i 2:1)2S O VSEBINA ŽELEZARSKI ZBORNI K Stran VVahlster Manfred — Leybold Heraeus G. M. b. H. & Co. KG Hanau, ZRN MOŽNOSTI UPORABE EPŽ POSTOPKA V JEKLARSKI INDUSTRIJI...........1 Macur Vladimir — Železarna Ravne PRAKSA VAKUUMIRANJA JEKLA V ŽELEZARNI RAVNE..............13 A r h Joža, Železarna Jesenice ODŽVEPLANJE JEKLA S TRDNO SINTETIČNO ŽLINDRO V PONVI............21 Stocca Bogdan, Železarna Jesenice JEKLA ZA GLOBOKI VLEK........27 Š i p e k Mitja, Železarna Ravne MERJENJE ČASOVNE ODVISNOSTI POTEKA DELOVANJA SILE PRI UDARNEM PREIZKUSU 39 Brudar Božidar, Železarna Jesenice ODKRIVANJE POVRŠINSKIH NAPAK NA PA-LICNEM JEKLU S POMOČJO VRTINCNIH TOKOV.................47 TEHNIČNE NOVICE...........65 Stojan Mihael — Železarna Jesenice PREISKAVE ZVARJENIH SPOJEV NA PLOČEVINI NIOVAL 47.............65 DRUŠTVENE VESTI ........... Paulin Andrej —FNT Ljubljana RAZVOJ UČNIH PROGRAMOV ODSEKA ZA METALURGIJO UNIVERZE V LJUBLJANI TER POROČILO O RAZGOVORU MED INDUSTRIJO IN ŠOLO O NADALJNJEM RAZVOJU TEH PROGRAMOV. LETO 8 ST. 11974 ŽEZB BQ 8 (1) 1 - 72 (1974) IZDAJAJOŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT rv >11 VSEBINA Wahlster Manfred ŽEZB 8 (1) 1974 s 1—11 Možnosti uporabe EPž postopka v jeklarski industriji DK: 669.187.26, 669.046.54/35 ASM/SLA: D8n Macur Vladimir ŽEZB 8 (1) 1974 s 13—19 Praksa vakuumiranja jekla v Železarni Ravne DK: 669-982:669.046.517 ASM/SLA: D8m, DgS, 1—73 Arh Joža ŽEZB 8 (1) 1974 s 21—26 Odžveplanje jekla s trdno sintetično žlindro v ponvi DK: 669.187.5046.546.22 ASM/SLA: AD-a, D lin Stocca Bogdan ŽEZB 8 (1) 1974 s 27—38 Jekla za globoki vlek DK: 669.14.018.26 ASM/SLA: ST-d Sipek Mitja ŽEZB 8 (1) 1974 s 39—46 Merjenje časovne odvisnosti poteka delovanja sile pri udarnem preizkusu DK: ASM/SLA: Q6n Brudar Božidar ŽEZB 8 (1) 1974 s 47—64 Odkrivanje površinskih napak na paličastem jeklu s pomočjo vrtinčastih tokov DK: 669.14.29, 620.1 ASM/SLA: S 13c Tehnične novice Stojan Mihael ŽEZB 8 (1) 1974 s 65 Preiskave zvarjenih spojev na pločevini Nio-val 47 Društvene vesti Paulin Andrej ŽEZB 8 (1) 1974 s Razvoj učnih programov odseka za metalurgijo Univerze v Ljubljani ter poročilo o razgovoru med industrijo in šolo o nadaljnjem razvoju programov. INHALT Wahlster Manfred ŽEZB 8 (1) 1974 s 1—11 Moglichkeiten fiir die Anwendung von ESU Verfahren in der Stahlindustrie DK: 669.187.26, 669.046.54/35 ASM/SLA: D8n Macur Vladimir ŽEZB 8 (1) 1974 s 13—19 Die Vakuumbehandlung des Stahles im Hut- tenwerk Ravne DK: 669-982:669.046.517 ASM/SLA: D8m, DgS, 1—73 Arh Joža ŽEZB 8 (1) 1974 s 21—26 Die Entschweffelung des Stahles mit der festen synthetischen Schlacke in der Pfanne DK: 669.187.5046.546.22 ASM/SLA: AD-a, D lin Stocca Bogdan ŽEZB 8(1) 1974 s 27—38 Tiefziehstahle DK: 669.14.018.26 ASM/SLA: ST-d Šipek Mitja ŽEZB 8 (1) 1974 s 39—46 Die Messung der Zeitabhangigkeit der Kraft- vvirkung bei dem Schlagversuch DK: ASM/SLA: Q6n Brudar Božidar ŽEZB 8 (1) 1974 s 47—64 Entdeckung der Oberflachenfehler am Stab- stahl mit Hilfe der Wirbelstrome DK: 669.14.29, 620.1 ASM/SLA: S 13c Technische nachrichten Stojan Mihael ŽEZB 8 (1) 1974 s 65 Untersuchungen von Schweissverbindungen an Blechen »Nioval 47« Vereinsnachrichten Paulin Andrej ