Homogenitat der Schmelze (cca t 10 °/o) abhangt. Die Wirtschaftlichkeit der eingefiihrten Methode zeigte, dass der Preis fiir eine Sauerstoffmessung mit dem Preis fiir die Bestimmung nach der konventionellen Methode: Probenvorbereitung und Analyse, verglichen werden kann. Wenn man noch beriicksichtigt, das damit eine paralle-le Badtemperaturmessung iiberflussig ist, so werden die Kosten der Sauerftoffmessung noch billiger. Die Methode welche von dem Metallurgische Institut in Ljubljana eingefiihrt vvorden ist, hat sich bei der Arbeit in Industriebedingungen (Stahlvverke, Stahlgiessereien) als geniigend zuverlassig ervviesen. U ZEZB 11 (77) št. 1 Aplikacije kisikove sonde pri direktnem določevanju vsebnosti kisika v tekočem jeklu SUMMAR Y Numerous tests of direct determination of oxygen content in molten steel shovved that the new method gives reliable and reproducive results in Iaboratory and indu-strial conditions. In determining oxygen »in situ« by the oxygen probe, no sampling of molten metal is needed. Thus the opera-tion which is very critical in industrial conditions is avo-ided since sampling does not allow routine analysis of oxygen. Introduction of the electrochemical method for oxygen determining offers a better control of the oxydation pro-cess and greater certainty in manufacturing semi-killed and killed steel. The performed measurements till now showed that the accuracy of the method depends a great deal on the homogeneity of the melt and thus on the chosen area of the measurement (about ± 10 °/o). Economical analysis of the introduced method showed that the priče for one oxygen measurement can be compa-red with the priče of oxygen determination by the standard method: sampling + analysis. Since parallel measurement of the melt temperature is not needed when oxygen probe is used, therefore the total priče for the measurement is even lower. The method developed in the Institute of Metallurgy in Ljubljana is enough reliable for work in industrial conditions (steehvorks and steel foundries). 3AKAIOMEHHE MHOro^HCAeHHbie HCCAeAOBaHHfl HenocpeACTBeHHoro onpcAeAC-hhh COAepJKaHIIJI KHCAOpOAa b paCnAaBAeHHOH CTaAH nOKa3aAH, hto 3tot hobuit mctoa AaeT HaAesKHBie h penpoAYKTHBHLie pe3yAbTaTi>i 8 Aa6opaTOpHLIX h B npOMbmiAeHHbIX yCAOBHHX. lipa onpeAeAemiH KHCAopoAa (»in situ«) c khcaopoahmm 30h-Aom ynoTpe0AeHHe jkhakoto MeTaAAa KaK o6pa3iia He Heo6xoAHMo. H36eacaHne stoh onepamiH Ha kotopyk> oimpaiOTCH npeAeAymHe MeTOAM npeACTaBAsieT SoAbinoe npiioSpeTeHne, TaK KaK, HMeHHo oa6op o6pa3ijoB pacnAaBAeHHoro MeTaAAa npeACTaBAHeT Becbiia KpH-TiraecKyio onepaumo h He aaet bo3mo5khoctb BbinoAHHTb pyTHHHbie aHaAH3H KHCAOpOAa. BBeAeHHe 3AeKTpoxHMmiecKoro MeTOAa onpeAeAeHHH KHCAopoAa AaeT CTaAeBapy bosmojkhoctb SoAee ycneniHO caeahtb 3a texhhkoh pacKHCAeHHH h 6oAbinyio HaAe>KHOCTb npn H3roTOBAeHHH noAycno- KOHHOH H CnOKOHHOfi CTaAH. IIpejKHHe H3MepeHH9 noKa3aAH, hto TOiHOCTb MeTOAa onpeAe-AeHHH COAep>KaHHH KHCAOpOAa B JKHAKOH CTaAH 3AeKTpOXHMimeCKHM CnOCoSOM 3aBHCHT TAaBHblM OČpa30M ot MeCTa H3MCpeiIHa, othoc, ot roMoreHHoeTH pacnAaBa (npuSA. ± 10 %). SKOHOMiraecKan CTopoHa MeTOAa noKa3a.va, hto CTOHMOCTb oa-hoto H3MepeHHH KHCAopoAa mojkho cpaBHHTb c ctohmoctbk) onpe-AeAeHHa KHCAopoAa no cTaHAapraoM MeTOAe: npuroTOBAeHHe o6pa3ua + aHaAH3. npn stom HeAb3a ynycTHTb, ito npn H3MepeHHH KHCAopoAa c KHCAopoAHbiM 30haom otnaaaet napaAAeAbHoe h3mc-peHHe t-pbi, hto yMeHbmaeT neHy H3MepemiH. MeTOA, KOToporo pa3BHA h ycBOHA MeTaAAYpnmecKHH Hhcthtyt b aiosaahe oka3aaca aoboalho haaeachbim aah paSoT npn npMbi-HiAeHHbix yCAOBHHX (b CTaAemvaBHAbHbix h CTaAEAHTeHHbix 3aBOAax). Raziskave vpliva vroče deformacije asm/sla: ay n j24 r ' j udk: 669.14.018.2 : 669-153.65 in izločilnega zarjenja na mikro-strukturo in trdoto mikrolegiranega jekla po normalizaciji F. Vodopivec, M. Gabrovšek in M. Kmetič 1. uvod Mikrolegirana jekla predstavljajo velik napredek pri izboljšanju kvalitete in uporabnosti jekel, ki jih sicer radi označimo s pojmom masovna jekla, zato ker se uporabljajo v velikih količinah. Odlikujejo se po visoki meji plastičnosti, visoki žilavosti, nizki prehodni temperaturi žilavosti, po dobrih tehnoloških lastnostih in zadovoljivi vari-vosti. Jekla vsebujejo le majhne količine legirnih elementov, predvsem niobija in vanadija. Izoblikovali sta se dve tehnologiji predelave jekel. Ena je tako imenovano kontrolirano valjanje, to je valjanje v določenem temperaturnem intervalu po določenem načrtu redukcij debeline. Po literatur-nih podatkih je v tem primeru predvsem važna končna temperatura valjanja in končna redukcija, da dobi jeklo finozrnato, vendar rekristalizirano mikrostrukturo iz ferita in perlita, kar mu poleg izločilne utrditve zagotovi dobre uporabne lastnosti. V strokovnem tisku je zelo veliko razprav in in člankov o kontroliranem valjanju, od začetnih razprav Irvina in Pickeringa1, Morrisona2, preko člankov, ki obravnavajo izoblikovanje mikrostruk-ture in izločilno utrditev pri kontroliranem valjanju, na pr.: Jones in Rotwell3, Duckvvorth, Philipps in Chapmann4, Baker56, Philipp in Crane7 ter posebno Irvine, Gladmann, Orr in Pickering8, ki obravnavajo poleg učinka valjanja, še učinek količine mikrolegirnih elementov ter ogljika in mangana. Pomembne so tudi razprave, ki obravnavajo samo izločilno utrditev, predvsem mehanizem izločanja, velikost delcev, njihovo razdelitev in utrditev, ki jo povzroča njihova prisotnost, na pr.: Gray, Webster in Woodhead9, Mandry, Namdar in Wache10, Tanino in Aoki11, Constant, Grumbach in Sanz12, Battle in Honeycombe13, Hornbogen in Mi-nuth14 ter Gabrovšek15. Objavljeno je bilo še precej razprav, ki obravnavajo različne poglede na nastanek izločkov. S teoretičnega gledišča je zanimivo delo Le Bona, Rofes-Vernisa in Rossarda16, ki obravnava vpliv prisotnosti niobija v jeklu, v trdi raztopini v avstenitu, ali v obliki izločkov, na Dr. Franc Vodopivec, dipl. inž. je samostojni raziskovalec na Metalurškem inštitutu v Ljubljani Dr. Marin Gabrovšek, dipl. inž., direktor TKR Železarne Jesenice M. Kmetič, sodelavec Metalurškega inštituta v Ljubljani utrditev in rekristalizacijo avstenita pri vroči predelavi jekla. Zelo izčrpno razpravo o vplivu mikrolegiranja na lasntosti jekel so objavili Meyer, Biihler in Heisterkamp17. Vedeti je potrebno, da je bil Me-yer nosilec razvoja na področju mikrolegiranih jekel v ZR Nemčiji in je objavil številne razprave o problemih teh jekel. Valjarne, ki za kontrolirano valjanje niso bile grajene ali preurejene, lahko valjajo le pri zmanjšani produktivnosti, seveda ob pogoju, da valjar-niška stojala lahko brez posledic prenašajo velike sile, ki nastajajo pri močnih redukcijah jekla, ki je sorazmerno trdo zaradi nizke končne temperature predelave. Druga pot izkoriščanja učinka mikrolegiranja je kombinacija valjanja in toplotne obdelave. V tem primeru pogoji valjanja niso tako strogo opredeljeni, manjše pa so tudi obremenitve valjar-niških ogrodij. Mislimo, da smemo šteti k temu postopku v dobro dejstvo, da je zaradi dodatne toplotne obdelave manj možnosti, da bi v ploščah prišlo do tako izrazite slojaste razdelitve ferita in perlita, da bi bile lastnosti jekla v smeri pravokotno na ravnino valjanja bistveno slabše, kot v ravnini valjanja. To je posebno važno v primerih, ko so na ploščah kotni zvari, pri katerih izrazita slojavost in zelo sploščeni sulfidni vključki močno zmanjšujejo nosilnost pločevine v smeri debeline in povzročajo lamelno trganje. V strokovnem tisku o drugem postopku skoraj ni podatkov, iz naše obrazložitve pa izhaja, da je tehnološko manj ugoden, vendar še vedno zanimiv. Zato je upravičeno prizadevanje, da se bolje spoznajo procesi, od katerih so odvisne lastnosti jekla po predelavi in toplotni obdelavi in se tako eventuelno najde pot za dopolnitev tehnologije predelave. Ta raziskava je zanimiva tudi za primer, ko pogoji uporabe zahtevajo normalizacijo zvarjenih konstrukcij ali odkovkov iz mikrolegiranih jekel. Velja si zapomniti, da je potrebno za optimalno izkoriščenost mikrolegiranja in da bi dosegli ugodne mehanske in tehnološke lastnosti jekla, doseči naslednje: — enakomerno mikrostrukturo iz ferita in perlita s čim manjšimi kristalnimi zrni, 2EZB 11 (77) št. 1 Raziskave vpliva vroče deformacije in izločilnega žarjenja na mikrostrukturo in trdoto mikrolegiranega jekla — doseči čim manj plastasto razdelitev ferita in perlita in s tem približati lastnosti jekla v smeri pravokotno na ravnino valjanja lastnosti v ravnini valjanja in — končno doseči čim večji učinek izločilne utrditve, vendar le do meje, ko afinacija kristalnih zrn ohrani jeklu dobro žilavost in nizko prehodno temperaturo. 2. način dela Za raziskavo smo izbrali tri jekla, pomirjena z aluminijem, katerih sestave so v tabeli 1. Vsa jekla imajo enako osnovno sestavo, eno je brez dodatka mikrolegiranih elementov, drugo je legi-rano z niobijem, tretje pa je legirano z niobijem in vanadijem. približno 50 % na približno 30 % (si. 2). Velikost vzorcev je bila 100 x 13 X 6 mm, zato smo lahko opravili le metalografske preiskave in meritve trdote. 60 to S? 20 °1300 1100 900 700 !°C) Slika 2 Stopnja deformacije v odvisnosti od temperature Fig. 2 Degree of deformation depending on the temperature " "—^li? "—■---- ■--- + Č.0562 • Niobal 43 ° Nioval 47 1 Tabela 1 — Sestava jekel Element v % C 0562 Niobal 43 Nioval 47 C 0,18 0,16 0,17 Si 0,38 0,50 0,44 Mn 1,21 1,44 1,39 Al 0,030 0,066 0,033 Nb — 0,062 0,057 v 0,009 — 0,055 N 0,0064 0,0128 0,0127 Cu 0,14 0,22 0,16 Vzorce jekel smo topilno ogrevali eno uro pri 1300 °C, nato v peči ohladili na temperaturno deformacijo (si. 1) in deformirali z enim udarcem na padalnem kladivu v temperaturnem intervalu med 1300 in 750 °C. Energija kladiva je bila konstantna, zato je stopnja deformacije padala od 1300 1200 1100 o o 1000 900 S00 (min) Slika 1 Prikaz ohlajanja jekel v peči z označenimi temperaturami deformacije Fig. 1 Presentation of cooling steel in furnace with marked temperatures of deformation V obeh mikrolegiranih jeklih je prišlo do statične rekristalizacije po deformaciji do temperature 1050 °C. Pod 1000 °C je ostal avstenit nerekri-staliziran, med obema temperaturama pa je prišlo do delne rekristalizacije. Jeklo brez mikrolegiranih dodatkov je rekristaliziralo po deformaciji do mnogo nižje temperature in samo po deformaciji pri 750 °C je ostal avstenit nerekristaliziran, deloma rekristaliziran pa pod 850 °C. I°c) Slika 3 Vpliv temperature izločilnega žarjenja (trajanje lh) na pridobitek trdote jekla Nioval 47 Toplotna obdelava: Topilno ogrevanje lh pri 1300 "C, ohladitev na zraku in izločilno ogrevanje Fig. 3 Influence of precipitation annealing temperature (l1) on the hardness increase of Nioval 47 steel. Heat treatment: dissolution annealing 1 hour at 1300 "C, cooling in air, and precipitation annealing Po deformaciji so bili vzorci ohlajeni na zraku ali kaljeni v vodi. Nato so bili na zraku ohlajeni vzorci izločilno ogrevani eno uro pri 600 °C, kar povzroči največjo izločilno utrditev (si. 3) in normalizirani pri 920 °C. Vzorci, kaljeni s temperature deformacije, so bili le normalizirani. Del vzorcev, na katerih smo določili velikost avstenit-nih zrn, je bil kaljen s temperature normalizacije. Velikost avstenitnih zrn smo določili po metodi linearne intercepcije. Na vsakem vzorcu smo določili trdoto iz povprečja 12 do 15 meritev. ŽEZB 11 (77) št. 1 3. rezultati in komentar Velikost avstenitnih zrn pred deformacijo (po topilnem ogrevanju) je bila skoraj enaka v vseh jeklih. V deformiranem in rekristaliziranem stanju je velikost avstenitnih zrn naraščala s padanjem temperature deformacije (si. 4). Mogoče je bila temu vzrok vzporedno padajoča intenziteta deformacije. Velikost avstenitnih zrn, merjena v smeri Tabela 2 ■— Stanje avstenita v vzorcih, ki so bili po deformaciji kaljeni v vodi 025 g 0.10 E 0,05 0 0,20 0.15 Č. 0562 900°C n 3 2 6 £ E 0,10 0,05 1 Nioval 47 1 900°C i nere kristalizirano --- 1100 "C P--- 1000 °C d) 3 e 5 5 O 1 10 (min) Slika 5 Vpliv zadržanja jekla po deformaciji na temperaturi deformacije na intercepcijsko dolžino rekrlstaliziranih zrn avstenita Fig. 5 Influence of keeping steel after deformation at the temperature of deformation on the intercepting length of recry-stallized austenite grains Temperatura ^ deformacije »C C °> Niobal 47 (6) in Nioval 47 (4) 1100 900 (°C) Slika 4 Vpliv temperature deformacije na intercepcijsko dolžino avstenitnih zrn v smeri deformacije v deformiranem (1) in v nedeformiranem jeklu (2) Fig. 4 Influence of the temperature of deformation on the intercepting length of austenite grains in the direction of deformation in the deformed (1) and underformed (2) steel 1300 rekristaliziran rekristaliziran 1200 rekristaliziran rekristaliziran 1100 rekristaliziran rekristaliziran, obstojajo posa- mezna nerekrista- lizirana zrna 1050 rekristaliziran približno polovico rekristaliziran 1000 rekristaliziran nerekristaliziran, obstojajo posa- obstojajo majhna mezna nerekri- rekristalizirana stalizirana zrna polja, ki med seboj niso povezana 950 približno polo- nerekristaliziran vično rekrista- liziran 900 pretežno nerekristaliziran nerekristaliziran 850 nerekristaliziran nerekristaliziran obstojajo majhna rekristalizirana polja, ki med seboj niso povezana 800 nerekristaliziran nerekristaliziran 750 nerekristaliziran nerekristaliziran deformacije, je zrasla v intervalu parcialne rekri-stalizacije na skoraj konstantno velikost v obeh mikrolegiranih jeklih. Mikroskopski videz avstenitnih zrn v vzorcih, ki so bili kaljeni s temperature deformacije (tabela 2), je potrdil grafikon na si. 4. Primerjava med tabelo in grafikonom pa pokaže, da prihaja do nadaljevanja rekristalizacije tudi med ohlajanjem jekla Č 0562 na zraku, saj se pojavljajo v kaljenih vzorcih nerekristalizirana avstenitna zrna pri približno 100 °C višji temperaturi. Temperatura, pri kateri po deformaciji ni prišlo do rekristalizacije avstenita, je nekoliko višja od temperature, ki jo navajajo Dillarmore, Dews-nap in Frost18. Ta razlika je verjetno posledica precej velike hitrosti ohlajanja vzorcev po deformaciji. Dejansko se je pokazalo pri izotermnem zadržanju jekel po deformaciji na temperaturah deformacije 900, 1000 in 1100 °C, da ni prišlo do statične rekristalizacije le pri 900 °C, pri 1000 °C pa se je izvršila v eni minuti (si. 5). Pri tem ogrevanju je bila rast rekristaliziranih zrn avstenita mnogo počasnejša v jeklu z niobijem in vanadijem kot v jeklu brez mikrolegiranih dodatkov. Iz si. 5 je mogoče izračunati, da znaša aktivacijska energija za linearno rast avstenitnih zrn le 14 kcal/gr. atom, če pa upoštevamo volumsko rast, ŽEZB 11 (77) št. 1 Raziskave vpliva vroče deformacije in izločilnega žarjenja na miKrostrukturo in trdoto mikrolegiranega jekla 750°C Slika 6 Pov. 50 x, jedkano z nitalom. Mikrostruktura jekla Niobal 43 po ohladitvi na zraku z različnih temperatur deformacije: deformirano jeklo ima oznako d, nedeformirano jeklo je brez oznake Fig. 6 Magnification 50 x, nital etched. Microstructure of Niobal 43 steel after cooling in air from various tempera-tures of deformation: deformed steel is marked vvith d, undeformed steel is without mark 1050°C 1000°C ŽEZB 11 (77) št. 1 1300° C 1300° C,d : V. z % <■ i:. , I v •/•>• 90O°C,c/ ^ 1200°C Slika 7 Pov. 50 x, jedkano z nitalom. Mikrostruktura jekla C0562 po ohladitvi na zraku z različnih temperatur deformacije. Deformirano jeklo ima oznako d, nedeformirano je brez oznake Fig. 7 Magnification 50 X, nital etched. Microstructure of C. 0562 steel after cooling in air from various temperatures of deformation: deformed steel is marked with d, undefor-med steel is without mark ŽEZB 11 (77) št. 1 Raziskave vpliva vroče deformacije in izločilnega žarjenja na mikrostrukturo in trdoto mikrolegiranega jekla znaša ta energija 42 kcal/gr. atom. Ta vrednost je nekoliko nizka, zato je vprašljivo, ali je prišel do izraza pri 10-minutnem ogrevanju resnično temperaturno aktiviran proces ali pa so prišli do izraza tudi vplivi predhodne deformacije avste-nita. Torej inhibira prisotnost niobija v jeklu statično rekristalizacijo in rast kristalnih zrn avste-nita. Pri enaki osnovni sestavi ter enakih deformacij skih in temperaturnih pogojih pride do statične rekristalizacije jekla pri približno 150 °C nižji temperaturi, če v jeklu ni niobija. To potrjujejo opazovanja, ki so jih objavili Wilber, Bell, Bucher in Childs19 in se le deloma ujema s trditvami Irwina, Gladmanna, Orra in Pickeringa8. Po ohladitvi na zraku z deformacij ske temperature sta imeli mikrolegirani jekli bainitno mikrostrukturo s feritno mrežo po mejah avstenitnih zrn (si. 6). Jeklo Č 0562 je imelo v enakih pogojih deformacije bolj grobo mikrostrukturo z več ferita bainitnega tipa, malo perlita in širšo feritno mrežo po mejah (si. 7). Po normalizaciji so imela vsa jekla mikrostrukturo iz ferita in perlita. Intercepcijska dolži- 10 10 I6 k i —^ , C 0562 £ —*— A * —i A ■___ i-£—■ s- » C j - r a n • Niobal 43 Nioval 47 1300 1100 (°C) 900 12 J 10 700 Slika 8 Vpliv temperature deformacije na intercepcijsko dolžino feritno perlitne mikrostrukture normaliziranih jekel. Beli znaki — deformirano jeklo, črni znaki — nedeformi-rano jeklo. Pred normalizacijo so bila jekla 1 uro izločilno ogrevana pri 600° C. Fig. 8 Influence of temperature of deformation on the intercep-ting length of ferrite-pearlite microstructure of normalized steel. Circles — deformed steel, dots — undeformed steel. Before normalizing, steel was precipitation annealed 1 hour at 600 "C na te mikrostrukture nekoliko raste s padanjem temperaturne deformacije (si. 8 in 9). Po deformaciji in pred normalizacijo so imela jekla zelo različna avstenitna zrna, razlika je znašala do 4 razrede ASTM skale. Ta razlika ni povzročila nobene izmerljive razlike v intercepcijski dolžini po normalizaciji. Torej je pomembna le realna velikost avstenitnih zrn na temperaturi normalizacije, ne pa velikost zrn, katero je imelo jeklo pred ogrevanjem za normalizacijo, če želimo doseči finozrnato mikrostrukturo po normalizaciji. Izločilno ogrevanje pred normalizacijo zmanjšuje intercep- E S 6 -T .Č.0562 / > , ▲ ' \ i a Nioval 47 4- Niobal 43 10 5 1300 1100 (°CI 900 700 Slika 9 Enako kot si. 8, vendar za jekla, ki pred normalizacijo niso bila izločilno ogrevana Fig. 9 The same as Fig. 8 for steel which were not precipitation annealed before normalising cijsko dolžino po normalizaciji v obeh mikrolegiranih jeklih, v jeklu č 0562 pa je skoraj brez vpliva. Intercepcijska dolžina za avstenitna zrna pri temperaturi normalizacije skoraj ni odvisna od temperature deformacije v obeh mikrolegiranih jeklih (si. 10), saj spada razlika med 1300 in 750 °C v interval merilnega odstopanja. Zaradi deformacije se velikost avstenitnih zrn nekoliko zmanjša; kaže, da je statična rekristalizacija skoraj brez učinka. Izločilno ogrevanje pomembno zmanjša velikost avstenitnih zrn pri temperaturi normalizacije v obeh mikrolegiranih jeklih. Značilno pa je, da so pri enakih pogojih manjša avstenitna zrna v jeklu Nioval 47 kot v jeklu Niobal 43. 1300 l°C) Slika 10 Vpliv temperature deformacije na velikost avstenitnih zrn v jeklih Niobal 43 in Nioval 47 Fig. 10 Influence of temperature of deformation on the size of austenite grains in Niobal 43 and Nioval 47 steel ŽEZB 11 (77) štt 1 Č.0562 Niobat 43 Nioval 47 Vpliv trajanja zadržanja jekel na temperaturi deformacijena intercepcijsko dolžino feritno perlitne mikrostrukture po normalizaciji. Bele točke — deformirano jeklo, črne točke — nedeformirano jeklo Fig. 11 Influence of the holding time of steel at the temperature of deformation on the intercepting length of ferrite-pearlite microstructure after normalising. Circles — deformed steel, dots — undeformed steel Izotermno zadržanje jekla po deformaciji na temperaturi deformacije ima za posledico rahlo naraščanje velikosti zrn feritno perlitne mikrostrukture po normalizaciji (si. 11). Pri enaki deformaciji in temperaturi so zrna večja v jeklu Č 0562 kot v mikrolegiranih jeklih, med katerima skoraj ni razlike. Natančen pregled grafikona na si. 11 pa pokaže, da je mikrostruktura finejša po deformaciji in zadržanju na nižji temperaturi. Podoben je vpliv same deformacije. Zrna so manjša, če je bilo jeklo pred normalizacijo izločilno žar j eno. Količino niobija in vanadija, ki sta bila zadržana v trdni raztopini v feritu pri ohlajanju po deformaciji je mogoče oceniti iz velikosti utrditve jekla pri izločilnem ogrevanju pri 600 °C. Na si. 12 vidimo, da znižanje temperature deformacije zmanjšuje izločilno utrditev obeh mikrolegiranih jekel, vendar močneje utrditev jekla Niobal 43. Padec izločilnega pridobitka trdote je nekoliko hitrejši v intervalu med 1200 in 1000 °C kot pri nižjih temperaturah. Izotermno zadržanje jekel po deformaciji pri temperaturah deformacije 1100 in 1000 °C ne vpliva na izločilno utrditev (si. 13). Razlika med de- formiranim in nedeformiranim jeklom je v intervalu merilnega odstopanja. V osnovi različna je izločilna utrditev po deformaciji in zadržanju pri 900 °C. Že po prvi minuti zadržanja na temperaturi pride do znatnega padca izločilnega pridobitka trdote v deformiranem in v nedeformiranem jeklu. - f~y--- Nioval 47 . o • • „ Niobal 43 —n-&-2 - • - °1300 1100 foC) 900 700 Slika 12 Vpliv temperature deformacije na pridobitek trdote pri izločilnem ogrevanju lh pri 600° C Bele točke — deformirano jeklo, črne točke — nedeformirano jeklo Fig. 12 Influence of temperature of deformation on the hardness increase at precipitation annealing 1 hour at 600 *C ŽEZB 1J (77) št. 1 Raziskave vpliva vroče deformacije in izločilnega žarjenja na mikrostrukturo in trdoto mikrolegiranega jekla 20 10 I i.' 5: -10 20 10 fNioval 47 s1000°C //y/1100°C \f/ ' T' '—--- .....-fl-v...........a-...........-le.--:---- C.0562 \1100°C "900° C 10 (min) -10 \ ^ ^Niobal 43 J000°C v. t Zts"uu L 10 (min) Slika 13 Vpliv trajanja zadrževanja jekla po deformaciji pri temperaturi deformacije na pridobitek trdote pri izločilnem ogrevanju lh pri 600° C. Bele točke — deformirano jeklo, črne točke — nedeformirano jeklo. Fig. 13 Influence of the holding time of steel after deformation at the temperature of deformation on the hardness increase at precipitation annealing 1 hour at 600 °C. Circles — defor-med steel, dots — undeformed steel Topnostni produkti za niobijev karbonitrid v avstenitu, katere navajajo Hannaerz, Lindborg in Lehtinen20, kažejo, da je bil v obeh mikrolegi-ranih jeklih pri vseh treh temperaturah karbonitrid v prenasičeni trdni raztopini v avstenitu. Na osnovi slik 4, 5, 12 in 13 lahko sklepamo, da deformacija jekla z enim udarcem in eventuel-na statična rekristalizacija, ki ji sledi, nista povzročili pospešene tvorbe izločkov pri temperaturi deformacije, oz. rekristalizacije. Torej je verjetno pospešeno izločanje v začetku zadržanja jekla po deformaciji pri 900 °C, znak tega izločanja je padajoči pridobitek trdote zaradi izločilnega ogrevanja, posledica velike prenasičenosti avstenita z niobi-jevim karbonitridom. Pridobitek trdote pri izločilnem ogrevanju je močno odvisen od pogojev ohlajanja jekla po deformaciji ali žarjenju. Pridobitek je največji, če ohlajanje da jeklu 100 % bainitno mikrostrukturo. Vsaka difuzij ska premena povzroči pospešeno tvorbo karbonitridnih izločkov. Ohlajanje vzorcev na si. 12 in 13 ni bilo identično, zato ni umestno primerjati pridobitek trdote v obeh primerih, ampak je upravičena samo primerjava vzorcev iste serije, ki so bili ohlajeni v identičnih pogojih. Raziskave izločkov v elektronskem mikroskopu na ogljenih ekstrakcijskih replikah so poka- zale, da nastajajo med počasnim ohlajanjem jekla v peči izločki niobijevega karbonitrida z linearno velikostjo nad 2000 A. To zmanjšuje količine niobijevega karbonitrida, ki je na voljo za izločilno utrditev. Mogoče kaže nekoliko hitrejši padec trdote v intervalu med 1200 in 1000 °C. nad hitrejše izločanje zaradi optimalne kombinacije hitrosti difuzije niobija v avstenitu in hitrosti nastajanja kali niobijevega karbonitrida. V jeklu Nioval 37, ki je legirano z niobijem in vanadijem, je izločilni pridobitek trdote večji in se manj spreminja z zmanjšanjem temperature deformacije. Vzrok je izločilna utrditev zaradi tvorbe vanadijevega karbonitrida. Ta ima večji topnostni produkt v avstenitu kot niobijev karbonitrid in zato ostaja v trdni raztopini v avstenitu do nižje temperature kljub počasnemu ohlajanju jekla v peči. To se ujema z dognanji, ki so jih objavili Meyer, Biihler in Heisterkamp17. Iz primerjave si. 5 s slikami 8, 9 in 11 z upoštevanjem si. 12 in 13 bi lahko sklepali, da je potrebna manjša množina aktivnih karbonitridnih izločkov za inhibicijo rasti avstenitnih zrn, kot za inhi-bicijo rasti feritnih zrn med kontinuirno premeno pri ohlajanju jekla po ogrevanju za normalizacijo. Metalografske preiskave so pokazale precejšnjo razliko v mikrostrukturi po normalizaciji med jeklom, ki je bilo pred normalizacijo izločilno žarjeno, in jeklom, ki ni bilo izločilno žarjeno. V prvem primeru je bila feritno perlitna mikro-struktura mnogo manj acikularna. Razlika je bila najbolj izrazita pri jeklu Niobal 43 (si. 14 in 15) in izvira predvsem iz porazdelitve in velikosti zrn lamelarnega perlita (si. 16 in 17). Acikularnost se je zmanjševala tudi pri znižanju temperature deformacije. Podoben, vendar komaj razločen vpliv, je imela pri isti temperaturi deformacija jekla. Analize v elektronskem mikroanalizatorju so pokazale, da ni razlike v razdelitvi mangana in niobija med feritom in perlitom, ki bi jo lahko vsebinsko povezali z deformacijo, rekristalizacijo in izločilnim ogrevanjem. V tabeli 3 vidimo, da je v vseh primerih v per-litu več mangana kot v feritu; pri niobiju, kjer je bilo večje trošenje, pa ni nobene sistematične razlike. Pri izločilnem ogrevanju normaliziranih vzorcev jekla Niobal 43 je bil pridobitek trdote do 5 kp/mm2 v obeh primerih, to je v jeklu, ki je bilo, in v jeklu, ki ni bilo izločilno ogrevano pred normalizacijo. To pomeni, da je ostalo v obeh primerih razmeroma malo in približno enako niobija v trdni raztopini v feritu. Preiskave v elektronskem mikroskopu so pokazale, da so v jeklu podobni karbonitridni izločki po normalizaciji, ne glede na to, ali je bilo jeklo pred tem izločilno ogrevano ali ne. Izločki so bolj gosti in večji po kristalnih mejah, kot pa v notranjosti kristalnih zrn (si. 18, 19 in 20). ZEZB 11 (77) št. 1 I , -s V*/i ^'-■S 1 Z- j-4 JI' J • V • v •*» " * \ v* > -*r» j.;. .y" .. ■' l 'v' ^ , " ru--^?« : V .. -- V , ■ i - * 1 ' ■ k ' V' - i ^ ,. >* A-. : vV" * W H; »Cni. ^ V* ** » 'J' ' TV. j . A. .. v, <■■ * f i,-' . -»ijV 1 . V l> f J? fe*;-1- r:- ■ • i- 1200° C ■t* i, i-'- C'. V »i* «. y*v* t.'. 4 4 'g Mf m v v '• v - .v ' I. 'v...-, J - * : . v ■ . • ^r * . t it* J ■ -4 'V ' 1050° C m" r v-v V' " 1 " ■ ■ TV . ,■ ^ «-VT - .'»»>, »T -* ■ ■ ? Q v , - Si.'. ^ •. . ? : v i «.'!'•-. ° -'V- . ... . j. • * y "...-i *.•«•••<%' / -V;;:;.. . ' '".M - < . . „ % tej*- : • . t •}. 'i •Z. - * . :» s . Vr" . i- . - ^w. . t*-s.f: ** ■-» . * mučiš . •"^ v- e C •t/;; * \ m Slika 14 Pov. 100 X, jedkano z nitalom. Mikrostruktura jekla Niobal 43 po ohladitvi na zraku z različnih temperatur deformacije, izločilnem ogrevanju in normalizaciji. Deformirano jeklo ima oznako d, nedeformirano jeklo je brez oznake > 'f * . .-v"1 -''i'■ • »•<• * \ k ! ... - * v. T - ; .V. « /I.v/V.vv.^-A ".f • - - H * • '•'d" «■*•• -«■" 1'- .'■ t -...Ti... : *» ■ .v t 'S Vi' 1 •>*« -I"'"" ' \ * ?-vv-,v ... • .^ v. J,'jv 5 -- •■. - ,-*> ■' . • i. • i' ■ . ■■ '.I ' K+t v-, > t-- H' V, '»» ' - 3' * , "*»,, iSi : t * L'.'.** .' /V. rJk *C "-J. J*!.-1* "i »T Fig. 14 Magnification 100 x, nital etched. Microstructure of Niobal 43 steel after air cooling from various tempera-tures of deformation, precipitation annealing and normalising. Deformed steel is marked with d, undeformed steel is vvithout mark 2EZB 11 (77) št. 1 Raziskave vpliva vroče deformacije in izločilnega žarjenja na mikrostrukturo in trdoto mikrolegiranega jekla -'s- 1200° C | V - .yg3 ... I rv- .-.r-' v.- ■ V - r m ■ - -f "--ti " ; * '' •. " - • tf? 4 "jf * " " » — < »V mat?- '"J*? « i »i ' -*' >; ""J■ - IflCMJ - ^v,-- v: -z-4'. - •/' ' -v •(■ Sv '■i X f v i "jc 2 -,' - - r- . ^ v. t,*. .. . " Cv ■ ' - < V *•!*»<> « * -V!? % .. » r s*.' »i »- V... vjjfCv « i? - ' : • .-V ;■••-v-v: tf^^-i ' "3 .-Jvi v T*. .'.'-.t-V ^'-.-i. ..> . . . * -■ < .'* ' v ' . * . .. ■ v -v- . - \, , \ 7« ; ' . * : • , ^.. ^ ' f»> a. ,,'• i,- ,* k-«- -- 'T-r&mfv* -v:*« »•3 - H f* '-i < " , -t.-.VNTV.-I •. v?.. A? .■■v. i*** * t'g' vjf d iiv-.;" t.."v t v v. ; , . , 'vi*, f. t v t ; ' - C* jfj ••'' • • -..< , V-.' ' — "'' --.'^.-vviv"?'"' i-v"^*' ' ' * ■ - V ' V. . ' ^ 1050°c '.f'.':. f} -s.-'"iT' iosn°r..H ' ...... E-t'. -i- > --t ■ *./, 1050°C,d >, e?: ■ v »T ' ■ ■ * i« 'V r-, - »J>tL* eH''' • " < ' . - ."i' ■ • •"* « . •> -t? .." . j- ^' - A * > 'V ' ^ - 8 -i' '* Ci 4 i^r - .. , fe * . . i J^ v-■ "J - •'■ . 'A ,<• . . M!?1' i5 ""'V ^ 4 ^ 1 ' m ' i* ""i ' .s .■ -> v - ; cf V z* A" > ^ S' c... i ■ ,t<, # 1000°C ' " ' ' ; " i ;; - rV-^t < :. v.. • t 'd * i v V:' ^ : .. ?vi K,«.' ..- ' f't ■>> -- 5: :-.. " --t »-r . ."v* ^ . ._•• » - * i p -* . - K" , K ■ r".' ' X ■■ ^ ^ *< K ■ !t'f . h:••;•>'i>1-r iooo°c,d 2 /. Slika 15 Pov. 100 x, jedkano z nitalom. Mikrostruktura jekla Niobal 43 po ohladitvi z različnih temperatur deformacije in normalizaciji. Deformirano jeklo ima oznako d, nedefor-mirano jeklo je brez oznake Fig. 15 Magnification 100 x, nital etched. Microstructure of Niobal 43 steel after cooling from various temperatures of deformation and normalising. Deformed steel is marked vvith d, underformed steel is without mark ZEZB 11 (77) št. 1 1300° C Fig. 16 Magnification 500 X, nital etched. The same as Fig. 14 Slika 17 Pov. 500 x, jedkano z nitalom. Podobno kot si. 15, vendar pri večji povečavi Slika 16 Pov. 500 x, jedkano z nitalom. Podobno kot si. 14, vendar pri večji povečavi 8oo°c,d g * aafc^jB^i Fig. 17 Magnification 500 X, nital etched. The same as Fig. 15 2EZB 11 (77) št. 1 Raziskave vpliva vroče deformacije in izločilnega žarjenja na mikrostrukturo in trdoto mikrolegiranega jekla Tabela 3 — Porazdelitev' mangana in niobija med ferit in perlit1. Jeklo Niobal 43, normalizirano stanje Temperatura Ferit Perlit »C otanje Mn Nfe Mn Nb 1300 def., 1/0,152 1/0,18 1,05/0,15 0,87/0,25 750 def., 1/0,13 1/0,31 1,08/0,11 1,08/0,49 1300 def., izl. žarjen 1/0,14 1/0,23 1,03/0,12 0,95/0,26 1300 def., izl. žarjen 1/0,04 1/0,15 1,06/0,06 0,97/0,14 750 izl. žarjen 1/0,04 1/0,64 1,06/0,06 1,02/0,50 750 izl. žarjen 1/0,08 1/0,61 1,05/0,10 0,84/0,63 1. V feritu je privzeta koncentracija 1. 2. V števcu je koncentracija, v imenovalcu pa koeficient variacije, izračunan na osnovi meritev v 15 različnih točkah. Slika 18 a in b Pov. 6000 x, ogljena replika ekstrahirana v brom metanolu. Jeklo je bilo ohlajeno do 900° C, deformirano in normalizirano. Vzorec a je bil pred normalizacijo izločilno žarjen Fig. 18 a and b Magnification 6000 x, carbon replica extracted in bromine methylalcohoI. Steel was preliminary cooled to 900 "C, deformed and normalized. Sample a was precipitation annealed before normalising Slika 19 a in b Pov. 6000 X, ogljena replika, ekstrahirana v brom metanolu. Podobno kot si. 18, vendar za temperaturo deformacije 1000° C Fig. 19 a and b Magnification 6000 x, carbon replica was extracted in bromine methylalcohol. The same as in Fig. 18, only temperature of deformation was 1000 "C 2EZB 11 (77) št. 1 ti: Slika 20 a in b Pov. 6000 X, ogljena replika, ekstrahirana v brom metanolu. Podobno kot si. 18, vendar za temperaturo deformacije 1100° C Fig. 20 a and b Magnification 6000 X, carbon replica vvas extracted in bro nine methylalcohol. The same as in Fig. 18. only temperature of deformation was 1100 "C Povprečna velikost približno 150 izločkov je za ca. 50 % večja po kristalnih mejah, kot v notranjosti kristalnih zrn (tabela 4), ni pa nobene razlike med jeklom, ki je bilo pred normalizacijo izločilno ogrevano, in jeklom brez izločilnega ogrevanja pred normalizacijo. Povečanje trdote pri izločilnem ogrevanju je posledica tvorbe enakomerno porazdeljenih drobnih izločkov17. Med normalizacijskim ogrevanjem zaradi višje temperature izločki zrastejo povsod, vendar močneje po kristalnih mejah avstenita. Tabela 4 — Velikost izločkov• vzorcih jekla Niobal 43 (v A) v normaliziranih Toplotna obdelava Kristalne Notranjost meje zrn Deformirano pri 900, ohladitev na zraku do 20 C°, izločilno ogrevano, normalizirano Deformirano pri 1100 °C ohladitev na zraku do 20 °C, izločilno ogrevano, normalizirano Ohlajeno v peči do 900 °C, ohlajeno na zraku do 20 °C, normalizirano ohlajeno v peči do 1100 °C, ohlajeno na zraku do 20 °C, normalizirano 341 + 106 192±50 304 ±120 201 ±67 324 zh 130 208 ±60 305 ±118 214 ± 55 Kljub temu je avstenit, ki je imel izločke v začetku ogrevanja za normalizacijo, bolj odporen proti rasti zrn, kot avstenit, ki je imel niobijev karbonitrid v trdni raztopini in so zato izločki nastajali med ogrevanjem za normalizacijo. To dokazuje, da inhibira niobijev karbonitrid (in manj aluminijev nitrid in vanadijev karbonitrid, ki sta prisotna v aktivnih izločkih pri temperaturi normalizacije v manjši količini kot niobijev karbonitrid), močneje rast avstenitnih zrn, če je v trenutku začetka ogrevanja za normalizacijo v obliki drobnih izločkov, kot če je v trdni raztopini. Lahko tudi sklepamo, da v začetku ogrevanja za normalizacijo rast avstenitnih zrn prehiteva tvorbo 200 1300 1100 900 (TD oz. THO,°C) * Povprečna velikost 150 izločkov, ki se pri 6-krat-ni povečavi razločijo na posnetkih z izvirno povečavo 6000 X Slika 21 Vpliv temperature deformacije na trdoto jekel po normalizaciji. Pred normalizacijo so bila jekla izločilno žarjena. Beli znaki — deformirano jeklo, črni znaki — nedeformira-no jeklo Fig. 21 Influence of temperature of deformation on the steel hard-ness after normalising. Before normalising steel was precipitation annealed. Circles — deformed steel, dots — unde-formed steel ŽEZB 11 (77) št. 1 Raziskave vpliva vroče deformacije in izločilnega žarjenja na mikrostrukturo in trdoto mikrolegiranega jekla izločkov niobijevega karbonitrida. Končno lahko sklepamo, da je vzrok razlike v mikrostrukturi med jeklom, ki je bilo, in jeklom, ki ni bilo pred normalizacijo izločilno ogrevano, le razlika v velikosti realnih avstenitnih zrn v obeh primerih. Trdota deformiranega in nedeformiranega jekla je pri normalizaciji skoraj enaka in se rahlo zmanjšuje s padanjem temperature deformacije (si. 21 in 22). Izotermno zadržanje jekel po deformaciji na temperaturi deformacije je brez zaznavnega učinka na trdoto po normalizaciji (si. 23). Razlika v 750 100. C.0562 1300 1100 90C (TD oz. T HO, °C) 700 Slika 22 Enako kot si. 21, vendar za jekla, ki pred normalizacijo niso bila izločilno žar j ena Fig. 22 The same as in Fig. 21, but for steel which was not preci-pitation annealed before normalising trdoti zaradi različnih temperatur zadrževanja po deformaciji je majhna in enakega značaja kot na si. 22 in 23.' Če upoštevamo opisane raziskave mikrostruk-ture in trdote, lahko pridemo do splošnega zaključka, da dosežemo v normaliziranem stanju enakovredno kvaliteto mikrolegiranih jekel, če jih ocenjujemo s stališča trdote in mikrostrukture, s tem da nadomestimo nizko končno temperaturo valjanja, zaradi katere pride do tvorbe izločkov niobijevega karbonitrida med predelavo, z višjo končno temperaturo valjanja, primernim ohlajanjem in izločilnim ogrevanjem. 4. zaključki Preizkusili smo deformacijo in toplotno obdelavo treh različnih jekel z namenom, da ugotovimo, kako vpliva temperatura deformacije, velikost avstenitnih zrn in izločilno ogrevanje na mikrostrukturo in trdoto mikrolegiranih jekel. Rezultati dela kažejo, da je razlika v velikosti avstenitnih zrn pred normalizacijo do 4 razrede ASTM skale (razlika v velikosti zrn po vroči deformaciji in eventualni rekristalizaciji jekla) skoraj brez vpliva na velikost avstenitnih zrn pri temperaturi normalizacije in velikost feritnih in per-litnih zrn v normaliziranem jeklu. Velikost teh zrn in regularnost mikrostrukture normalizirane-ga jekla sta odvisni od tega, ali je bil v trenutku začetka ogrevanja za normalizacijo niobij v trdni raztopini ali v drobnih, enakomerno razporejenih C.0562 200r Niobal 43 Ohlajeno na zraku Ni oval 47 £ E n CL -5C a: 100 200 ' L 1 L C u 100. T Ohlajeno in izločilno žarjeno ------------dg' _L □ h 900° o • 1000 ° * A T T00° 0 1 2 10 0 1 2 10 0 12 5 . . . 10 (min) Slika 23 Vpliv trajanja zadržanja jekla po deformaciji na temperaturi deformacije na trdoto jekla po normalizaciji. Beli znaki — deformirano jeklo, črni znaki — nedeformirano jeklo Fig. 23 Influence of the holding time of steel (after deformation) at the temperature of deformation on the hardness of steel after normalising. Circle — deformed steel, dots — undeformed steel ZEZB 11 (77) št. 1 izločkih. Inhibicijski vpliv niobija na rast zrn je večji in vpliv na izoblikovanje enakomerne feritno perlitne mikrostrukture normaliziranega jekla je boljši, če je pred normalizacijo niobij v drobnih izločkih. Med normalizacijo prihaja do rasti in prerazporeditve izločkov tako, da so enako veliki in podobno razporejeni izločki v jeklu, ki je bilo pred normalizacijo izločilno žarjeno, in jeklom, ki je imelo niobij v trdni raztopini. Kljub temu pa ohranijo ugoden vpliv na jeklo izločki, ki so nastali med ogrevanjem pri nižji temperaturi. Vroča deformacija jekla z enim udarcem in tej deformaciji ustrezna eventualna statična rekrista-lizacija jekla ne povzročita izločanja miobijevega karbonitrida v obsegu, ki bi ga mogli zaznati s pri-dobitkom trdote pri izločilnem ogrevanju (ca. 0,01 % Nb). R.azlična temperatura deformacije in zadrževanja jekla na temperaturi deformacije 900 do 1100 °C do 10 minut skoraj ne vplivata na trdoto jekla po normalizaciji. Iz rezultatov tega dela in z upoštevanjem trdote in mikrostrukture kot kriterijev za oceno je mogoče sklepati, da je mogoče nadomestiti nizko temperaturo konca predelave jekla, mikrolegiranega z niobijem, s končno predelavo pri višji temperaturi, primernim ohlajanjem in izločilnim žar-jenjem, če je potrebno jeklene polproizvode ali konstrukcije normalizirati. To delo sta materialno podprli SŽ Železarna Jesenice in Raziskovalna skupnost Slovenije. BIBLIOGRAFIJA 1. K. J. Irvine in F. B. Pickering: JISI 201, 1963, št. 11, 944 —959. 2. W. B. Morrison: JISI 201, 1963, št. 4, 317—325. 3. J. D. Jones in A. B. Rothvvell: ISI spec. Pub. 108, 1966. 4. W. E. D. Duckworth, R. Philips in J. A. Chapmann: JISI 203, 1965, 1108—1112. 5. T. N. Baker: JISI 211, 1973, 502—510. 6. T. N. Baker: Metals Technology 1, 1974, 126—131. 7. B. L. Philipp in F. A. A. Crane: JISI 211, 1973 , 658—659. 8. K. J. Irvine, T. Gladmann, J. Orr in F. B. Pickering: JISI 208, 1970, 717—726. 9. J. M. Gray, D. Webster in J. H. Woodhead: JISI 203, 1965, 812—818. 10. Mandry P., R. Namdar in C. Wache: Rev. Metal 66, 1969, 563—573. 11. M. Tanino in K. Aoki: Transactions JISI 8, 1968, 337— —345. 12. A. Constant, M. Grunbach in G. Sanz: HTM 26, 1971, 364—374. 13. A. D. Battle in R. W. Honeycombe: JISI 211, 1973, 284— —289. 14. E. Hornbogen in E. Minuth: Arch. Eisen. 44, 1973, 621— —628. 15. M. Gabrovšek: Železarski zbornik 6, 1972, 11—24. 16. A. Le Bon, J. Rofes-Vernis in C. Rossard: Mem. Scient. Rev. Metali. 70, 1973, 577—588. 17. L. Meyer, H. E. Biihler in F. Heisterkampf: Thyssen-forschung 3, 1971, 8-43. 18. I. L. Dillarmore, R. F. Dewsnap in M. G. Frost: Metals Technology 2, 1975, 294—302. 19. G. A. Wilber, J. R. Bell in W. J. Childs: Trans. Metali. Soc. AIME, 242, 1968, 2305—2308. 20. N. E. Hannaerz, U. Lindborg in H. Lehtinen: Journal od ISI 206, 1968, 68—72. ZUSAMMENFASSUNG Es sind Versuche der einstufigen Warmverformung der Mn, MnNb und MnNbV Konstruktionsstahle im Tempera-turinterval zwischen 1300a und 750 SC durchgefiihrt worden. Die verformten Proben sind teilweise ausscheidungsge-gliiht, teilweise nich gegliiht und dann normalgegliiht worden. Auf diesen Problem sind Iichtmikroskopische und elektronenmikroskopische Untersuchungen und Hartemes-sungen durchgefiihrt worden. Die Untersuchungen haben ergeben, dass der Unter-schied in der Austenitkorngrosse, vvelcher vor dem Nor-malgliihen 4 Klassen der ASTM Reihe betragen hat (der Unterschied in der Korngrosse nach der Warmverfor-mung und eventueller Rekristallisation), praktisch keinen Einfluss auf die Austenitkorngrosse bei der Temperatur der Normalgliihung und auf die Ferrit- und Perlitkorn-grosse im normalgegliihten Zustand hat. Die Grosse der Komer und die Regelmassigkeit des Mikrogefiiges des normalgegliihten Stahles hangen davon ab, wenn im Zeitpunkt des Anfanges der Normalgliihung Niobium in einer festen Losung oder in feinen gleichmassig verteilten Ausscheidungen war. Der hemmende Einfluss des Niobiums auf das Wachs-tum der Korner is grosser und der Einfluss auf die ausbil-dung eines homogenen ferritisch perlitischen Mikrogefiiges eines normalgegliihten Stahles ist besser, wenn vor dem Normalgliihen das Niobium in feinen Ausscheidungen vor-liegt. Wahrend des Normalgliibens kommt es zum Wachsen und Veranordnen der Ausscheidungen, so dass diese im Stahl, welcher ausscheidungsgegliiht war, gleich gross und ahnlich verteilt sind wie im Stahl, welcher das Niob in fester Losung hatte. Trotzdem behalten die Ausscheidungen, welche Wahrend derErwarmung bei niedriger Temperatur entstanden sind, einen giinstigen Einfluss auf den Stahl. Warmverformung des Stahles mit einem Schlag und dieser Verformung folgende statische Rekristalliastion des Stahles verursachen keine Ausscheidung des Niobkar-bonitrides in dem Umfang, dass wir ihr durch enine Er-hohung der Harte beim Ausscheidungsgliihen (ca 0,01/% Nb) wahrnehmen konnten. Verschiedene Warmformgebungstemperatur und ein Anhalten auf der Warmformgebungstemperatur von 900 bis 1100° C bis zu 10 Minuten, haben praktisch keinen Einfluss auf die Harte nach der Normalgliihung. Aus den Ergebnissen dieser Arbeit und mit der Beruck-sichtigung der Harte und des Mikrogefiiges als Beurtei-lungskriterien ist es moglich zu schliessen, dass es moglich ist die niedrige Temperatur am Ende der Warm-verformung eines mit Niob mikrolegierten Stahles mit einer Endverformung bei hoherer Temperatur, einer geeigneten Kiihlung und Ausscheidungsgliihung zu ersetzen, wenn es notig ist die stahlernen Halbprodukte oder Kon-struktionen einer Normalgliihung auszusetzen. ŽJfZB 11 (77) št. 1 Raziskave vpliva vroče deformacije in izločilnega žarjenja na mikrostrukturo in trdoto mikrolegiranega jekla SUMMARY Structural Mn, MnNb, and MnNbV steel were hot deformed in one step between 1300 and 750° C. Some of the deformed samples were precipitation annealed, but ali vvere then normalized. They were investigated in optical and electron microscope, and their hardness was measu-red. The results show that difference in the size of auste-nite grains before normalising achieves four degrees of ASTM scale (i. e. difference after hot deformation and eventuel recrystallization of steel) but this difference has practically no influence on the size of austenite grains at the normalising temperature and on the size of ferrite and pearlite grains in normalized steel. The size of these grains and the regularity of the microstructure of normalized steel depend on the form of niobium at the beginn-ing of normalising, i. e. whether it is in solid solution or in fine uniformly distributed precipitates. Inhibition influence of nobium on the grain growth is greater and the influence on the formation of uniform ferrite-pearlite microstructure of normalized steel is more favourable if niobium is finely precipitated before normalising. During normalising, the grains grow and the precipitates are rearranged so that the precipitates in the steel which vvas precipitation annealed before normalising and in the steel vvhich contained niobium in solid solution are of the same size and similarly distributed. Nevertheless, the precipitates vvhich vvere formed during heating at lovver temperatures preserve their favourable influence on steel. Hot deformation of steel vvith one blovv, and the eventuel static recrystallization of steel after the deformation do not cause precipitation of niobium carbonitride in such an extent that hardness vvill be increased during precipitation annealing (about 0.01 % Nb). Various temperatures of deformation and keeping steel at the temperature of deformation betvveen 900 and 1100° C up to 10 minutes proved to have practically no influence on the steel hardness after normalising. The results of this investigation, if hardness, and microstructure are taken as the measure, lead to the con-clusion that the low temperature of the end of vvorking niobium microalloyed steel can be substitutted vvith final vvorking at higher temperature, vvith suitable cooling and precipitation annealing, if steel semiproducts or structures are to be normalized. 3AKAKMEHHE npHBeAeiibi onbiTHbie pe3yAbTaTbi nccAeAOBanHa OAHOCTyneHKAY 1300 H 1700° C. Oopa3m>i B3HTbie aah BbinoAHeHiia Ae4>opmamiii Sbiah ^actbio noA-BeprHyTbi AHcnepcilOHHOM ot^Ktirv h nocAe 3Toro Hop.ua.uooBaiii.i. HccAeAOBaime oSpaaijoB BbinoAiieno c onTimeciaiM ii 3AeicrpoHHbiM MHKpocKonoM, onpeAeAeHa TaiOKe TBepAOCTb. Pe3yAbTaTM paGoTbi noKa3aAii, hto ncahmhiia aycTeHtiTHHx 3epeH ao HopMaAH3auini ao 4-ro KAacca no CKaAe ACTM (pa3inma b BeAHHHHe 3epeH noc.ve ropsraeii AeopMamiH H B03M05KHaa peKpiiCTaAAH3ai(iiH CTaAH) npaK-THMecKii 6e3 bahhhhh Ha EeAnqiniy ayc'reHHTHLix 3epeH npii T-pe HopMaAH3aumi ii BeAIIHHHe (J)eppiITHbIX H nepAHTHHX 3epeH b Hop-MaAH30BaHHOH CTaAH. BeAHIHHa 3thx 3epeH h peryAHpHOCTb MHKpo-CTpyKTypbI H0pMaAH3OBaHH0H CTaAH 3aBHC5IT OT COCTOHHHH b KOTO-pbiM HaxoAHAca hhoShh b MOMeHT ha^aAa HarpeBa aas BbinoAHeHHH HOpM3.\H3aiIHH, t. e. B TBepAOM paCTBOpe HAH B cjiop.ue MeAKHX, paBHOMepHO pacn0A0>KeHHbix BbiAeAeHHax. 3aMeAAHTeAiHoe BAiismiie hiioShs Ha pocT 3epeH h ero BAHHHHe Ha o6pa30BaHHe paBHOMep-HOH (fieppHTO-nepAHTHOH MIIKpOCTpyKTypbI HOpMaAH3OBaHH0H CTaAH vbeahmeho, ecAii hho6hh ao hopmaah3anim b 4>opMe meakhx BbiAe-AeHHil. B TeqeHHH HopMaAH3aiiHH HacTynaeT o6"beMHoe yBeAHHeHiie h neperpynnnpoBKa BbueAemiH, TaK hto npaBHAbHoe pacnoAOJKemie h BeAumma BMAeAeHHii noAyieHoe AVcnepcnoHHhiM OTacuroM craAii AO H0pMaAH3aUHH OAHHaKOBa C MIIKpOCTpyKTypOH BblAeAeHHH CTaAH B KOTOpOH HH06HH HaXOAHACfl b TBepAOM pacTBope. HeCMOTpSI na 3to, oAaroiipnsmioe BAiiHHHe Ha CTaAb coxpamiAH BbiAeAemia, ko-Topue 06pa30BaAiicb HarpeBaHHeM npH 5oAee hh3koh T-pe. Tops^aa AeopMaitH5i CTaAH c oahhm yAapoM h bo3mo^kho nocAe-AyioinaH CTaTHiecKaa peKpHCTaAAioamis CTaAH He BM3biBaiOT BbiAe-AeHHe Kap5oHHTpiiAa hiioShh b Taicofi Mepe, »itoSu oka3aaacb bo3mow-nocTb ero bahhhhh na noBbimeHiie TBepAOCTH CTaAH npn AHcnep-chohhom OTJKiire (npuSA. 0,01 % Nb). Pa3AHMHaa t-pa AecfiopMaiiHH h 3aAep>KiiBaHiie CTaAH npH T-pe AeopMamin 900—1100° C b TeieHHH 10 mhh. npaKTimecKH He bahhct Ha TBepAHOCTL CTaAH noc.ve HopMa-AH33IIHH. H3 pe3yAbTaTOB 3TOH paČOTbl, npii yqeTe TBepAOCTH II MHKpO-CTpyKTypbi KaK KpiiTepneB aah oijeHKH, mojkho noABecTH CAeAyio-mee: hh3k\to T-py npH KOHiie nepepa6oTKH miikpociiaobhoh c hho-6neM CTaAH mo>kho 3aMeHHTb c o6pa6oTKoS npii SoAee bmcokoh t-pe npHMeHHB cooTBeTCTByiomee oxAaacAeHHe h AHcnepcHOHHbift otjkht b CAVMae HaA06H0CTH no HopMaAH3aiiini noAynpoAyKTOB hah b ot-AeAbHbIX KOHCTpyKIJEHii. Hladno preoblikovanje kovin v industriji avtoelektrike UDK: 669-124.3 ASM/SLA: F, 1—67 B. Brezigar, I. Kenda, I. Kodrič, Z. Repič Uvedba tehnologije hladnega preoblikovanja v industrijo avtoelektričnih izdelkov je zahtevala intenzivno delo na treh področjih: materiali in toplotna obdelava, orodja in faze izdelave ter površinska priprava. Članek nam poleg opisa tehnologije podaja predvsem nekaj praktičnih izkušenj s tega področja. Pojavlja se potreba po organiziranem sodelovanju proizvajalcev surovin, izdelovalcev orodij in predelovalcev, ker bi lahko na ta način najlaže premostili začetne težave. Industrija avtoelektrike je zasledovala izdelavo sestavnih delov drugod po svetu že od vsega začetka proizvodnje. Tako so se v začetku šestdesetih let začeli pojavljati v avtoelektričnih agregatih nekateri sestavni deli, ki so bili izdelani s hladnim stiskanjem. Uvedba takih delov je pomenila poenostavitev in izboljšanje konstrukcije. Zato smo tudi pri nas polagoma začeli razmišljati o tem. Vendar pa pogoji v šestdesetih letih za uvedbo te tehnologije pri nas niso bili dovolj zreli. Naša proizvodnja je razmeroma majhna, saj je pač rasla skupaj z domačo motorno industrijo. Serije posameznih izdelkov so bile majhne, izdelki so se med sabo močno razlikovali. Prav tako pa tudi nizka akumulativnost ni dovoljevala večjih vlaganj v raziskavo in preizkušanje novih tehnologij. Za uvedbo hladnega kovanja pa je bilo treba izpolniti nekaj pogojev, od katerih je rentabilnost eden najvažnejših. S projektom izgradnje obrata za proizvodnjo zaganjalnikov za osebna vozila, ki ima kapaciteto pol milijona izdelkov na leto, je bila izpolnjena večina teh pogojev. Poenotena konstrukcija izdelkov z enakimi sestavnimi deli je dala rentabilno letno količino hladno kovanih delov. O plasmanu odkovkov izven naše delovne organizacije takrat nismo razmišljali, saj nismo vedeli, koliko časa bodo trajale »otroške bolezni« nove tehnologije. Obenem pa sorodne industrije niso kazale preveč zanimanja za hladne odkovke. Obseg nove investicije je tudi omogočil nakup potrebne opreme in orodij, saj so pri tej tehnologiji že na začetku potrebna velika kapitalna vlaganja. Brezigar Boris, met. teh. — tehnolog termične obdelave in hladnega preoblikovanja. ISKRA Nova Gorica Kenda Ivan, dipl. inž. — tehnolog hladnega preoblikovanja. Kodrič Ivan, inž. — projektant, vodja skupine. Repič Zvonko, dipl. inž. — direktor TOZD MZ. Da smo se tako odločili, je mnogo prispeval tudi pokojni dipl. ing. Marjan Lavrenčič, dolgoletni vodja tehnološkega razvoja kranjske Iskre in predavatelj na Fakulteti za strojništvo. Prenesel nam je svoje izkušnje in pomagal navezati stike z nosilci te tehnologije v tujini. Ko je bila sprejeta odločitev za novo tehnologijo, smo začeli intenzivno delati na treh bistvenih področjih: 1. materiali in toplotna obdelava 2. orodja in faze izdelave 3. površinska obdelava Kar se tiče izbire stiskalnic in stroja za sekanje surovcev, smo se naslonili na izkušnje in sugestije izbranega dobavitelja, saj sami na tem področju nismo mogli dobiti podatkov pri uporabnikih. Pričujoči prispevek smo zato tematsko razdelili na omenjena področja, pri čemer je vsak član našega tima obdelal svoje področje. Poudariti velja, da nimamo namena ukvarjati se splošno s hladnim stiskanjem jekla in teoretskimi osnovami, saj je o tem že napisano mnogo knjig in člankov, zlasti v tuji literaturi. Naš namen je opisati probleme in rešitve pri izdelavi hladno kovanih delov za naše izdelke ter opozoriti na nujnost tesnejše povezave vseh, ki sodelujejo v tem procesu: železarji, proizvajalci opreme, orodjarji, proizvajalci kemikalij in predelovalci. Materiali Materiale za hladno oblikovanje delimo v tri glavne skupine: a) jekla, primerna za sestavne dele, ki naj imajo minimalno preoblikovalno trdnost kf, z malo ali nič poudarka na mehanski trdnosti. Sem štejejo najmehkejša jekla z največ 0,1 °/o C in minimalno vsebnostjo drugih elementov; b) jekla, kjer je potrebno s hladno deformacijo doseči večjo mehansko trdnost. To so jekla z okoli 0,1 % C in 0,5 % Mn, ki lahko po stiskanju dosežejo natezno trdnost do 625 N/mm2; c) jekla za sestavne dele, ki morajo vzdržati velike obremenitve. Ta jekla morajo poleg zadovoljive preoblikovalnosti imeti tudi zadostno vsebnost ogljika in legirnih elementov. Te sestavine omogočajo doseganje zadovoljive trdnosti, žilavo-sti in odpornosti proti obrabi, seveda s primerno toplotno obdelavo po hladnem stiskanju. ZEZB 11 (77) št. 1 Hladno preoblikovanje kovin v industriji avtoelektrike Naši hladno stiskani deli spadajo v prvo in tretjo skupino. Za dele, kjer mehanske lastnosti niso bistvene, uporabljamo jeklo JMP 10. Za dele, kjer zahtevamo določeno trdnost in odpornost proti obrabi, uporabljamo jeklo Č 4320. Jeklo JMP 10 je za naše potrebe razvila Železarna Jesenice iz standardnega jekla Č 1121. Omenjeno jeklo ima nižjo vsebnost ogljika C, Si, P in tudi ostalih spremljajočih elementov ter nekovinskih vključkov. Je posebej pomirjeno in odporno proti staranju. Dobavno stanje je normalizirano in hladno vlečeno v toleranci h 11. Valjan material zaenkrat ne pride v poštev, ker bi se surovci preveč razlikovali v teži. V dobavnih pogojih so definirane tudi mehanske lastnosti in preoblikovalna sposobnost. Dobavljeno jeklo trenutno zadovoljuje glede kvalitete, doseči pa bo treba še nižjo preoblikovalno trdnost. Specializirani proizvajalci takih jekel v tujini so že razvili posebna jekla z veliko preoblikovalno sposobnostjo (v Nemčiji Ma 6, v Italiji Ca 10). Posebne zahteve pri teh jeklih se postavljajo za oksidne in sulfidne vključke ter vsebnost Cr in Cu. Dalje se zahteva dobra kvaliteta površine, da pri velikih deformacijah ne pride do razpok. (Manjša globina risov kot po JUS, brez uvaljane škaje). Za trdnostno in površinsko obremenjene dele uporabljamo jeklo č 4320. Te dele smo prej izdelovali na stružnih avtomatih iz paličnega jekla kvalitete Č 4721 z dodatkom žvepla. To jeklo pa za hladno stiskanje naših delov ni posebno primerno, ker ima previsoko deformacij sko trdnost. Zato smo preizkusili ter ucotovili, da ustreza jeklo Č 4320. Ravnokar potekajo nadaljnji preizkusi, da bi jeklo Č 4320 zamenjali z jeklom Č 4120, ki ima boljšo preoblikovalnost. Razliko v mehanskih lastnostih pa bi nadoknadili z boljšo toplotno obdelavo po stiskanju. Slika 1 Retortne peči za toplotno obdelavo odkovkov Fig. 1 Retort furnaces for heat treatment of eold formed parts Toplotna obdelava Opremo za toplotno obdelavo stiskancev (slika 1) nam je dobavila firma Aichelin in sestoji iz dveh vertikalnih retortnih peči, ohlajevalne naprave, naprave za vakuumiranje in razvijalca zaščitnega plina. Peči in razvijalec so kurjene s plinom. Retorte so opremljene z ventilatorji za mešanje atmosfere, da je izenačevanje temperature hitrejše. Peči krmili programski regulator, ki omogoča poljubno hitro ohlajanje šarže. Maksimalna teža šarže je 1200 kg. Šaržo pred segrevanjem vakuumiramo in nato uvajamo zaščitni plin. V pečeh se izvaja segrevanje, zadrževanje na temperaturi in kontrolirano ohlajanje, v hladilni napravi pa se nadaljuje nekontrolirano ohlajanje. Izvajamo tele postopke: mehko žarjenje, vmesno žarjenje in normalizacijo. Mehko žarjenje je sorazmerno draga operacija, zato običajno ne žarimo jekla do popolne sferoidi-zacije, razen v primerih, ko je preoblikovalna trdnost materiala na meji vzdržljivosti orodja. Sferoidizacijo izvajamo s segrevanjem na 690° C, zadrževanjem 4 ure na tej temperaturi in ohlajanjem. Č 4320 ohlajamo kontrolirano na Slika 2 Struktura jekla JMP 10 po sferoidizaciji povečava 500 X 500 X Fig. 2 Structure of JMP 10 steel after spheroidisation. Magnification. Slika 3 Struktura jekla Č 4320 po sferoidizaciji povečava 500 x 500 x Fig. 3 Structure of C 4320 steel after spheroidisation. Magnification. 2EZB 11 (77) št. 1 550° C s hitrostjo 15° C/h, naprej pa ohlajamo nekontrolirano. Jeklo JMP 10 ohlajamo nekontrolirano direktno z žarilne temperature. Medfazno žarjenje, oziroma rekristalizacijo izvajamo na temperaturi 670—690° C. Naj omenimo še, da zadnjo fazo dela, lonček pred reduciranim vlekom, žarimo na boljšo obde-lovalnost in ne na najboljšo preoblikovalnost. Vzdržljivost orodja je kljub temu zadovoljiva, odrezovanje pa tudi ne dela težav. Orodja in faze izdelave Vhodni material za odkovek ima razumljivo najvažnejšo vlogo na začetku procesa projektiranja orodja — to je pri določevanju načina preoblikovanja, števila preoblikovanih stopenj ter potrebnega števila medfaznih žarjenj. Osnovne podatke dobimo iz krivulje deformacijske trdnosti materiala. Te vrednosti nato vskladimo s predhodnimi praktičnimi izkušnjami o vedenju materiala in silami, ki se pojavljajo pri različnih postopkih preoblikovanja. Zaradi zahtevnega in razvejanega raziskovalnega dela, ki je potrebno v tej fazi dela, predvsem, ker si pri nas tehnologija hladnega preoblikovanja šele utira pot v industrijsko proizvodnjo, smo se že zgodaj povezali z nosilci ustreznih smeri na Fakulteti za strojništvo v Ljubljani, z Metalurškim inštitutom ter Slovenskimi železarnami. Že od vsega začetka smo naleteli na veliko razumevanje in podporo. Eden prvih rezultatov takega načina dela so poleg razvoja domačih jekel za preoblikovanje tudi raziskave, ki jih je za našo tovarno opravil Dr. Kveder z Metalurškega inštituta v Ljubljani. Trdote H V10 I I do 140 140-160 160 - 180 180 - 200 200-220 220-240 240-260 Slika 5 Utrditev materiala na prerezu pesta sklopke Fig. 5 Work hardening of material on the cross section of the barrel | | 200-220 |H 220-240 m 240-260 ■ 260-280 Slika 4 Prikaz utrditve materiala na zobu pastorka po predhodnem preoblikovanju Fig. 4 Presentation of the work hardening of material on the pinion tooth after preliminary forming Raziskave vzrokov pogostih lomov orodja, prikazanega na sliki 8, metalografskih posnetkov, ki so vključeni v ta prispevek, posebej pa še grafično zelo dognan prikaz porazdelitve trdot po stiskanju na naših zahtevnejših odkovkih (sliki 4 in 5) nam predstavljajo trdno osnovo za razjasnitev številnih, čisto praktičnih težav v proizvodnji. Preoblikovalne lastnosti materiala, ki nam ga dobavlja Železarna Jesenice, so dokaj dobre, predvsem pa je kvaliteta glede na preoblikovalnost večji del na enaki višini. Tega pa ne moremo trditi za kvaliteto obdelave vlečenih palic. Napaki v materialu (slika 6), predvsem zavaljanost, povzročata Slika 6 Napaki v materialu: zavaljenost in ostanek Iukerja Fig. 6 Faults in material: overlapping, sink hole remnant C. 4320 Trdota HV 10 2EZB 11 (77) št. 1 Hladno preoblikovanje kovin v industriji avtoelektrike resne težave pri preoblikovanju. Surovec je seveda izmeten, poleg tega pa pretrgana fosfatna in mazalna plast na razpoki povzročita takojšnje lepljenje materiala na matrico. Pri materialih za orodje smo v večini vezani na materiale točneje na orodna jekla, ki so trenutno na zalogi pri trgovski mreži. Posebno na področju razvoja hitroreznih jekel, primernih za hladno preoblikovanje, je skrajni čas, da se z usklajeno akcijo pri razvoju teh jekel med železarnami in predelovalno industrijo zagotovi nemoten razvoj tehnologiji hladnega preoblikovanja. Orientacija na uvožene materiale in dele orodij ne sme postati dolgoročna rešitev. Konstrukcija, izdelava ter vzdrževanje orodja so vsekakor ključne točke pri procesu hladnega preoblikovanja. »Predimenzioniranja orodja«, za katerim se lahko skrije tudi nedodelana konstrukcijska rešitev, pri mnogih orodjih za hladno kovanje, enostavno ni mogoče uporabiti. Specifične obremenitve kritičnih delov orodja so mnogokrat tako visoke, da je le deset odstotkov razlike med delovnimi obremenitvami in obremenitvami, ki povzročajo lom orodja. Nekih splošno veljavnih pravil pri konstruiranju orodij, posebno večsto- P 100 842 601*613 iso Iti Cft Por. 10! Distancnik Č 3840 HRc SSiSS " 201 Dlstaninik C 3840 HRc 56*58 " 202 Distančnik C 3840 HRc 58 60 " 203 Itodilno puia Č 4320 HRc 62" " 206 Snermlna plošča Č 4320 HRc 62-2 HRc 62*64 HRc6H63~ " 207 P) Stil C 7600 • 2061 Matrica C 7660 " 20812 Krčni obroč C 4751 HRc 46*46 ' 209 Protipetre C 7680 HRc 60.62 ' 107 Distancnik C 3840 HRc 56*58 " 108 izmetoč C 6444 HRc 59* 61 " 109 Distancnik Č 3840 HRc 56*58 penjskih, ni mogoče utrditi. Edino, kar lahko z gotovostjo pričakujemo, so težave z novim orodjem pri poizkusni proizvodnji. Postopek hladnega preoblikovanja je sicer posebno v tuji literaturi zelo dobro teoretično obdelan, tudi v domači raziskovalni dejavnosti je opaziti nekaj tehtnih prispevkov, vendar nam lahko teoretične raziskave dajejo le splošne smernice. Izkušnje in praktični rezultat v proizvodnji pa dajo dokončno sodbo o novi konstrukciji. Na (sliki 7) je prikazana konstrukcija za — lahko bi rekli — klasičen način hladnega preoblikovanja, protismerno iztiskanje materiala. Na sestavnici so vneseni materiali, ki jih najpogosteje uporabljamo. Osvajanje tehnologije izdelave orodij zahteva velika vlaganja v strojno opremo ter sposobne strokovnjake. Zasluga teamskega dela je, da nam je uspelo v razmeroma kratkem času toliko osvojiti tehnologijo izdelave orodij, da v domači orodjarni izdelujemo vse, tudi najzahtevnejše dele orodij. Priznati pa moramo, da nam je slaba kvaliteta domačih jekel nekajkrat predstavljala nerešljiv problem. Ker smo mnogokrat prisiljeni kupovati hitrorezna jekla od trgovske mreže celo brez atestov, je seveda kvaliteta teh jekel temu primerna. Slabi kvaliteti materiala se pridruži se nezanesljiva termična obdelava, ker v lastni tovarni še nimamo kalilnice za hitrorezna jekla. Napake se nato največkrat pokažejo šele v proizvodnji, ko se po nekaj udarcih na stroju orodje zlomi ali defor- Slika 7 Tipično enostopenjsko orodje za protismerno iztiskanje Fig. 7 Typical one-station tool for backward extrusion Slika 8 Zlomljen oblikovni pestič. Vzrok je nepravilna porazdelitev karbidov v jeklu Fig. 8 Broken forming punch, caused by irregular distribution of carbides in steel mira (slika 8). Vse to izredno podraži izdelavo, in kar je najtežje, povzroči zastoje v proizvodnji. V takih primerih smo prisiljeni iskati kratkoročne rešitve z naročanjem delov orodij v tujini, kjer nam lahko zagotovijo neoporečen material in termično obdelavo, prilagojeno potrebam orodij za hladno preoblikovanje. Pri vtečenih orodjih postopoma zamenjujemo hitrorezna jekla s karbidnimi trdinami in smo ob dobrem sodelovanju domače industrije dosegli že lepe uspehe. Ž.EZB 11 (77) št. 1 Površinska obdelava Površinska obdelava stiskancev je zelo važna, saj je prav razvoj primernih mazil poleg ustreznih materialov za orodja največ pomenil za razvoj tehnologije hladnega kovanja. Priprava površine sestoji iz fosfatiranja in nanosa mazalnega filma. Izbira maziva je po naših izkušnjah odvisna predvsem od stopnje deformacije in od oblike preoblikovanca. V proizvodnji uporabljamo za mazanje milo na stearatni bazi ter tekoče in suho mazivo na osnovi molibdenovega disulfida. Omenjeno milo se kot mazivo najbolj pogosto uporablja, pri zahtevnih delih pa je njegova uporabnost omejena z velikimi površinskimi tlaki in temperaturo, ker prihaja do trganja mazalnega filma. Druga nevšečnost pa je nabiranje odvečnega mila v zaprtih delih orodja, kar zahteva pogosto čiščenje orodja. Uporaba mila se je pokazala zelo ugodna pri reducirnem vleku in nakrče-vanju z manjšo deformacijo. Težje probleme smo uspeli rešiti z mazivi na osnovi MoS 2. Ta maziva dobro mažejo tudi notranje površine votlih delov, prebitka maziva v orodju pa enostavno rešujemo z odpihovanjem. Na ta način smo uspeli zmanjšati eksplozije maziva, ki so se pojavljale pri protismernem stiskanju lončka in so neugodno vplivale na orodje in stroj. Izkušnje so tudi pokazale, da kombiacija moli-kota in ustreznega olja ne pride v poštev tam, kjer so matrice deljene. Zaradi visokih tlakov pronica olje med sestavljene matrice in jih odpira. Lep primer pravilne izbire maziva in postopka mazanja imamo pri oblikovanju pesta sklopke: (slika 9). Z običajnim načinom mazanja je stalno prihajalo do trganja materiala pri dnu profila, s posebnim postopkom mazanja pa je problem odpadel. Površinsko obdelavo izvajamo v bobnih na napravi domače izdelave. Dobavitelj na žalost še ni uspel usposobiti naprave za avtomatsko obratovanje, kar je pogoj za enakomerno kvaliteto. Zato delamo ročno, so pa rezultati malo slabši. Pogosto T T O Slika 9 Izbira pravilnega načina mazanja je odpravila razpoke na dnu profila Fig. 9 Correct lubrieation eliminated cracks in the section base pa kontroliramo izrabljenost posameznih kopeli in temperaturo. Uporabljamo kemikalije domačih proizvajalcev za fosfatiranje, pri mazivih pa smo vezani na uvoz. Strojna oprema Za sekanje surovcev imamo posebne avtomatske škarje firme Komatsu Maypres. Škarje imajo priključen šaržer za palice in sortirno napravo za izločanje koncev palic. Hitrost odrezavanja je večja kot pri mehanskih stiskalnicah, zato je odrez bolj paralelen in točnejši. K boljšemu odrezu pripomore tudi pravilno izbran vhodni material: vlečena in normalizirana palična jekla. Na škarjah dosegamo precejšnjo točnost pri teži surovcev. Tako znaša toleranca pri 325 g težkem surovcu le + 0,5 g. Taka točnost je pri zaprtem preoblikovalnem orodju neobhodno potrebna. Vzdržljivost odreznih orodij je primerna, dosegamo okoli 40.000 kosov na eno brušenje. Za stiskanje uporabljamo dve 630-tonski trans-ferni stiskalnici. Stiskalnici sta izvedeni z Mayevo kinematiko, ki omogoča manjšo hitrost paha v delovnem hodu, medtem ko je hitrost paha v praznem hodu pospešena. Na ta način so precej optimalno združeni velika produktivnost stroja in dobri pogoji za tečenja materiala. Stiskalnice so opremljene z izmetači v mizi in v pahu. Postopek stiskanja je avtomatski, transport obdelovancev, gibanje paha in izmetačev so enotno krmiljeni. V krmilni krog so vključena varovala na vseh postajah, ki preprečujejo lom orodij zaradi nepravilnega transporta ali drugih motenj. Stiskalnice so opremljene z indikatorjem obremenitve, ki je v praksi zelo koristen pokazatelj spremenjenih pogojev stiskanja. Proti preobremenitvi so stiskalnice zavarovane s hidravlično Slika 10 Orodni prostor stiskalnice OKN 630 z vgrajenim trosto-penjskim orodjem Fig. 10 Tool seat in OKN 630 extrusion press with built-in three--station tool ZEZB 11 (77) št. 1 Hlaanu preoblikovanje kovin v industriji avtoelektrike varovalno napravo. Trenutno delamo na stiskalnicah z eno-dvo in trostopenjskimi orodji, možno pa je vgraditi tudi petstopenjsko orodje (slika 10). S povečanjem stopenj postane urejanje stroja izredno zahtevno in občutljivo, zanesljivost obratovanja pa pade. Zaključek Naš oddelek hladnega stiskanja danes kljub številim težavam redno dobavlja odkovke za našo proizvodnjo avtoelektričnih agregatov. Težišče dela je sicer na jeklenih odkovkih, izdelujemo pa tudi stiskance iz aluminija in bakra (slika 11). Vendar problematika pri neželeznih delih še daleč ni tako obsežna kot pri jeklu. Trenutni obseg proizvodnje v oddelku hladnega oblikovanja znaša cca. 150 ton jeklenih odkovkov in cca. 30 ton Al in Cu delov na leto. Za konec bi radi omenili še: potrebno je v državnem okviru ustanoviti telo, ki bo skrbelo za povezavo vseh udeležencev, katerih prispevek je pomemben za uspeh hladnega kovanja. Povezati bo treba univerze, proizvajalce surovin, proizvajalce orodij, proizvajalce opreme in predelovalce. Večina industrijsko razvitih držav ima taka telesa, ki so včlanjena v mednarodni grupi za hladno kovanje s sedežem v Parizu. ISKRA nova gorica Slika 11 Izbor hladnih stiskancev Fig. 11 Selection cf cold formed parts V okviru te grupe si izmenjujejo izkušnje in izdajajo posebni standardi, ki olajšujejo reševanje problemov. Verjamemo, da bi z organiziranim sodelovanjem laže prebrodili začetne težave, saj skupaj z nekaterimi drugimi podjetji orjemo ledino na področju masivnega stiskanja jekla v Jugoslaviji, če izvzamemo proizvodnjo vijačnega materiala, ki je specifična. ZUSAMMENFASSUNG Grosse Serien ahnlicher Erzeugnisse haben die Ein-ftihrung der Kaltverformungstechnologie in unserer Pro-duktion ermoglicht. Fiir Teile wo mechanische Eigenschaften nicht von wesentlicher Bedeutung sind, wird der Stahl JMP 10 an-gewendet, Teile wo eine hohere Festigkeit und Abriebfe-stigkeit verlangt wird, werden aus einem CrMn Einsatz-stahl Č 4320 geformt, beide Stahlsorten sind kaltgezogen. Die Warmebehandlung der Presslinge wird in einer Schutzgasatmosphare in einem senrechten Retortenofen durchgefiihrt. Das Weichgliihen wird bei einer Temperatur von 690° C und langsamer Abkiihlung bis 550° C, und die Zwischen-gliihung auf einer Temperatur von 670 °C bis 690 °C durchgefiihrt. Die Verformungseigenschaften des Materials sind zu-friedenstellend. Schvvierigkeiten verursacht eine unste- tige Oberflachenbeschaffenheit der gezogenen Štabe. Die Werkzeuge sind aus einheimischen Werkzeugstahlen gefertigt, und die Gesamtwerkzeugfertigung ist in der eigenen Werkstatt eingenommen vvorden. Ein qualitatsmassiges Schmieren ist fiir ein erfolg-reiches Verformen von entscheidender Bedeutung. In der Produktion wird Seife auf Stearatbasis und ein fliessendes und ein trockenes Schmiermittel auf Grund des Molibdan-disulfides angevvendet. Die Anvvendung der Seife ist durch die hohen Oberflachenspannungen und hohe Temperatur begrenzt. Um die Anfangsschwierigkeiten leichter zu iiber-briicken, ware es notig, die Hersteller der Rohstoffe und der Werkzeuge, die Verarbeiter und die Universitaten enger zu verbinden, um die Probleme zusammenstimmend zu losen. SUMMARY Great series of similar products enable to introduce cold forming also in this industrial branch. For parts where mechanical properties are not essential JMP 10 steel is used while parts with higher demands for strength and wear resistance are made of Č 4320 steel. Both steel quali-ties are cold drawn. Heat treatment of extruded parts takes plače in vertical retort furnaces in controlled atmos-phere. Spheroidation is achieved at 6900 C with consequent slow cooling to 550° C and intermediate annealing between 670 and 690° C. Workability of material is satisfactory, difficulties occur because of inconsistent quality of treated drawn bars. Tools are made of domestic tool steel, and thev are completely manufactured in our own tool plant. Correct lubrication is essential for successful working. Stearate soap, and liquid and solid lubricants of molybde-num bisulphide are used. Application of soap is limited with high surface pressures and temperature. In order to overcome initial difficulties more successfully, coordinate cooperation between the university institutions, raw material producers, tool makers, and steel consumers is de-manded. 2EZB 11 (77) šft 1 3AKAIOTEHHE BoALLUne cepuH noAo6nbix h3A£Ahh ua\i a^aii bo3mohchoct& BBecTii b Harne np0H3B0ACTB0 TexnoAornio xoaoahoh aec^opMamm. AeTaAH, npii K0T0pbix MexammecKiie CBOHCTBa ne npeACTaBAHioT cymecTBeHHoe 3Hanenne ii3rotoba5iiotc$i 113 ct3ah MapKH JMP 10, me^cav tem aah actaaeii noBbimeHHoii bh3koctii ii h3hococtohkocth cay>kht cTaAb MapKH č 4320. 06e MapKH cTaui noABepraioTca xoaoa- HOM BOAOMeilHIO. TepMHMecKaa o6pa6oTKa npeccoBanHbix iipoavktob BbinoAHJieTCH b 3amHTHOH aTMOc4>epe b BepTHKaAbHbix peTopTHbix neMax. CcJ>epo-AHsamiH Bbino-VHHAacb npn t-pe 690°, MeAAeHHoe oxAa?KAeHHe ao 550°, a oT/KHr npn AaAbHenineH oOpaSoTKH npn r-pax 670—690° C. CnocoSnocTb MaTepnaAa k Ae4>opMamni vAOBAeTBopuTeAbiia; 3a-TpvAHeHHe npeACTaBAaeT TOAbKO HenocTOHHHGCTfe KaqecrBa o5pa- SOTKH BOAOHH AbH bi X npyTKOB. HHCTpYMeHTbI H3rOTOBAeHbI H3 AO-MamHeft HHCTpyMeHTaAbHOH CTaAH, TaK?Ke npHroTOBAeHHe HHCTpyMeH-tob ycb0eh0 b AOMaiUHeM Hexe. CymecTBeHHoe 3HaMeHiie aah aocth^cchhh xopoinoH AeKAY yiiHBepcHTeTOM, npoii3Bo-AHTeAHMIi CbipbH H HHCTpyMCHTOB, TaKJKe H C BbinOAHHTCAHMH ne-pepaČOTKH H, TaKHM 06pa30M COBMeCTHHM COTpyAHHMeCTBOM BbinOA-HHTb B03HHKHIHe BOnpOCbl. Korozijska odpornost CORTEN UDK: J^klO (nadaljevanje) Neža Exel Navedeni so rezultati nadaljevanja korozijskih poizkusov, t. j. izgube debeline po 3,4 in 6 letih atmosferske izpostave za domače in italijansko jeklo v ljubljanski, bohinjski in kranjski atmosferi in rezultati novih poizkusov z določanjem izgube debeline po načinu z odtapljanjem. 1. UVOD Konec maja 1970. leta smo pričeli s korozijskimi poizkusi nizko legiranega jekla, ki je odporno na atmosfersko korozijo in je znano pod imenom »corten« ali »jekor«. V članku iz 1. 19731 smo objavili rezultate dvoletne korozije domačega jekla v ljubljanskem in bohinjskem ozračju in enoletne rezultate italijanskega jekla v Kranju. Iz navedb v članku je razvidno, da je bila korozijska izguba debeline domačega jekla po dveletni izpostavi v Ljubljani 0,09 mm, v Bohinju pa 0,065 mm. V Kranju je bila enoletna izguba debeline italijanskega jekla izražena kot povprečje iz vzorcev treh fasadnih strani, 0,064 mm. Debelino vzorcev pred korozijo in po njej smo v teh poizkusih določali v prečnih metalografskih obruskih. 2. Nadaljevanje poizkusov Korozijske poizkuse z vzorci domačega jekla smo v Bohinju nadaljevali do skupno treh let, v Ljubljani do nekaj več kot šest let; poizkuse z italijanskim jeklom v Kranju pa delamo 4 leta. Vzorci domačega jekla so bile ploščice 10xl0x X0,2 cm. Rezultati nadaljevanja so za domače jeklo prikazani na sliki 1 kot izguba debeline in globina največjih zajed. Metalografsko določena izguba debeline je po 3-letni izpostavi v Bohinju dosegla 0,06 mm, v Ljubljani pa po 6 letih okrog 0,13 mm. Po šestih letih se je korozija v Ljubljani praktično ustavila. Na sliki 2 so prikazane krivulje izgub debeline za fasadno oblogo iz italijanskega jekla v Kranju za dobo okrog 4 let. Izgube so posebej navedene za severno stran, kjer je korozija največja, za pročelje, kjer je najmanjša in kot povprečje treh strani. Povprečje izgub je znašalo do marca 1976. leta okrog 0,11 mm. Krivulje kažejo jasno zmanjševanje korozije s časom. V sliki 3 je prikazano Neža Exel, dipl. inž., Zavod za raziskavo materiala in konstrukcij napredovanje korozije po letih v prečnih metalografskih obruskih iz vzorcev pročelja. Vzorce za meritve jemljemo na najvišjem robu fasade, t.j. pod streho, kjer je garažna ploščad. Streha je dvignjena nad fasado, tako da je ploščad s strani odprta in izpostavljena zunanjemu zraku. Medtem ko je zunanja stran fasadnih plošč izpostav- DOMAČC JEKLO tm»1 a!ograf i k) način) m m 0,22 0,20 0,11 0.1 S 0,U 0.12 0,10 0,0 S 0,01 O.Oi 0,02 I 2 3 i S e 7111 Slika 1 Napredovanje izgub debeline in globine zajed s časom v ljubljanskem in bohinjskem ozračju Fig. 1 Increasing thickness losses and depths of notehes with time in the Ljubljana and Bohinj athmosphere ITALJANSKO JEKLO (mttalografski način) mm 0,16 0.U 0,12 0,10 0,08 0,06 0,04; 0,02 1 2 3 i Sltt Slika 2 Napredovanje izgub debeline s časom v Kranju Fig. 2 Increasing thickness losses with time in the Kranj atmosphere ZEZU 11 (77) št. 1 Korozijska odpornost CORTEN jekla ljena vsem vremenskim vplivom, je »notranja« izpostavljena zunanjemu zraku in njegovi vlagi ter izpušnim plinom, ne pa vplivu sonca in padavin. Ugotovili smo, da je »notranja« stran bolj korodirana kot zunanja — glej spodnji rob posnetka za 4 leta na sliki 3 (puščica!). Globina največje korozijske zajede dosega ca 0,18 mm. Pri metalografskem načinu določanja izgub debeline v teh poizkusih je bila povprečna prvotna debelina najprej merjena v obrusku še nekoro-diranega vzorca, kasneje pa smo največjo, še obstoječo debelino v vsakokratnem korodiranem stanju jemali kot prvotno, predpostavljajoč, da na vrhovih korozijskih zajed (katodah mikročlenov) še obstaja prvotna debelina. Ta način smo morali uporabiti zato, ker se je dogajalo, da smo po koroziji izmerili v obrusku večjo povprečno debelino, kot je bila prvotna, kar pomeni, da je izhodna debelina po vzorcu toliko variirala, da en obrusek za njeno določitev ni zadoščal. Način določanja izhodne debeline v obruskih smo imenovali 1. me-talografski način, za razliko od 2. načina, pri katerem smo izhodno debelino izračunali iz teže vzorca. 3. Novi poizkusi Ker smo hoteli metalografski način določanja izgub preveriti po metodi z odtapljanjem koro- - \f ■ . _ "V dolavno sfctnja. jotvailje. 4 Ufo Slika 3 Korozijske zajede v prečnih metalografskih obruskih iz fasadne pločevine debeline 2 mm iz vzorcev pročelja v Kranju Fig. 3 Corrosion pits in transversal metallographic samples of the 2 mm front sheets. Sample taken in Kranj zijskih produktov, smo januarja 1973. leta pričeli z novo izpostavo vzorcev domačega in italijanskega jekla, ki so bili vzeti iz iste pločevine (istih šarž) kot v prejšnjih poizkusih. Vzorci so bili ploščice 9x9x0,2 cm in smo jih izpostavili v Ljubljani, na dvorišču Zavoda za raziskavo materiala. Pri metodi z odtapljanjem najprej tehtamo ne-korodirane vzorce, torej v izhodnem stanju; po vsakem času korozijske izpostave se odstrani rja z odtapljanjem v inhibirani kislini in očiščene vzorce zopet tehtamo. Izgubo teže vzorca preračunamo v izgubo debeline; s slepim preizkusom se določi še odtapljanje samega jekla in to upošteva pri izračunu. V 3 letih (jan. 1973 — jan. 1976) smo štirikrat določili izgubo debeline, vsakič na 3 vzorcih obeh vrst jekel. Rezultati odtapljanja so navedeni v tabeli 1. Tabela 1 vzorec izguba debeline z odtapljanjem jekla po 8 mes. po 15 mes. po 27 mes. po 3 letih domače 0,061 mm 0,112 mm 0,142 mm 0,170 mm italijansko 0,060 mm 0,105 mm 0,129 mm 0,148 mm Kot je razvidno, daje metoda odtapljanja znatno večje izgube debelin, kot smo jih za enak čas dobivali z metalografskim načinom določanja. Za kontrolo smo po 3 mesecih (april 1976) ponovno določili izgube, pri čemer pa smo pred odtapljanjem odrezali komade za obruske. Na ta način smo od istih vzorcev dobili rezultate za metalografski način in odtapljanje. Pri metalografiji smo uporabili 1. in 2. način, ki je bil izvedljiv zato, ker smo imeli izhodne teže vzorcev, pa tudi izmere pred rezanjem in po njem za obruske. Iz teh podatkov smo izračunali povprečne izhodne debeline. V tabeli 2 navajamo rezultate izgub za 3,25 leta po vseh načinih. Tabela 2 vzorec izguba debeline po 3.25 leta jekla z odtapljanjem po 1. metal. nač. po 2. met. nač. domače 0,177 mm' 0,140 mm 0,170 mm italijansko 0,143 mm 0,113 mm 0,130 mm * z upoštevanjem rezultata tabele 1 dobimo povprečje 0.172 mm. Iz tabele 2 je razvidno, da je razlika v določanju izgub po obeh metalografskih načinih občutna: pri domačem jeklu daje 2. način za okrog 20 % večje izgube kot prvi, pri italijanskem pa za ca 15 %. Drugi metalografski način se bolj približa odtapljanju kot prvi. Odtapljanje daje pri domačem jeklu za 23 % večje vrednosti kot 1. metalograski način, medtem 2EZB 11 (77) št.. 1 ko razlika proti 2. metal, načinu ni pomembna; pri italijanskem jeklu daje odtapljanje za ca 27 % večje vrednosti kot 1. metalografski način in za ca 10 % večje kot drugi. Slabost metalografskih načinov je v malem vzorcu in negotovosti izhodne debeline. Pri načinu z odtapljanjem smo ugotovili, da izgube slepih preizkusov variirajo; pri domačem jeklu so te razlike majhne in praktično ne vplivajo na rezultat izgube, pri italijanskem (ki se bolj odtaplja) pa so večje in bi izguba debeline lahko bila tudi za nekaj odstotkov večja (5—6 %). Metoda odtaplja-nja se nam zdi pravilnejša. 4. Primerjava in tuji podatki Da bi mogli primerjati vse izpostave, smo me-talografsko dobljene rezultate korigirali na vrednosti, ki bi jih dalo odtapljanje in narisali krivulje na sliki 4. Iz teh krivulj je razvidno: — Italijansko jeklo daje pod enakimi pogoji za okrog 17 % nižje izgube debeline kot domače (glej krivulji 3 in 2), kar je verjetno pogojeno s pravilnejšo sestavo italijanskega jekla (1). — Na izgubo debeline vpliva koledarsko obdobje izpostave, kot kaže domače jeklo, izpostavljeno v Ljubljani: skupna izguba za 3.25 leta v obdobju 1973—76 (krivulja 2) je za okrog 25 % večja proti tisti iz obdobja 1970—76 (krivulja 1), kar bi kazalo na večjo agresivnost v zadnjih letih; morda pa se je pri izpostavi 1973—76, ki se je pričela pozimi (januarja), težje tvorila začetna zaščitna plast rje kot pri izpostavi 1970—76, ki se je pričela poleti (junija). — Pri domačem jeklu prve izpostave je v 6 letih prišlo do praktične zaustavitve korozije s skupno izgubo debeline ca 0,15 mm. Pri drugi izpostavi — krivulja 2 — bo zaustavitev nastopila šele pri večji izgubi debeline. Pri italijanskem DOMAČE IN ITALJAN SKO JEKLO fodtapljanjš) Op.: pri krivuljah (T)in © so met alograftk o določene mm izgube korigiran9 na odtapljanje 0,11 o, te 0,U 0,12 0,10 0,0» 0,06 0,04 0.02 1 2 3 4 5 6IH Slika 4 Napredovanje izgub debeline s časom v Ljubljani in Kranju Fig. 4 Increasing thickness losses vvith tirne in Ljubljana and Kranj jeklu v Kranju — krivulja 4 — se po 4 letih že kaže zaustavljanje korozije pri izgubi okrog 0,14 mm, v Ljubljani pa bo tudi nastopilo šele po večji izgubi — krivulja 3. Za splošno presojo velikosti izgub debeline navajamo nemške podatke, ki veljajo za korozijske izpostave v mestih Gelsenkirchen in Duisburg. Izgube so bile določene po načinu odtapljanja. Enoletne izgube so bile različne glede na leto izpostave, n. pr. v letu 1962—63 je bila izguba debeline 0,098 mm, v letu 1963—64 je bila podobna, medtem ko je v letu 1964—65 dosegla 0,14 mm ali 40 % več. Iz teh podatkov so zaključili, da agresivnost ozračja ni vsako leto enaka. Skupna izguba po 3 letih je bila v Gelsenkirchnu 0,20 mm, kar je veliko. To razlagajo tako, da so vzorci izpostavljeni ob hladilnem stolpu, kjer je vedno zelo visoka vlaga; v Duisburgu je bila skupna izguba debeline po istih 3 letih le 0,11 mm. Nadaljevanje poizkusov (3) je dalo po 8 letih skupno izgubo v Gelsenkirchnu 0,34 mm, pri čemer pa krivulja izgub s časom še ne kaže na skorajšnjo ustavitev korozije. Za Duisburg je skupna 8-letna izguba debeline 0,20 mm, krivulja pa kaže na skorajšnjo ustavitev. Navedena je še skupna izguba debeline za izpostavo v Muhlheimu za 4 leta, ki znaša 0,10 mm. Iz preiskav je še razvidno, da je korozija večja na spodnji strani po-izkusnih ploščic (ki jih niso obračali), kar razlagajo z daljšim zadrževanjem vlage in nečistoč na tej strani. Za izrazito podeželjsko okolje navajajo 4-letne izgube debeline 0,05 mm. 5. ZAKLJUČKI Korozijski poizkusi z vzorci domačega in italijanskega »corten« jekla v ljubljanski, bohinjski in kranjski atmosferi so pokazali naslednje: — Izguba debeline jekla, določena z odtapljanjem, je pri 6-letni korozijski izpostavi dosegla 0,15 mm ob praktični zaustavitvi korozije, vendar kaže drug, 3-letni poizkus, da je izguba lahko tudi večja (morda za 25 %), ker je odvisna od agresivnosti ozračja med korozijskim obdobjem in od letnega časa pričetka izpostave. — Italijansko jeklo daje na splošno manjše izgube debeline kot domače, kar si razlagamo s pravilnejšo sestavo tega jekla. Po 3 oz. 4 letih so izgube dosegle okrog 0,14 mm ob izraziti tendenci zaustavljanja korozije. — Določanje izgub debeline po načinu odtapljanja korozijskih produktov daje večje vrednosti kot metalografski načini; razlika je lahko do 25 %. Metodo odtapljanja imamo za pravilnejšo. — Starejši podatki za izgubo debeline, ki navajajo za industrijsko atmosfero 0,05—0,07 mm (4) in (5) so gotovo preoptimistični, bi veljali kvečjemu za podeželsko atmosfero, kot dokazujejo naši poizkusi v Bohinju. Tudi bi še veljali v primeru, da je ena stran jekla zaščitena s premazi. ZEZB 11 (77) št. 1 Korozijska odpornost CORTEN jekla — Največje korozijske zajede v površini jekla so v naših poizkusih dosegle do 0,25 mm globine in se postavlja vprašanje vpliva teh zajed na utru-jenostno odpornost in duktilnost. Na letošnjem korozijskem posvetovanju v tujini (6) je bilo omenjeno, da opažajo nekakšen vpliv, ni pa bilo povedano, kolikšen. To vprašanje bi bilo pomembno predvsem za nosilne konstrukcije iz »corten« jekla. Pri njihovem dimenzioniranju bi kazalo upoštevati tudi korozijsko zmanjšanje debeline, predvsem pri majhnih debelinah jekla. LITERATURA 1. N. Exel: Železarski zbornik 7 (1973) št. 1, s. 31—41 2. W. Schwenk, H. Ternes: Stahl u. Eisen 88 (1968) Nr. 7, 4. april, s. 318—321 3. K. Bohnenkamp in dr.: Stahl u. Eisen 93 (1973), Nr. 22, 25. okt. s. 1054—1060 4. C. P. Larrabee, S. K. Koburn: Proc. lst Intern. Congres Metals Corrosion, London, 1962, s. 276—284 5. kot literatura 4 in 6 v članku 1 6. 2. Korrosionum : Korrosion u. Korrosionsschutz metal-lischer Werkstoffe im Hoch- u. Ingenieurbau, Disseldorf, 14,—16. jan. 1976 ZUSAMMENFASSUNG Resultate der Korrosionspriifung des wetterfesten »Corten«-Stahles werden angegeben. Der durch Korrosion entstandene Dickenverlust wurde an Proben 90 x 90 x X 2 mm bestimmt, vvelche aus 2 Stahlchargen mit unter-schiedlichem P- und Cr-Gehalt stammten. Die Auslagerung in stadtischer (Ljubljana, Kranj) und landlicher Atmos-phere dauerte 3 bzvv. 6 Jahre. Der Dickenverlust in stadtischer Atmosphere, bestimmt aus dem Gewichtsverlust, betrug fiir den »normalen« Stahl 0.14 bis 0.15 mm, wobei die Korrosion praktisch zum Stillstand kam, fiir den Stahl mit niedrigerem P-und Cr-Gehalt aber 0.155 bis ca 0.20 mm, abhiingig von der atmospharischen Agressivitat vvahrend der Korrosionsdauer und der Jahreszeit des Auslagerungs-anfangs. Der Dickenverlust in landlicher Atmosphere betrug nach 3 Jahren 0.06 mm mit sichtlicher Tendenz zum Stillstand. Die tiefsten Korrosionseinfressungen erreichten bisher 0.25 mm was einen Einfluss auf die Ermiidungsfestigkeit und Duktilitat haben konnte. Die metallographische Bestimmung des Dickenver-lustes ergab im Vergleich zur Dickenbestimmung aus dem Gevvichtsverlust bis zu 25 % kleinere Werte. SUMMARY Experimental results of corrosion tests with Corten steel which is resistant to atmospheric corrosion are cited in the paper. Reduction of thickness due to corrosion was determined on samples with dimensions 90 x 90 x 2 mm. Two steel melts were used. Phosphorus and chromium content varied in the two melts. Exposure to urban (Ljubljana, Kranj) and countryside (Bohinj) atmosphere lasted 3 and 6 years. The reduction of thickness was calculated from the weight loss. Thickness of steel with »normal« composition was reduced for 0.14 to 0.15 mm, then corrosion stopped. In steel vvith lovver P and Cr content the thickness vvas reduced betvveen 0.155 and 0.20 mm depend-ing on the agressiveness of the atmosphere and the season of the beginning of the experiment. The reduction of thickness in the countryside atmosphere vvas 0.06 mm after 3 years vvith evident tendency of corrosion to stop. The deepest corrosion notches reached 0.25 mm and they could influence the fatigue resistance and ductility of steel. Metallographic determination of the reduction of thickness gave about 25 % lovver values than the previous method. 3AKAKMEHHE IIpHBeAeHH pe3yAbTaTbI KOpp03HOHHOrO HCnbITaHHH CTaAH MapKH »Corten« CToftKoe npoTHB aTMOcepHOH Koppo3HH. noTepa toaihhhh BCAeACTBHH Koppo3HOHHoro B03AeHCTBHfl SbiAa onpeAeAeHa Ha o6pa3-uax pa3Mepa 90 x 90 x 2 mm H3 A3yx nAaBOK CTaAH, Koropue pa3-AHiaAHCb Me>KAY coSoii npn coAep?KaHHH P h Cr. Koppo3HOHHoe B03AeftcTBHe B ropoACKoft (Aio6A9Ha, KpaHb) aTMOCcjiepe h b npo-BHHHHH (E0XIIHb) AAHAOCb 3 oth. 6 AeT. IlOTepH TOAIHHHbl B TOpOA-ckoh cpeAe onpeAeAeHa Ha ocHOBaHHH noTepn THacecTH npH CTaAH »HopMaAbHoro« cocTaBa cocTaBAaAa 0,14—0,15 mm, npH qe\i ACHCTBHe K0PP03HH npaKTHMeCKH OCTaHOBHAaCb. riOTCp« CTaAH c yMeHbIHeH- HbiM coAepJKaHHeM P h Cr cocraRAHAa 0,155 ao npnG. 0,20 mm b 3a-bhchmocth OT arpeCCHBHOCTH aTMOC(J)epbI bo BpCMH B03AeitCTBHa h ot BpeMeHH roAa Ha --n2 Nevarnostim ojačanja višje harmonskim tokovom n = 5 (n = 7) se bomo torej izognili, če bomo vgradili kompenzacijsko baterijo, ki ima 8 % (4 %) kratkostične moči mreže. Tako velike kompenzacijske moči so redke. » fs. Pk _ PlL Pk Slika 6 Resonančne krivulje za n = 5, 7, 11, 13 Fig. 6 Resonance curves for n = 5, 7, 11, 13 Nevarnostim, ki jih prinaša vgraditev kondenzatorjev v sistem, se lahko izognemo tako, da vgradimo pred kondenzator dušilko take impe-dance, da bo njih skupna upornost za višje harmonske predstavljala vedno induktivno upornost. V tem primeru ne bomo dobili paralelnega nihajnega kroga iz induktivnosti mreže in kapacitiv-nosti kondenzatorja, ker se zaradi pred kondenzator vgrajene dušilke ta za višje harmonske ponaša kot induktivna upornost: dobimo torej dvoje paralelnih induktivnih upornosti, ki pa ne moreta ustvariti resonančnih pogojev. Dušilka, ki je serijsko postavljena pred kondenzator, zapira višje harmonskim tokovom pot v kondenzator, zato ji pravimo tudi zaporna dušilka. Vrednost, ki jo mora imeti dušilka, da postane zaporna, sledi iz pogoja, da se morata dušilka in kondenzator za višje harmonske tokove vesti induktivno: X — XD — Xc — XD . n -torej pri pogoju, da je X„ Xc XD .n > XD > 1 Iz te neenačbe sledi, da mora imeti dušilka za najnižje pričakovani višje harmonski tok (n = 5) minimalno vrednost 4 % upornosti kondenzatorske baterije. 4 % vrednost bi nam dala resonančne pogoje za serijsko vezano dušilko in kondenzator, zato izberemo bistveno višjo vrednost. Običajno računamo vsaj s 6 % dušilko. Zavedati pa se je ŽEZB 11 (77) št. 1 Sesalni krog — naprava za kompenzacijo jalove energije in za zmanjševanje višje harmonskih tokov potrebno, da nam 6 % dušilka porabi 6 % kompenzacijske moči kondenzatorjev za magnetiza-cijo in da se zaradi dušilke na kondenzatorjih približno za enak procent poveča napetost. Sesalni krog Zamisel o dušilki kot induktivni upornosti, ki jo vežemo v serijo pred kondenzatorje, pa predstavlja prav tako možnost, da bosta ta dva pasivna elementa ustvarila v določenih pogojih serijski resonančni krog (si. 7). Resonančni pogoji nastopijo pri dušilki impendance XD: XD = —;- Xc n„2 00-Q> © XD/XC 11 13 0,04 0,024 0,0083 0,0059 Uc/u = ■ n„2 — 1 = a UD/U = n„2— 1 = b V spodnji tabeli so izračunane vrednosti iz enačb nG ! 5 7 11 13 uč/u" UD/U 1,042 1,021 1,008 1,006 0,042 0,021 0,008 0,006 Kompenzacijska moč na kondenzatorju je torej sestavljena iz kompenzacijske moči kondenzatorja osnovne frekvence: Pcl = 3 a2 Uf2 w C kjer računamo s fazno napetostjo Uf, s krožno frekvenco w in kapacitivnostjo kondenzatorjev C ter iz jalovega višje harmonskega toka In, ki ga iz omrežja sesa krog: 3 12 P = nuC Slika 7 Napajalno omrežje in potrošniki s kompenzacijsko napravo s sesalnim krogom Fig. 7 Feeding line and consumers with the suction circuit as a compensator Upornost takega resonančnega kroga za oni višji harmonski tok, za katerega je ta uglašen, je enaka nič in predstavlja za ta tok kratek stik. Celoten višji harmonski tok bo torej iz omrežja stekel v to napravo, praktično ga bomo iz omrežja izse-sali. Zato tudi pravimo takemu resonančnemu krogu sesalni krog. Iz zgornje enačbe lahko ugotovimo, da potrebujemo za posamezne n — har-monske tokove dušilke takih vrednosti: Za kondenzatorsko baterijo je merodajna skupna moč Pc = Pcl + Pcn = 3a2 Uf2 w C + n to C Iz si. 8 je razviden potek posameznih moči v odvisnosti od kapacitivnosti baterije. Kompenzacijska moč osnovne frekvence raste sorazmerno s kapacitivnostjo, kompenzacijska moč višje harmon-ske pa obratno sorazmerno s kapacitivnostjo. Kondenzator, kjer bo skupna moč najmanjša, dobimo iz pogojev d Pc dC = O C = 1 Vn _I„ a w Uf Zaradi omejitev vklopnih tokov kondenzatorjev je priporočljivo pred kondenzatorje vgraditi vklopno dušilko, ki mora imeti 1 % do 1,5 % upornosti kondenzatorjev. Iz zgornje tabele pa je razvidno, da nam lahko za 5 in z harmonsko le nekoliko večja, za 11 in 13 pa zgolj točneje definirana vklopna dušilka, že naredi ustrezen sesalni krog. Zaporedna vezava induktivne in kapacitivne upornosti pa ustvarja tudi za tokove nazivne frekvence spremembe razmer: tako dobimo na kondenzatorju za toliko povišano napetost, ko-likršen je padec napetosti na dušilki Slika 8 Kompenzacijske moči osnovnega toka in višje harmonskega toka v odvisnosti od kapacitivnosti baterije Fig. 8 Compensating effect of basic current and harmonic cur-rents depending on the capacity of the bank of condensers Ta pogoj je tudi dosežen, ko je Pcl = Pcn! Iz si. 8 tudi sledi, da je sesalni krog možen pri majhnih kapacitivnostih. Vidno pa je, da s tako kapacitivnostjo ne bi dosegli velikega efekta v kompenzaciji jalovih moči osnovne frekvence in da bi kon-denzatorjevo moč pravzaprav že definirala moč višje harmonskega toka. Osnova za določanje kapacitivnosti kondenzatorske baterije je seveda potreba po jalovi energiji, oz. jalovi moči (Pcl) osnovne frekvence, ki jo zahtevajo potrošniki. ŽEZB 11 (77) št. 1 Zato se odločamo za velike kapacitivnosti C in velike moči Pci- S tem pa pada tudi delež moči višje harmonskega toka (Pcn) v skupnem deležu moči (Pc) kompenzacijske baterije. Skupni efektivni tok osnovnega in višjega harmonskega toka dobimo iz enačbe 1= V Ii2 + In2 S pomočjo prej navedenih enačb pa se da izraziti odnos moči v odvisnosti od tokov Pc _l+ n J^ Pci n2— 1 I,2 Enačba je grafično prikazana na si. 9, kjer se vidi, da višje harmonski tokovi glede na moč slabo obremenjujejo kondenzatorje. Če računamo z maksimalno dopustno tokovno obremenitvijo kondenzatorjev I = 1,5 Ij, kakor jo dopuščajo predpisi, nam to da najvišji še dopustni višji harmonski tok skozi kondenzator: Ir = 1/^-1 = V1,52-1 = 1, 12 Pc Pci I--4— n'-l Jn> Ji' ž/ ; 0,5 I 1,5 2 _.. JI Slika 9 Razmerje kompenzacijskih moči v odvisnosti od razmerja tokov Fig. 9 Ratio of compensating effects related to the current ratio Tak najvišje dopustni višje harmonski tok pa bo po moči preobremenil kondenzatorsko baterijo pri 5-harmonskem toku 26 %, pri 7-harmonskem toku 18,5 %, pri 11-harmonskem toku 11,5 ter pri 13-harmonskem toku 9,7 %. Za dimenzioniranje sesalnega kroga je zatorej izhajati predvsem iz potreb po jalovi energiji ali jalovi moči osnovne frekvence potrošnikov; preko te je lahko že dokončno definirana kapacitivnost kompenzacijske baterije. To lahko spremene le zelo močni posamezni višje harmonski tokovi lastnih potrošnikov ali pa celo višje harmonski tokovi, ki prihajajo preko magistralnih napajalnih vodov v sesalni krog kompenzacijske naprave. Sesalni krog in mreža Zaradi jasnosti smo posamezne elemente sesalnega kroga in mreže skupno prikazali na si. 10 za razmere, kakršne nastajajo pri višje harmon- skih tokovih, katerih izvor je generator G. Z mnogokratnikom višje harmonskih tokov n se posamezne upornosti spreminjajo: upornost mreže XKn = n . XK upornost dušilke XDn = n . XD X upornost kompen. baterije XCn = —- Xkn,n>(k nxSOI Slika 10 Nadomestna shema napajalnega omrežja, potrošnikov in kompenzacijske naprave s sesalnim krogom Fig. 10 Substitution scheme of the feeding line, consumers and the suetion circuit as a compensator Serijska vezava upornosti dušilke in kapacitivne upornosti kompenzacije lahko izrazimo z nadomestno upornostjo: X, X'n = nXD- n Ta pa nastopa v paralelni vezavi z upornostjo mreže. Te razmere so v odvisnosti od n prikazane na si. 11, kjer se jasno vidi, da je nadomestna ali skupna prevodnost vseh nastopajočih elementov za resonančno frekvenco neskončna. Novi moment, ki nastopa pri obračunu z upoštevanjem elementov sesalni krog in mreža, pa je prav tako razviden iz si. 11: pri določeni frekvenci n«, postane prevodnost sistema nič, oz. upornost neskončna. To pa pomeni, da se bodo vsi morebitni višje harmonski tokovi v okolici n^ močno oja-čali in tako ojačani tekli v mrežo. Pri projektira- Slika 11 Prevodnost omrežja — sesalni krog v odvisnosti od frekvence Fig. 11 Conductivity of the line- suetion circuit system depending on the frequency ZEZB 11 (77) št. 1 Sesalni krog — naprava za kompenzacijo jalove energije in za zmanjševanje višje harmonskih tokov nju torej ni dovolj spoznati razmere v resonanci, temveč so nevarne razmere za višje harmonske tokove onih frekvenc, ki so nižje od resonančne. Iz zgoraj nakazanega obračuna nadomestne vezave elementov po si. 10 se da izraziti razmerje: Xk _ n PC/PK Xr " — 1 1 + — n V Pc/PK + 1 _3L2J Pk t,7 3 2 IS tO 0.7 0.5 O,i OJ OJ 0.15 0.1 1 / nos Ji--" / / / no / / / / noo V PA 1 / / / / 12 13 1.4 1.5 16 1.7 1.8 1.9 2P 2,1 2.2 22 2.4 Razmerje med vsiljenim višje hormonskim tokom (In) in višje harmonskim tokom, ki ga absorbira omrežje (1^), smo za enostaven primer že izrazili v prvem poglavju. Na izvajanju tega poglavja tj. na upoštevanju vseh nastopajočih elementov, se to razmerje da izraziti: In _ Xk . n = Pc/Pk Ikn Xr 1 1 + 1 kjer so: Xr — nadomestna upornost sistema n^ — mnogokratnik resonančne frekvence Iz pogoja za XK/Xr = O lahko dobimo frekvenco n^, pri kateri je prevodnost sistema nič: 1 Ji. 1.2 Ta odnos je prikazan na si. 12. Iz znanih nQ in nM lahko ugotovimo, pri katerem razmerju Pc/Pk dobimo kritično območje. Na pr.: imamo sesalni krog za 7-harmonsko (nD = 7); v omrežju nastopajo tudi izraziti 5-harmonski tokovi. Kritično območje za 5-harmonske (n^, = 5) bo pri razmerju PC/PK = 2%. -0.8 1 V 1 \ V ' rv \ 1 v \ \ \ h \ 1 1 1 \ « \ _ I j ; ; n 16 _££ Pk v'/ \ \ - \ \ \\ \ 1 \ I \ Slika 12 Korelacije pogojev, ob katerih je upornost sistema mreža — sesalni krog neskončna Fig. 12 Correlations of conditions that the resistivity of the line — suction circuit system is infinite Analiza razmer celotnega sistema pa se ne more zadovoljiti samo z določitvijo ene karakteristike, napr. z določitvijo n00- Na si. 13 je prikazan potek XK/Xr za nQ = 12 za različne PC/PK- Iz poteka je razvidno, da se z večanjem moči konden-zatorske baterije Pc ali z padanjem kratkostične moči omrežja (Pk) zmanjšuje kritična frekvenca n,x, in se širi resonančno območje. Vidimo, da nam velike kompenzacijske moči, oz. majhne kratkostične moči v sistemih, kjer nastopa več višje harmonskih tokov, ne bodo povzročale težav. Prav tako je na dlani rešitev za take sisteme, kjer imamo več višje harmonskih tokov, namreč, da je najprej potrebno zgraditi sesalni krog za najnižji nastopajoči višje harmonski tok (npr.: 5), naslednja stopnja v izgradnji bo šele sesalni krog za naslednjo harmonsko (na pr. 7). Slika 13 Prevodnost sistema omrežje — sesalni krog za n = 12 Fig. 13 Conductivity of the line — suction circuit system for n = 12 Enačba sama ne pove dosti, njena funkcija, ki je prikazana na si. 14 pa ima določene značilnosti. Jasno je vidno, da je za višje harmonske tokove višjega reda od nc razmerje Ikn/In manjše od 1, kar pomeni, da se ti višje harmonski tokovi z vgradnjo sesalnega kroga za frekvenco nQ slabijo. Iz slike je tudi razvidno, da mejne vrednosti ne predstavlja n0, niti nOQ, temveč tisti harmonski tok (n,) imenujemo ga kritični harmonski, pri katerem je razmerje IKn/In =1. Pri harmonskih tokih, ki so manjšega reda, dobimo ojačenje teh harmonskih tokov v omrežju, za one pa, ki so večji od n1( pa slabljenje. Iz prejšnje enačbe sledi izraz za kritični mno-gokotnik višje harmonskega toka n, =- 1 f 5 Pc/Pk+- Iz si. 14 je ponovno razvidno, zakaj gradimo najprej sesalni krog za višje harmonski tok najnižjega reda. Z določenimi pogoji lahko nastanejo ZEZB 11 (77) štl 1 Slika 14 Razmerje med omrežnim višje harmonskim tokom in vsiljenim višje harmonskim tokom za sistem omrežje — — sesatlni krog Fig. 14 Ratio betvveen the line harmonic current and the imposed harmonic current for the line — suction circuit system namreč okoliščine, v katerih bi lahko za harmon-ski tok najnižjega reda nastopile ojačitve v omrežju. Če ugotovimo, da je ta tok frekvenčno višji od n,, ni bojazni za ojačitev. Slika funkcije za nj je prikazana na si. 15. 5 ifi 3J0 2J0 15 ; : (U 0.2-OJS a i ■ II 12 O M 15 16 u I.S (9 2j0 2J 2J 2J 2A -~ "m' Slika 15 Korelacija pogojev, ob katerih nastopa slabljenje omrežnih višje harmonskih tokov za sistem omrežje — sesalni krog Fig. 15 Correlation of conditions that line harmonic currents are minimized in the line — suction circuit system Jačanje višje harmonskih tokov, ki imajo svoje izvore pri potrošnikih, na omrežni strani, ni samo kritično zaradi povečanja prenosnih izgub, deformacije napetosti, slabšanja faznega faktorja, povzročanja motenj, itd., ampak ima lahko direktno posledico, t.j. povečanje obremenitve kompenzacijskih kondenzatorjev. Ojačani višje harmonski tokovi so posledica paralelnega nihajnega kroga med sesalnim krogom, ki je za te nižje harmonske tokove postal kapacitiven, in mrežo, ki je v vsakem primeru induktivna. Tokovi se večajo in odštevajo tako, da je razlika med tokom iz omrežja in tokom skozi kompenzacijsko baterijo enaka vsiljenemu toku: ^■n ^kn Ln Tok skozi kompenzacijsko baterijo se da izračunati iz tele relacije: 1 1 len Pc/Pk Tudi iz te enačbe si lahko izračunamo karakteristično vrednost za n, pri kateri postane tok skozi baterijo večji od generiranega višjega har-monskega toka: 1 n2 = -------- - f2P,/Pl+ ± Na si. 16 so ponovno prikazani višje harmonski tokovi, ki jih povzroči vsiljeni tok In na omrežni strani (Ikn) in na kondenzatorski strani (Icn). Vidimo, da se za vse primere višjih harmonskih tokov, katerih frekvenca je večja od kritične vrednosti n^ mrežni in kondenzatorski tok zmanjšata (Ikn/ /In < 1, Icn/In < 2). Njeni vrednosti sta za frekvenci večje od nc pozitivni. V primeru resonance (nj je višje harmonski tok v omrežju nič (Ikn = 0), kajti vsega absorbira sesalni krog (Icn = In). Pri harmonskih tokovih z nižjimi frekvencami od n,, se smer omrežnega toka (1^) obrne. Pri potrošnikih generirani višje harmonski tok povzroči pritekanje toka te frekvence iz omrežja. Pri frekvencah, manjših od n1( je ta višje harmonski tok večji od generiranega. Dobimo torej ojačanje omrežnega toka! Istočasno se ikrepi tudi višje harmonski tok skozi kondenzatorsko baterijo, saj je tudi zdaj razlika teh dveh tokov generirani višje harmonski tok. Pri frekvenci n^ je ta okrepitev višje harmonskih tokov (Ikn, Icn) neskončno. Pri frekvenci n2 dobimo kondenzatorski tok, ki je enak generiranemu (Icn = In), omrežni tok pa je seveda tudi dvojne vrednosti (Ikn = 2 In). Pri frek- Slika 16 Omrežni in kondenzatorski višje harmonski tokovi za sistem omrežje — sesalni krog. Fig. 16 Line and condenser harmonic currents for the line — suction circuit system 2EZB 11 (77) št. 1 Sesalni krog — naprava za kompenzacijo jalove energije in za zmanjševanje višje harmonskih tokov vencah manjših od nDO se obrneta tudi smeri obeh višje harmonskih tokov: Ikn teče v omrežje, Icn pa iz kondenzatorske baterije. Sesalne kroge za posamezne frekvence je potrebno graditi po vrsti nastopajočih višjih harmonskih: najprej za 5, nato 7 itd. Tudi vklapljati jih je v takem vrstem redu, izklapljati pa v obratnem. Ni pa potrebno vedno graditi sesalnih krogov za vse nastopajoče frekvence: v določenih pogojih lahko sesalni krog uporabimo za dva sosednja harmonska tokova, na pr. s tem, da zgradimo za 11- in 13-harmonski tok sesalni krog z re-sonančno frekvenco n = 12. Iz si. 16 je razvidno, da bomo dobili v omrežju oba toka (11 in 13) močno oslabljena, vendar le s pogojeni, da bo kritična frekvenca ni manjša od 11. Na si. 17 so prikazane izračunane vrednosti za tak primer, iz katerih je razvidno, da lahko sesalni krog n = 12 uporabimo vedno, razen če ni razmerje Pc/Pk pod 0,25 %, torej skoraj v vseh primerih. Iz si. 17 pa je tudi razvidno, da je tak sesalni krog nevaren v primeru, če imamo v omrežju nastopajoči 5- ali 7-harmonski tok. Na osnovah tega poglavja bomo glede na delovanje že opisane zaporne dušilke ugotovili, da dobimo zaradi njene visoke upornosti (XD/XC = = 0,06) nizko resonančno frekvenco (n0 = 4,1) ter npr. za Pc/Pk = 0,02 nizko kritično frekvenco n, = = 3,8. Vidi se, da imajo vsi višji harmonski tokovi ki nastopajo v omrežju, višjo frekvenco od kritične in zato ne more priti do nikakršnih ojačanj teh tokov. Opisane razmere so prikazane na si. 18, Slika 17 Omrežni višje harmonski tokovi za sistem omrežje — sesalni krog za n = 12 Fig. 17 Line harmonic currents for the line — suctlon circuit system for n = 12 kjer se vidi, da zaporna dušilka razdeli tokove višjih harmonskih frekvenc na omrežje (Ikn) in na kondenzatorsko baterijo (Icn) ter jih zmanjšuje v vsakem primeru, in to tako, da je njih vsota enaka toku izvora (In). Hm 3 In Jen i i i ?kn__^ i i i \ Vr" / T-—.__ — ___ \ i \ \ j,; / « / " 15 1 - - * Slika 18 Tokovne razmere pri zaporni dušilki Fig. 18 Current conditions at the blocking choke Gradnja sesalnega kroga Sesalne kroge gradimo običajno za visokonapetostno, oz. srednjenapetostno kompenzacijo napetosti od 5 kV do 35 kV. Shema celotne naprave je prikazana na si. 19, kjer se vidi, da je sesalni krog priklopljen na klasično opremljeno visokonapetostno celico z ustrezno močnim stikalom ter pretokovnimi zaščitnimi napravami. Dušilka je običajno zgrajena kot zračna dušilka za notranjo ali zunanjo montažo. Važno je ,da ima ustrezno kratkostično trdnost, ker je njena kratkostična napetost običajno nizka — kot že omenjeno — od- Sil , ^ l i Slika 19 Visokonapetostna kompenzacijska naprava s sesalnim krogom Fig. 19 High tension compensator with suctlon circuit ŽEZB 11 (77) št. 1 imamo lahko tudi več zaporednih kondenzatorjev. Običajno izberemo kondenzatorsko napetost nekaj višjo od nazivne, saj bomo del konden-zatorske moči potrebovali poleg osnovne frekvence še za moč, ki jo bomo dobili iz višjeharmon-skega toka resonančne frekvence. Če izberemo n. pr. za sesalni krog za (n = 5) 15 % višjo napetost kondenzatorjev, odpade od tega 4 % na povečano napetost na kondenzatorjih zaradi pred njimi vgrajene dušilke in nam ostane za povečanje moči le 11 % napetosti. Dejansko pomeni to 11 % povečanje napetosti 21 % zmanjšanje moči osnovne frekvence: kompenzacijske moči bomo torej dobili le 79 %, 21 % jo imamo rezervirane za višje harmonske tokove. Tako nizko izrabo kompenzacijske naprave bomo seveda redko predvideli, raje bomo izkoristili možnosti preobremenitve kompenzacijskih kondenzatorjev. Kondenzatorje smo razdelili v dve v zvezdo vezani skupini zaradi lažjega nadzora in zaščite celotne naprave. Oba zvezdišča kondenzatorjev namreč povežemo preko tokovnega (napetostnega) transformatorja in nanj priključimo zaščitno napravo. To nam registrira tudi zelo majhne nesimetrije med obema zvezdama, če pride do poškodb posameznih elementov kondenzatorjev. Slika 20 Kompenzacijska naprava Železarne Ravne 2400 kVAr 20 kV s sesalnim krogom za 250 Hz (projekt in izvedba IMP Ljubljana Fig. 20 Compensator, 2400 kVAr — 20 kV in Ravne Ironworks, with 250 c. p. s. suction circuit (Engineering and construction by IMP, Ljubljana) LITERATURA 1. Leistungsfaktorbesserung durch Kondenzatoren, W. Kafka, H. Reizuch, Siemens-Zeitschrift 5/1953 2. Verbesserung des Leistungsfaktors und Herabsetzung von Oberschwingungen durch Siebkreise, N. Hofmann-Elektrizitatsvvirtschaft 6/1957 3. Siebkreise zur Verbesserung des Leistungsfaktors bei stromrichteranlagen, M. Hofamm; Siemens-Zeitschrift 4/1957 4. Oberschwingungen in Niederspannungsnetzen. F. Bieger-Siemens-Zeitschrift 8/1975 5. Vprašanje napetosti in kompenzacije v železarstvu, J. Bratina, Energetika u crnoj metalurgiji, Sisak 1971 6. Elektroenergetske instalacije v industriji, J. Bratina; Posvetovanje o električnih instalacijah, Radenci 1975 visna od frekvence višjeharmonskega toka ter moči kondenzatorske baterije. Visokonapetostne kondenzatorje razdelimo v dve v zvezdo vezani skupini; v posamezni fazi, odvisno od napetosti ZUSAMMENFASSUNG Die Blindleistungkompensationsanlagen sind meistens als Kondensatorbaterien ausgelegt. Solange wir nur mit den Stromen der Netzfrequenz zu tun haben, verursacht uns der Einbau der Kondensatoren in ein elektroenergetisches System keine Schwierigkeiten. Wegen der generierten ho-heren harmonischen Strome, welche von den derzeitigen Abnehmen vvie Gleichrichteranlagen oder Lichtbogenofen verursacht vverden, kann fiir die Strome aus der paralle-len Bindung der Netzinduktivitat und der Kondensatoren-kapazitat ein paralleler Schwingungskreis entstehen. Dieser verursacht eine Starkung von den Abnehmern (oder aus dem Netz) eingedrangten hoheren harmonischen Stromes einer Resonanzfrequenz sowohl im Netz wie durch die Kondensatorbaterie. Die Entstehung solcher ungunstiger Verhaltnisse kann auf zvvei Arten gelosst werden: mit einer Sperdrossel, welche den hoheren harmonischen Stromen den Weg durch die Kondensatorbaterie verhindert, oder mit einer Saugdrossel, welche einen Serienresonanz-kreis fur einen bestimmten hoheren harmonischen Strom bildet und fiir vvelchen der Widerstand dieses Kreises sehr klein ist. In beiden Fallen wird vor die Kondensatorbaterie eine Drossel eingebaut, welche zugleich auch als Einschalt-drossel dient. Im ersten Fall ist die Drossel grosser und muss so dimensioniert sein, dass die hintereinander ge-bundene Induktivitat der Drossel und Kondensatorkapa-zitat fur alle auftretenden hoheren harmonischen Strome der Verbraucher einen induktiven VViderstand bedeuten. So kann dieser resultierende Induktivvviderstand mit der Netzinduktivitat keinen neuen parallelen Schvvingungs kreis bilden. Im Falle eines Saugkreises ist fur dessen Resonanzfrequenz der Kreisvviderstand gleich Null; der gesamte hohere harmonische Strom dieser Frequenz wird deshalb in den Saugkreis einlaufen. Fiir Frequenzen die hoher sind als die Resonanzfrequenz wird der Saugkreis ein Induktivvviderstand, in diesen Fallen wird der Saugkreis mit der Netzinduktivitat nicht einen parallelen Schwmgungskreis bilden konnen. Fur Frequenzen die 2EZB 11 (77) št. 1 Sesalni krog — naprava za kompenzacijo jalove energije in za zmanjševanje višje harmonskih tokov niedriger sind als die Resonanzfrequenz wird der Saug-kreis ein Kapazitatswiderstand, welcher unter bestimmten Bedingungen mit der Netzinduktivitat einen neuen paral-lelen Schwingungskreis bilden wird. Dieser wurde wieder eine Gefahr fiir die Starkung der hoheren harmonischen Strome dieser neuen Resonanzfrequenz darstellen. Um diese Gefahren zu umgehen, werden die Saugkreise fiir Frequenzen gebaut, der Reihe nach wie sie auftreten: zu-erst fiir 5, dann fiir 7 u. s. w. Unter bestimmten Bedin- gungen kann ein Saugkreis auch fiir zwei benachbarte Fre-quenzen gebaut werden. Zum Beispiel Saugkreis fiir n = 12 fiir hohere harmonische Strome mit n = 11 und 13. I m Artikel sind die Beziehungen der einzelnen Parameter des elektroenergetischen Systemes analytisch darge-stellt, so dass es bei dem Bau oder der Exploatierung der Kompensationsanlagen moglich ist mit den richtigen Ein-griffen die Gefahren auszuvveichen und der Kompensation eine volle Betriebsleistung zusichern. SUMMARY Reaetive power is most often compensated by a bank of condensers of a certain capacity. Dealing with current of basic — line frequency, inserting condensers into elec-tro-energetic system does not represent difficulties. Due to harmonic currents caused by consumers like rectifiers and electric are furnaces, a parallel oscillating circuit with these currents appears in a parallel connection with the line conductivity and condenser capacity. This causes the inereased harmonic current, imposed by consumers (or from the line), of a resonant frequency in the line and through the bank of condensers. Such unfavourable con-ditions can be solved in two ways: by a blocking choke which prevents harmonic current to flow through the bank of condensers, or by a suetion choke which creates a serial resonant circuit for a certain harmonic current and for which the resistance of this circuit is very low. In both cases, simultaneously also a starting choke is built before the bank of condensers. In the first čase, this choke is bigger and of such dimensions that the series of the choke capacity and of the condenser capacity represent an induetive resistance for ali the harmonic currents of consumers. Thus the resulting induetive resistance cannot form an new parallel oscillating circuit with the line inductivity. When a suetion circuit is in question, the circuit resistance for its resonant frequency is zero: the total harmonic current of this frequency will flow into the suetion circuit. In frequencies higher than the resonant one, the suetion circuit will represent an induetive resistance, and in such a čase the suetion circuit will not create a parallel oscillating circuit with the line indueti-vity. In frequencies lower than the resonant one, the suetion circuit will represent a capacitive resistance which could form a parallel oscillating circuit with the line in-ductivity in certain conditions. In order to avoid the new danger of the inereased harmonic currents of the new resonant frequency, the suetion circuits are constructed for the frequencies in the order of their appearance: at first for 5, then for 7, etc. In special conditions the suetion circuit can be constructed also for the two neighbouring frequencies: e. g. the suetion circuit for n0 = 12 for the harmonic currents with n = 11 and 13. The paper presents analytically and graphically relationships of single para-meters in the electro-energetic system that the compen-sation can be prepared in the correct way and that it will funetion vvith a high efficiency. 3AKAKREHHE VcTpoftcraa aaa KOMneHcamiH peaKTHBHoro (6e3BaTTHoro) TOKa oSbiHHO npeACTaBAfliOT co6oft SaTapen KOHAeHcaTopoB onpeAeAeHHofl eMKOCTH. ECAH pe^b HAeT TOAhKO O TOKaX OCHOBHOii ceTeBoft »tacTOTU, TorAa BKAioieHHe KOHACHcaTopoB B 3AeKTpo3HepreTHHecKHe CHCTeMi.r He CBH3aHO C KaKHMH-AHSo 33TpyAHeHHaMH. OAHaKO TaKHMH no-TpegHTeAHMH TOKa, KaKHMH Tenepb 3BAHIOTCH HanpHMep BbinpHMH-TeAbHbie ycTpoftCTBa h 3AeKTpoAyroBbie ne4>eKTa. H3 TaKoro HeSAaronpHaTHoro noAoaceHHa bmxoa Moaao Haimi ABOflKHM cnocoSoM: hah BCTpOHTb 3arpaAHTeAbHbiii AP0cceAb, ko-Topbiii BocnpenaTCTByeT npoxo5KAeHHio tokob bucihhx rapMOHHK CKB03b KOHAeHcaTopHyio 6aTapeio, hah xe noAcoeAHHHTb norAoina-romHii APOcceAb, kotophh co3AacT nocAeAOBaTeAbHbift pe30HaHCHbifi KOHTyp AAa onpeAeAeHHbix rapMOHHK npH MHHHMaAbHOM conpo-THBAeHHH caMOro KOHTypa. B o5ohx cay^aax nepeA KOHAeHcaTopHon 6aTapeefl noACoeAHHaeTca APOcceAb, KOTopbift b to 5Ke BpeMa Bbi-noAHaeT h poAb nycKOBoro ApocceAa. B nepBOM CAyyae APOcceAb no6oAbiue. Oh AOASteH BbiTb pacciH-TaH TaK, titosti cBa3aHHbie b nocAeAOBaTeAbHyio itenb ApocceAB h KOHACHCaTOpLI 06pa30BaAH HHAYKTHBHOe conporaBAeHHe AAa Bcex noaBAaiomHxca BbictHHX rapMOHHK. CyMMapHoe hhavkthbhoc co-npoTHBAeHHe stoto KOHTypa He MoaceT npH 3TOM npHBeCTH k o6pa- 30BaHHio hoboto napaAAe.vbhoto KOAe6aTeALHoro KOHTypa cobmcctho c ceTeBOH HHAyKTHBHOCTbIO. Bo btopom cayqae (norAomaiomufi kohtyp) conpoTHBAenHe koh-Typa npH pe30HaHCH0H MacTOTe paBHO HyAio: tok rapMOHHKH pe30-naHCHoii iacTOTbi, cAeAOBaTeAbHo, noAHocTbio norAomaeTca hotao-maramHM KOHTVPOM. IIpiI HaAHHHII rapMOHHK C BbICUleH, b cpaB-Hemm c pe30HaHCH0fi, MacTOTOH norAomaiofflHH KOHTyp 6yAeT npeA-CTaBAflTb co6oh HHAYKTHBHoe conpoTHBAeHHe, npHHeM OH He B cocToaHHH 06pa30BaTb napaA.\eAbHbiit KOAeSaTeAbHUH KOHTyp co-BMecTHO c HHAyKTiffiHOCTbio ceTH. A b cAy«iae noaBAeHHa CeTH HOBblft napaAAeAbHbIH K0Ae6a-re.l&hmh KOHTyp. IlOCAeAHHH MOateT BbI3BaTb onaCHOCTb yciiAeHHH TOKOB BbICIHHX rapMOHHK 3TOH HOBOH pe30HaHCH0H HaCTOTbI. C HeAblO H30e>KaTb TaKoft onacHoeTH norAomaiofflHe KOHTypbi BCTpaHBaioTca H3 paco-aHaAHTHHeCKH. IlpH npOH3BOACTBe H HCnOAB30BaHHH KOMneHCaHHOH-HbIX yCTpOHCTB MOMfHO Ha 3TOH OCHOBe H36e«aTb OnaCHOCTH H o6ec-neHHTb noAHbifi 3(J>4>eKT KOMneHcauHH. Tehnične novice V. Internacionalna konferenca o vakuumski metalurgiji in električnem pretaljevanju v Munchen-u (ZRN) II. do 15. oktober /976 B. Koroušič, M. Dobovišek, J. Rodič 1. UVOD Namen V. internacionalne konference v Miinchenu je bil, da nadaljuje s tradicijo, ki se je začela s 1. konferenco iz leta 1964. Sestanek ekspertov iz celega sveta je izredna priložnost, da se izmenjajo mišljenja in rezultati na področju vakuumske metalurgije in sekundarnih rafinacij-skih postopkov. Diskusija je zajela tako praktične kakor tudi teoretične aspekte tega zelo perspektivnega področja. Področje električnega pretaljevanja pod žlindro je vključeno v konferenco zaradi tesne tehnične povezanosti z analognimi procesi. Posebna pozornost je posvečena reševanju problemov na tem področju tudi zaradi naraščajočega interesa v rafinaciji pomembnejših neželeznih kovin. Na posvetovanju je bilo prečitano okoli 60 predavanj, ki so zajela naslednja področja: 1. Fizikalno-kemični procesi v vakuumski metalurgiji, 2. Vakuumska obdelava tekočega jekla, 3. Vakuumska obdelava tekočih neželeznih kovin z vključno vakuumsko destilacijo, 4. Talilni in pretaljevalni procesi pod vakuumom, 5. Analogni procesi in toplotna obdelava v vakuumu, 6. Fizikalno-kemični problemi EPŽ-procesa, 7. Karakteristike EPŽ-naprav in tehnološke izkušnje, 8. Izdelava težkih kovaških odkovkov po EPŽ-postopku, 9. Ekonomski aspekti in avtomatizacija EPŽ-procesa, 10. Procesni modeli in metode, vakuumsko-metalurških procesov. Vsa navedena poglavja na konferenci niso bila seveda enakovredno obdelana, kar je tudi razumljivo glede na obseg predavanj in časovne omejitve. Predavanja bodo v celoti objavljena od organizatorja v obliki »proceedings«, tako, da se v tem poročilu lahko omejimo le na najpomembnejša izvajanja. V. internacionalne konference v Miinchenu se je udeležilo okoli 200 ekspertov iz 26 dežel (ZDA, SSSR, ZRN, Avstrije, Francije CSSR, Japonske, Italije, Anglije, Švice, Švedske itd.). Organizacijo kongresa je zelo uspešno izpeljala firma Leybold-Heraeus GmbH & Co. KG iz Hanau, ZRN pod vodstvom prof. M. Wahlster. 2. NAJPOMEMBNEJŠI DOSEŽKI NA PODROČJU VAKUUMSKE METALURGIJE W. Kurz je v svojih izvajanjih opozoril na veliki pomen sekundarnih faz (kot so: nekovinski vključki in pare) na plastične lastnosti kovin in zlitin. Tvorba sekundarnih faz je na splošno ozko povezana z mehanizmom strjevanja zlitin. Dendritna morfologija in faktorji, ki določajo porazdelitev faz v končni fazi strjevanja igrajo pomembno vlogo pri študiju plastičnosti in so predmet številnih raziskav. K. Lange, Institut fiir Eisenhiittenkunde, Tech. Hoch-schule, Aachen je obdelal pomembno področje kinetike izmenjave vodika in dušika med plinsko fazo in tekočim železom v vakuumu in pri prepihavanju tekočega jekla z argonom. Z uporabo Sievertsove metode je določil koefi- ciente masnega prenosa KH in KN v binarnih, tekočih zlitinah Fe-Cr, Fe-Mn, Fe-Ni in Fe-Si. Zelo zanimivo je bilo predavanje H. Jacobi z Max--Planck Instituta, Dusseldorf o prenosu toplote med ingotom in kokilo med litjem železa v vakuumu in različnih plinskih atmosferah. Rezultati laboratorijskih preiskav so pokazali, da je kvaliteta litega ingota zelo močno odvisna od vrste uporabljene atmosfere, kar avtor povezuje z vplivom plinov na površinsko medfazno napetost med kokilo in tekočo talino. O mehanizmu odtranjevanja in koagulacije oksidnih vključkov pri vakuumski obdelavi jekla sta poročala dva avtorja: M. Kepka s sodelavci (Škoda, Plzen, CSSR) in G. Zahs s sodelavci (Vacmetal GmbH, Duisburg, ZRN). V prvem predavanju je bilo govora o mehanizmu nastanka oksidnih vključkov pri vakuumskem litju kovaških ingotov teže 48 do 71 ton za 4 različne kvalitete jekla z 0,2 do 0,85 % C legirana s Mn, Ni, Cr, Mo in Zr. Rezultati teh preiskav so pokazali, da je sestava oksidnih vključkov v strjenem jeklu v konsistenci s sestavo žlindre in produkti dezoksidacije. G. Zahs in sodelavci so izdelali matematični model, ki sloni na kompliciranem statističnem vrednotenju z uporabo energije disipacije. Numerična izračunavanja za več znanih vakuumskih procesov pod različnimi pogoji so potrdila veljavnost uporabljenega modela. G. Maas s sodelavci je opisal delovanje 150 tonske RH-vakuumske naprave v jeklarni Thyssen, Henrichshiitte AG in podal nekatere rezultate vakuumske obdelave LD-ta-lin. Naprava je konstruirana za kapaciteto okoli 70.0001 jekla mesečno in je opremljena z dodatnim kisikovim kopljem (pretok 1500 m3 02/h) za obdelavo nerjavnih jekel. Zanimivi so tudi rezultati H. Nashiva in T. Nagahata (Wakayama Works of Sumimots Metal Industries, Japan), o najnovejših dosežkih pri tehnologiji DH- postopka. Njihovi rezultati so npr. pokazali, da natančnejša kontrola temperature preboda (v mejah ± 10 °C) občutno prispeva k boljši kontroli vsebnosti aluminija v obdelanem jeklu. Za proizvodnjo visoko-legiranih jekel (npr. nerjavnih jekel) je prav gotovo zanimiva aplikacija BV-procesa (Fried. Krupp Hiittemverke AG) o katerem sta poročala J. Berve, W. Hallemeir, G. Stolte. Postopek se deli v nekaj sekvenc, pri čemer se izkorišča ogrevanje taline v loncu (z električno energijo — obločno ali s kemično energijo — kisikov, vakuumski rafinacijski sistem). Vakuumiranje jekla se izvaja lahko preko curka (sistem lonec — lonec), kar je zelo primerno za izdelavo jekel pri katerih se izvaja odžveplanje preko vpihavanja kalcija. Pri BV-procesu je dana možnost avtomatičnega legiranja jekla. Podobne izkušnje pri uporabi vakuuma so podali Kaiser, G in A. Eggenhofer (Vereinigte Edelstalwerke AG, Ternitz — Avstrija). Postopek je znan v literaturi in ga zato ne bomo posebej predstavljali. Kot zadnje predavanje iz področja vakuumske obdelave tekočega jekla je imel G. Pateisky s sodelavci (Thyssen Edelstalvverke, AG, Witten, ZRN). S posebno vgrajenim senzorjem (kisikova sonda) je vršena meritev parcialnega pritiska kisika v plinih pri vakuumski obdelavi jekla v 50 tonski VOD — napravi. Dobljeni rezultati so pokazali, 2EZB 11 (77) št. 1 V. Internacionalna konferenca o vakuumski metalurgiji in električnem pretaljevanju da obstaja direktna zveza med pOz v plinih in hitrostjo razogljičenja jekla. Poskusi so zelo natančno pokazali, da je pri VOD-postopku zelo pomemben vpliv vpihavanja argona. Zanimivi so tudi rezultati termodinamičnih izračunavanj v cilju določevanja kritične vsebnosti ogljika pri vakuumski obdelavi nerjavnih jekel (začetek »odgora« kroma). 3. NAJPOMEMBNEJŠI DOSEŽKI NA PODROČJU ELEKTRIČNEGA PRETALJEVANJA POD ŽLINDRO (EPŽ-POSTOPEK) Uvodno predavanje prof. K. Schvverdtfegerja je orisalo nekatere osnovne probleme iz teorije EPŽ-procesa. Teoretični model, ki ga je le omenil avtor odpira široke možnosti pri študiju vodika v jeklu, »odgora« titana v nerjavnih jeklih in pdb. Zlasti zanimivi so poskusi merjenja električne prevodnosti žlindre pri različnih frekvencah toka. Prof. T. EL Gammal in G. Pateisky sta podala rezultate laboratorijskih in industrijskih poskusov uporabe žlindre tipa Ca0-AJ,03 na mesto standardnih CaF, — žlinder. Čeprav kvaliteta površine ingotov ni bila povsem zadovoljiva, sledi iz industrijskih poskusov ugotovitev, da žlindre tipa CaOrAl2Oj lahko v nekaterih primerih nadomestijo standardne EPŽ-žlindre. Matematični model toke žlindre in kovine pri EPž-po-stopku, ki sta ga podala prof. J. Szekely in A. H. Dilavvari (Massachusetts Institute of Technology, ZDA) daje dokaj nazorno sliko tokovnih dogajanj v žlindrini in kovinski kopeli. Toda, enako kot pri vseh dosedanjih modelih, avtorji izhajajo iz zelo poenostavljene slike EPŽ procesa, kar nekoliko zmanjšuje vrednost dobljenih rezultatov. V predavanju W. Thomasa (Leybold-Heraeus) o vplivu elektrode in posebej elektrodnega konusa na tehnološke značilnosti EPŽ-peči je podana teoretična analiza EPŽ-procesa z električnega stališča. Zaradi številnih predpostavk na katerih sloni model je vrsta vprašanj o veljavnosti izpeljanih odvisnosti. Venal, W. V., H. J. Klein, E. W. Kelley, K. L. Love (Cabot-Stellite in US Air Force Moter. Labor.) so podali rezultate izdelave votlih ingotov (508 OD x 254 OD mm) iz jekla 4330 Mod. Preiskave makro in mikrostrukture, morfologija in porazdelitev nekovinskih vključkov ter meritve in interpretacija meddendritnih razdalj so pokazale, da ima lita struktura votlih ingotov vrsto prednosti v primerjavi z standardnimi ingoti. Analogne preiskave s EPŽ-ingoti premera 0 400 do 0 760 mm iz istega jekla so pokazale, da se žilavost preta-Ijenega jekla bistveno ne spreminja s stopnjo kovanja, razen v začetni fazi (1:1), ko se opaža močan padec. O tehnoloških značilnostih najnovejše 50 tonske EPŽ peči v Thvssen Henrichshiitte sta poročala L. Rohde in D. Lohr. Peč je zgrajena na sodobnih principih (tehnika zamenjave elektrod, dvižna kokila, čistilne naprave za pline itd.). Premer ingotov se giblje med 0 600 in 1340 mm in max. višina 4,5 m. Možna je tudi izdelava slabov: 650 xl320 mm. Zelo zanimivi so podatki o izkoristkih: elektroda — EPŽ ingot: 95—98 %, EPZ-ingot — odkovk: 94 % v poprečju. Avtorja sta posebej poudarila pomen obvladanja metalurških reakcij pri pretapljevanju jekel, kar velja zlasti za kontrolo aluminija. Lherbier, L. V., F. M. Richmond (Cyclop Corporation, ZDA) sta obravnavala zelo pomembno področje in sicer primerjava lastnosti 12 °/o Cr nerjavnega jekla izdelanega po vakuumskem obločnem postopku (VAR) in po EPž-po-stopku. Njihovi rezultati so potrdili dosedanje empirične ugotovitve, da VAR-postopek ugodno vpliva na nižjo vsebnost plinov in oligoelementov medtem ko EPŽ občutno izboljšuje čistočo jekla, daje boljšo površino ingota in s tem večje izkoristke pri nadaljnji predelavi. Iz zaključkov sledi, da EPŽ ni primeren za vse vrste specialnih jekel, čeprav avtorja priznavata, da je pri tem dokaj neraziskano področje optimalne tehnologije pretaljevanja. Do analognih zaključkov so prišli tudi Ba!Iantyne, A. K., A. Mitchell in R. J. Kennedy (Teledyne-Allvac, ZDA), ki so še bolj poudarili vpliv tehnoloških parametrov na kvaliteto pretaljenega jekla. Nishivvaki, M., T. Yamaguchi, M. Koba (Nippon Steel Co. Japonska) so poročali o izkušnjah pri delu z veliko, bifilarno EPŽ-napravo za izdelavo slabov, kakor tudi o kvaliteti izdelanih slabov in debele pločevine (dimenzije slabov 510 x 2400 x 4200 mm = 40 ton, 510 x 1900 x 3800 mm = 29 ton, 300 x 1900 x 3800 mm = 17 ton). Peč ima 5600 kVA, mo-nofazna A. C. = 60 Hz., 4 elektrode z dvojno bifilarno tehniko, dvižni kristalizator. Praktične izkušnje so pokazale veliki vpliv tehnologije taljenja na makro-segregacije (V-segregacije), zlasti pomemben je vpliv sekundarnega hlajenja. Zelo pereč problem predstavlja prenos vodika iz zračne atmosfere v jeklo, kar so dokaj uspešno rešili z uporabo kontrolirane plinske atmosfere (N2 + 02) nad žlindro. Izdelava valjev za toplo in hladno valjanje predstavlja že dalj časa zelo interesantno področje za EPŽ-postopek. Jager, H., Ch. Kubisch (Vereinigte Edelstahlvverke, Avstrija) sta poročala o izboljšanju lastnosti valjev za hladno predelavo, izdelanih po EPŽ-postopku. Avtorja sta posebno pozornost posvetila ekonomski analizi (primerjava kon-vencionalno in po EPž-izdelani valji). Iz zaključkov sledi, da poleg izboljšane mikrohomogenosti treba posebej poudariti povečanje življenjske dobe valjev za 20—40% v enakih delovnih pogojih. EPŽ-valji so manj občutljivi na tvorbo razpok kar uporabniki valjev navajajo kot največjo prednost. Prof. Medovar (Paton institut za varilno tehniko — SSSR) je opozoril na zelo ugodne rezultate, ki se dobijo pri uporabi elektrod litih iz LD-kvalitet jekel. Legiranje osnovne taline med taljenjem je mogoče izvršiti na stan-darni način z dodatki v žlindro, ali preko pomožne elektrode. Oba načina legiranja imata znatne prednosti v primerjavi z legiranjem osnovne taline v LD-konvertorju, ker se dosežejo boljši učinki in ugodnejša porazdelitev legirnih elementov. O izdelavi 12 % Cr nerjavnega jekla (za rotorje modernih, visoko-turažnih parnih turbin) preko EPŽ-tehnologije so poročali Kiihnelt, G., A. Diebold, Th. Skamletz, E. Krai-ner (Vereinigte Edelstahlvverke, Avstrija). EPŽ-ingoti, 0 1000 mm so bili izdelani pod žlindro CaF2-Al20,-Ca0 pri čemer je uporabljena specialna tehnika za pretaljevanje in in dezoksidacijo, ki omogoča kontrolo vsebnosti Al pod 0,01 °/o. Po kovanju ingota na ustrezne dimenzije (Fo/F = = 3,6) in primerni toplotni obdelavi so mehanske preiskave pokazale zelo ugodne lastnosti (visoke vrednosti 0,2 meje in ugodna žilavost). Izdelava velikih kovaških ingotov predstavlja velik problem in vse razvite tehnologije iščejo še vedno optimalne rešitve. V zadnjem času je bilo veliko govora o treh principielno različnih metodah, ki pa vse izkoriščajo EPŽ--postopek kot osnovo: 1. Izdelava EPŽ-ingotov v premičnem kristalizatorju z uporabo več-elektrodnega sistema (tehnika zamenjave elektrod), 2. Izdelava EPŽ-ingota z uporabno kokilo, tki. MHKW-postopek pri čemer kot kokila služi večji votli ingot, katerega jedro natalimo z porab, elektrodo. 3. Kombinacija klasičnega litja z EPŽ-tehniko, tki. BEST-postopek, pri katerem se zapolnitev »glave« ingota izvrši z nataljevanjem porabne elektrode. O prvi metodi so izčrpno poročali A. Choudhury, R. Jauch, H. Lovvenkamp (Stahlvverke Rochling - Burbach, ZRN). Izdelava velikih kovaških ingotov, premera do 2300 mm predstavlja nedvomno največji uspeh na področju EPŽ-tehnologije. Procesne značilnosti so pri tako velikih presekih toliko specifične, da zahtevajo maksimalne parametre taljenja, optimalno izbiro žlindre, preprečitev reakcij med žlindro in plinsko fazo itd, Obvladanje toplotnih in na splošno energetskih parametrov je posebej poudarjeno pri tem postopku. Zaradi dendritne rasti je struktura zelo homogena v primerjavi z konvencionalno, litimi ZEZ.B U (77) št. 1 ingoti. Gostota litega jekla (26NiCrMoV 11 5) doseže po celem preseku vrednosti 7,84 g/cm\ Čistoča glede nekovinskih vključkov je izredno visoka, kar je pogoj za visoke mehanske lastnosti jekla. Isti avtorji so podali tudi zelo zanimive rezultate o izdelavi 30 tonskih EPŽ-ingotov iz jekla 12 °/oCr za rotorje (0 1000 mm in dolžina 5000 mm). Dobljeni so odlični rezultati glede mehanskih lastnosti za diske in rotorje turbin. Ultrazvočne preiskave rotorjev so pokazale, da ni notranjih napak in makrosegregacij. Tudi vsebnost deltaferita je občutno nižja kot pri konvencionalno, izdelanih ingotih. Predavanje R. Schumann-a (Leybold-Heraeus) je služilo kot dopolnilo in je dalo dodatne informacije o tehnologiji izdelave velikih EPŽ-ingotov. W. Austel, Ch. Maidron sta opisala tehnološke značilno-nosti novega MHKW-procesa in pretaljevalne naprave v KJ6ckner-Werke-Osnabriick (ZRN). Dobljeni rezultati kažejo, da je s to tehnologijo mogoče izdelati visoko-kvalitetne EPŽ-ingote največjih dimenzij. Glede na dejstvo, da je postopek šele pred kratkim dosegel industrijsko zrelost je še vrsta vprašanj, ki so vezani na tehnologijo taljenja. Z naraščajočo velikostjo ingota naraščajo tudi težave glede vsebnosti nekovinskih vključkov (zlasti v »nogi« ingota), segreg, ogljika, žvepla, fosforja in kisika. BEST-posto-pek o katerem so poročali Machner, P., H. Jager, G. Kiih-nelt, E. Plockinger (Vereinigte Edelstahlvverke, Avstrija) predstavlja kombinacijo klasičnega litja in EPŽ-postopka. Postopek je v literaturi že dovolj poznan zato ga ne bomo ponovno predstavljali. Zanimiva je predvsem primerjava ekonomskih pokazateljev med BEST in EPŽ-postopkom. Primerjava je izvršena na jeklu za rotorje (NiCrMoV) — teža ingota 22 ton. Analiza je pokazala, da stroški izdelave ingota po BEST-postop-ku znašajo le 1/3 tistih za EPž-ingot. Izkoristki so pri kovanju za 70 °/o nižji pri BEST, kot pri konvencionalno izdelanem jeklu. Avtorji so poudarili, da je BEST- postopek, posebej zanimiv za izdelavo zelo velikih kovaških ingotov in glede na dejstvo, da je oprema za ta postopek veliko cenejša kot pri analogni EP2-napravi je treba temu postopku tudi pri nas posvetiti večjo pozornost. Peta konferenca o vakuumski metalurgiji in električnem pretaljevanju pod žlindro v Munchenu, ZRN je ponovno pokazala, da je internacionalna izmenjava raziskovalnih dosežkov na področju procesne tehnike in reševanja številnih metalurških problemov edina možna in ekonomsko upravičena pot. Izredno visoke stroške za raziskave je danes mogoče občutno znižati le z povezovanjem in trans-ferom znanja. Vedno večje zahteve porabnikov specialnih jekel in zlitin narekujejo uporabo novih postopkov, katerih izbira, optimizacija in racionalizacija zahteva visoko-strokovno znanje, pri čemer je informiranost strokovnjakov, ki delajo na teh področjih eden od ključnih pogojev. K V 35 - novo jeklo za kvalitetne vijake Anton Razinger 1. Splošno o jeklu Jekla za kvalitetne vijake in matice uvrščamo v perspektivni program kvalitetnih jekel Železarne Jesenice. Proizvodnja teh jekel naj bi dosegla cca 6000 ton. Potrebe po jeklih za kvalitetne vijake in matice so na jugoslovanskem tržišču zelo velike, potrošniki jekel pa so skoraj v celoti vezani na uvoz. Glede na zahtevane trdnosti lastnosti vijakov se za izdelavo kvalitetnih vijakov uporabljajo plemenita ogljikova in nizkolegirana jekla. Po podatkih analize tržišča se v Jugoslaviji največ jekla za kvalitetne vijake porabi za izdelavo vijakov trdnostnega razreda 8.8 (DIN 267 blatt 3—1967). Standardizirani vrsti ogljikovih nelegiranih jekel Cq 35 in Cq 45 (DIN 1654—1954) ne ustreza popolnoma zahtevam sodobne tehnologije izdelave vijakov trdnostnega razreda 8.8, in sicer zato, ker jeklo Cq 35 nima zadostne kaljivosti, jeklo Cq 45 pa ima visoko preoblikovalno trdnost. Za izdelavo vijakov trdnostnega razreda 8.8 se v Zapad-ni Evropi vse bolj uveljavlja plemenito srednjeogljično jeklo s povišano vsebnostjo Cr, ki združuje dobro kaljivost in preoblikovalnost v hladnem. Ta vrsta jekla za kvalitetne vijake ni standardizirana, različni proizvajalci izdelujejo to jeklo s svojimi oznakami (38 Cr 1, C 35 Cr in podobno). Ker področje jekel za kvalitetne vijake tudi v JUS ni obdelano, proizvajamo takšno jeklo tudi v železarni Jesenice pod svojo oznako I kv 351 (ime jekla je zaščiteno). 2. Zahtevane lastnosti jekla1 Da bi iz jekla KV 35 lahko izdelali vijake trdnostnega razreda 8.8, mora imeti to jeklo naslednje fizikalne in tehnološke lastnosti: a) Jeklo mora biti izvaljano v ozkih dimenzijskih tolerancah (DIN 59115—1968). Površina žice mora biti gladka ter brez površinskih napak, ki bi kvarno vplivale na preoblikovanje vijakov in njihov estetski videz. b) V dobavnem stanju mora biti jeklo sposobno za plastično preoblikovanje v hladnem do zahtevane stopnje deformacije. Jeklo mora biti homogeno, mikrostruktura jekla pa krogljičasti cementit v feritni osnovi. c) Jeklo mora biti kaljivo v olju [HRc 40 min. do D max. 12 mm.] Predpisane mehanske lastnosti v poboljšanem stanju [TN 650/670 °C] «n 80 do 100kp/mm2 <7V min. 66 kp/mm2 65 min. 16 % * min 40 % HB 235 do 300 kp/mm2 (p DVM min. 7 kpm/cm2) Za žico v dobavnem stanju je predpisana tudi max. dovoljena globina razogljičene plasti (mm) (DIN 1654 — tab. 4. 5) premer žice (mm) 0,09 0,10 0,11 0,12 0,15 0,18 maks. glob. razoglj. 6—7 7—8 8—9 9—10 10—12 12—14 3. Pogoji izdelave in obseg kontrole kvalitete jekla Raziskovalno delo pri osvajanju kvalitete jekla KV35 je potekalo v tesnem sodelovanju s tovarno vijakov UNIS — TADIV iz Konjiča, kjer so bili opravljeni tudi vsi tehno- Mgr. Anton Razinger, dipl. inž., raziskovalni oddelek Železarne Jesenice loški preizkusi. Na osnovi priporočil iz literature, preiskav tujih vzorcev jekla ter lastnega raziskovalnega dela smo za jeklo KV 35 postavili naslednjo kemično sestavo: 0.34 — 0.40 % C 0.25 — 0.40 % Si 0.60 —0.75 % Mn 0.30 —0.45 % Cr Postavili smo naslednjo omejitev nečistoč in spremljajočih elementov: 0.035 % S, 0.035 % P ter 0.25 % Cu, 0.025 % Sn, 0.15 % Ni, 60 ppm N Da bi že inherentno zagotovili pogoje za dobro preoblikovalnost, izdelujemo jeklo KV 35 samo v SM pečeh. Pred vlivanjem talino prepihamo z argonom. Homogenost preverjamo z UZ na polfabrikatih, katerih površina se v celo ti očisti z brušenjem. Da bi dosegli želj ene dimenzijske tolerance in kvaliteto površine žice, zahtevamo strogo kontroliran režim vročega valjanja žice. Željeno visoko stopnjo sferidizacije cementi-ta ter odsotnost razogličenja na površini dosegamo z izvirno tehnologijo zaščite površine žice in sferoidizacijskega žarje-njavzvonastih žarilnih pečeh.4 Pred odpremo potrošnikom, preverimo kvaliteto površine s krčilnim preizkusom na vsakem kolobarju na obeh koncih, dosežemo stopnjo sferiodi-zacije, globino razogljičenja ter trdnostne lastnosti pa preverimo pri vsaki žaritvi na treh kolobarjih. Pri vsaki šarži kontroliramo še kaljivost v olju ter trdnost in žilavost jekla v poboljšanem stanju do premera žice 14 mm. Sposobnost jekla za plastično preoblikovanje občasno preverimo s tlačnim preizkusom v laboratoriju za plastično preoblikovanje na strojni fakulteti v Ljubljani. 4. Doseženi nivo kvalitete Z raziskovalnim delom osvajanja kvalitete in proizvodnje jekla za kvalitetne vijake KV 35 smo pričeli leta 1973. Industrijska proizvodnja je stekla v letu 1975, v letu 1976 smo odpremili 1040 ton jekla (1 žarilna peč), v letu 1977 pa planiramo odpremo 2500 ton (3 žarilne peči). Dosežena kvaliteta jekla KV 35, oz. zanesljivost kvalitete je razvidna iz statistične analize rezultatov preiskav jekla, izdelanega v letih 1975 in 1976. Tabela 1—Vsebnost elementov v šaržni analizi Leto 1976 (n = 33) 1975 (n = 15) element X (%) s (%) X (%) s (%) C 0.37 0.02 0.36 0.02 Si 0.30 0.06 0.32 0.03 Mn 0.67 0.06 0.67 0.04 Cr 0.38 0.04 0.39 0.04 P 0.015 0.003 0.014 0.004 S 0.028 0.004 0.025 0.005 Cu 0.15 0.02 0.17 0.02 Sn 0.013 0.003 0.015 0.004 N 0.0056 0.0010 Tabela 2— Mikrostruktura in čistoča jekla Vrsta preiskav st. sferoidizacije (%) gl. razogljičenja (mm) čistoča po JK' A + C B + D Op 1: vzorci za preiskavo, odrezani iz gredic kv. 135 mm Tabela 3 — Trdnost jekla v dobavnem stanju Debelina žice n 0"m X (kp/mm2 s XcTm 4- ls (kp/mm2) — ls 8 do 9 147 54.7 1.6 56.3 53,1 9.5 do 10.5 151 53.6 1.6 55.2 51.2 12 do 14 68 54.9 1.4 56.4 53.6 žEZB 11 (77) št.. 1 Kaljivost jekla: Območje garantirane kaljivosti, ki je prikazano na sliki 1, je ugotovljeno na osnovi normalne statistične porazdelitve rezultatov preiskav kaljivosti vzorcev 38 šarž po metodi Jominy.2 (95 % statistična zanesljivost) Tabela 4 — Mehanske lastnosti jekla v poboljšanem stanju (n = 48) vrsta preisk.1 X s cv (kp/mm2) 79.9 3.8 o-m (kp/mm2) 88.6 3.3 Ss(%) 17.6 1.1 ¥ (%) 63.4 2.2 žilavost povm 15.4 2.4 op1 Trdnost se nanaša na žico, debeline 10 mm Vzorci za preiskavo žilavosti, odrezani iz blumov kv. 135 milimetrov n A s 182 92.6 5.4 182 0.05 0.02 59 1.75 0.34 1.65 0.21 KV 35 %C %Mn %Cr 0.35 0.69 0.35 Oddaljenost od hilj- čela v mm Slika 1 Pas garantirane kaljivosti za jeklo KV 35 Sposobnost jekla za preoblikovanje v hladnem: Karakteristična krivulja tečenja za jeklo KV 35,3 dobljena s pomočjo diskontinuirnega tlačnega preizkusa, je prikazana v sliki 1 6. Zaključek Za izdelavo vijakov trdnostnega razreda 8.8 smo osvojili plemenito ogljikovo jeklo KV 35. Na osnovi statistične analize rezultatov laboratorijskih preiskav vzorcev jekla iz redne proizvodnje lahko zagotovimo s 95 % statistično zanesljivostjo zahtevane lastnosti jekla: a) odstotnost napak na površini žice b) globina razogljičenja pod dovoljeno mejo c) zahtevana kaljivost jekla v olju D < 12 mm d) zahtevane mehanske lastnosti v poboljšanem stanju do premera žice 16 mm e) krivulja tečenja kf = C KAHHE YAK: 669.046.552.3: 669.787 ACM/CAA: S lir, E 9q MeTaAvprHfi-cTaAenAaBHAbHoe npoii3BOACTBO-onpeAeAeHHe KHCAOpOAa — KHCAOpOAHbIH 30HA- B. Koroušič IIpHM6H6HHC KHCAopoAHoro 30HAa npn HenocpeACTBeHnoM onpeAeAe-hhh coAep>Kaniifl KHCAopoAa b pacnAaBAeniiOH ctsah. Železarski zbornik 11 (1977) 1 c 3—12 3AeKTpOXHMHMeCKHH MeTOA (3XM) OnpeAeAeHHH aKTHBHOrO KH-cAopoAa b pacnAaBAenHOH ct3ah yace HecK0AbK0 AeT ycnenino npn-MeiiaeTCH npH KOHTpOAHpOBaHHOM paCKHCAeHHH CnOKOHHOH H KHriH- me-H cTaAH. OnncaHO npHMeHeHHe 3XM MeTOAa npii HenocpeACTBeHHOM onpeAeAeHim coAep>KaHHH KHCAopoAa b npoMbiuiAeHHbix ycAOBH$ix. FIoAaHbi ocHOBHbie xapaKTepHCTHKH H3\iepHTeAbHoro npn6opa h cno-coo ero ynoTpe6AeHHH. I1oapo6ho paccMOTpeHbi vcaobhh, Koropbie bahhiot Ha TOHHOCTb H3MepeiIHH. VKa3ana b03m0>KH0CTb npHMCHe-hhh KHCAopoAHoro 30HAa npH KOHTpOAHpOBaHHOM paCKHCAeHHH CTaAH C aAIOMHHHeM. ABTopeepHOH K0pp03HH — K0PP03HH - corten. N. Exel, L. Vehovar K0pp03H0HH0ycT0fiqHB0CTb Corten ctsah. Železarski zbornik 11 (1977) 1 c 37-40 C AOMamnefi h HTaAbHHCKOH cTaAbio MapKH »corten«, KOTopaa yCTOHHHBa npOTHB aTMOC(J)epHOH K0pp03HH, BbinOAHHAHCb HeCKOAbKO AeT OnblTbl AAH OnpeAeAeHHH K0pp03H0HH0yCT0HHHB0CTH 3TOH MapKH CTaAH npn AByx CAy^anx bahhhhh ropoACKon aTMOCepbi h npn oahom CAynae aTMOc4>epbi b npoBHHHHH. KpHTepHH aah ohchkh npeACTaBAHeT yMeHbmenHe TOAiiumbi >KecT5iHbix o6pa3uoB; yMeHb-meiiHe 0npeAe.\eH0 npH noMomH MeTaAAorpaob hah npn noTepe th>kccth. 06pa3Hbi H3 hy>koh CTaAH noTepaAH b TeneHHH 4-ex AeT 0,14—0,15 mm TOAiuHHbi, npn 3tom Koppo3HH npaKTHHecKH npeKpaTHAacb. ilpH AOManiHen CTaAH c coAep>KaHHeM Cr h P b iih?khhx npeAeAax, ao npeKpameHHH achctbhh Koppo3HH noTepn cpaBHHTeAbno SoAbiue, t. e. 0,15—0,20 mm, npn neM BeAHHHHa no-Tepb 33BHCHT ot arpeceHBHoeTH aTMocc^epbi h ot nepnoAa BpeMeHH Ha^aAa bahhhhh aTMoctJ)epbi. rioTepu AOMaiiiHen CTa<\H b aTMOc4>epe b npOBHHUHH COCTaBAHAH BCeTO npuSA. 0,06 MM. BooGme BeAHHHHa K0pp03H0HHbix noTepb corAacyeTCJi c 3arpaHHHHbiMH noKa3aHHHMH. MeTaAAorpa4>HnecKoe onpeAeAeHHe noTepb toahihhu AaeT pe3yAb-TaTbi, KOTopbie npuSA. ao 20% HHHce ot bcahhhh noAyHeHHbix onpeAeAeHHeM noTepn TH^cecTH. ABTopetJ). YAK: 669.14.018.2:669—153.65 ACM CAA: A y-n, J 24 metaaayprhh — ae<}>opMaHHfl b ropaneM coctohhhh — a30THp0BaH-Haa AeriipoBaHnaH CTaAb — Hop\iaAH3auHJi. V. Vodopivec, M. Gabrovšek, M. Kmetič HccAeAOBaHH« bahhhhh ropaneH aec^opviamiH h AHenepeHOHHoro OTsKHra Ha MHKpOCTpyKTypy H Ha TBepAOCTb MHKpOCnAaBHOH CT3AH nocAe HopiwaAH3auHH. Železarski zbornik 11 (1977) 1 c 13—28 Pac.viOTpeHbi pe3yAbTaTbi HcnbnaHHH ct3ah Ha AecJ)op\iaHHio b TeMn-HOM HHTepBaAe 1300—750°, TaK>Ke pe3yAbTaTbi AHcnepcnonHoro ot^Hra h hopmaah3amm. Pe3yAbTaTbi noka3aah, hto CTaAb nocAe AHenepeHOHHoro oT>khra h nocAe nopMaAH3auHH npno6peTaeT GoAee t0hkyi0 h 6oAee npaBH.\bHyio 4>ePP,ITOnePAHTHYI° MHKpocTpyKTypy npn cpaBHeiiHH c CTpyKTypoH noAyqeHHoft TOAbKO npn BbinoAHeHHH HOp\iaAH3aHIlH CTaAII. BAHHHHe AHCnepCHOHHOrO OTJKHra Ha HOp-MaAH30BaHHyK) MHKpOCTpVKTypy II Ha BeAHHHHy ayCTeHHTHbIX 3epeH HHTeHCHBHee b cpaBHeiiHH c BAHHHHeM t-pbi AecfcopMauHH. B HOp-MaAH30BaHII0H CTaAII BblAeAeHHH nO BeAHMHHe OAHHaKOBbl, OAHHa- kobofo pacnpeAeAeinifl, he3abhchmo ot t-pbi Ae4>opMamiH h He3a-bhchmo ot Toro, 6biAa ah ctaab ao hopmaah3auiih noabeprhyta AHCnepCHOHHOM OT>KHry H AH HeT. ABTopec}). YAK: 621.039.43 ACM CAA: UJc, W lla J. Bratina rioraomaiomhh kohtyp — yctpohctbo aah KOMneHCailHH peaKTHB-Horo tona h otčopa tokob rapMOHHK Železarski zbornik 11 (1977) 1 c 41—50 Ecah nepeA KOMnencaHHOHHbiM KOHAeHcaTopoM ycTaHOBHTb ApocceAb, to npn onpeAeAeHiibix ycAOBHsix mo>kho co3AaTb peco-naHCHyio 06cTaH0BKy, Toe ecTb — cbccth Ha mhhhmvm conpoTHBAe-HHe AAH TOKa BbICLLIHX rapMOHHK: npH TaKOM COHeTaHHH HHAVKTHB-HOCTH ApOCCeAH H eMKOCTH KOHAeHCaTOpOB H3 CeTH nilTaHHH ot6h-paeTCH TOK BbICHIHX rapMOHHK. TaKHM MeTOAOM MOHCHO H3 SAeKTpO-3HepreTHHeCKHX CHCTeM Bbl4)HAbTpOBbIBaTb TOKH, KOTOpbie b hhx reHepHpyioTCH paSoTaiomuMii BbinpaMHTeAbHbiM ycTponcTBaMH hah 3.\eKTpoAyroBbrMH nenaMH. b CTaTbe paccMaTpHBaioTCH Bonpocbi K0HCTpyKHH0HH0r0 HcnoA-IieilHH nOrAOIHaiOmHX KOHTypOB npiIMeHHTeAbHO k yCAOBH»m TOKO-cna6>KeHHH KpynHbix 3AeKTponoTpe6HTeAen, b HaeTHoeTH MeT3AAyp-THHeCKHX 3aBOAOB. ABTopetJ). YAK: 669.—124.3 ACM"CAA: F 1-67 MeTaAAyprHH — x0A0AHaa AecjjopMaijHH. B. Brezigar, J. Kenda, J. Kodrič, Z. Repič XOAOAHaJI Ae4>OpMaUH5I MCTaAAOB B IipOMblJIIAeHHOCTH aBTOTpaKTOp-Horo o6opyAOBaHHii. železarski zbornik 11 (1977) 1 c 29—35 BBeAeHHe texh0a0rhh xoaoahoh Aea3bl H3rOTOBAeiIH5I H npHTOTOBAeHHe nOBepXHOCTH H3Ae-AHH. KpoMe onncaHHH TexH0A0rHH paccMOTpeHO necKOAbKO npaKTH-MeCKHX paOOT H3 3TOH OČAaCTH. Bo3HHKaeT Heo6xOAHMOMTb rio 0praHH30BaHH0M COTpyAHHMeCTBe npOH3BOAHTeAeH Cbipba, H3rOTOBHTCAeH HHCTpyMeHTOB h BbinOAHH-TeAeH nepepaSoTKH, TaK KaK coBMecTHbiM c0TpyAHHnecTB0M mo>kho AyMiue Bcero npeoAOAeTb HaMaAbHbie 3aipyAHeHHH. ABTopetJ). Odgovorni urednik: Jože Arh, dipl. inž. — Člani Jože Rodič, dipl. inž., Viktor Logar, dipl. inž., dr. Aleksander Kveder, dipl. inž., Edo Žagar, tehnični urednik. Oproščeno plačila prometnega davka na podlagi mnenja Izvršnega sveta SRS — sekretariat za informacije št. 421-1/72 od 23. 1. 1974 Naslov uredništva: ZPSŽ — Železarna Jesenice, 64270 Jesenice, tel. št. 81-341 int. 880 — Tisk: GP »Gorenjski tisk«, Kranj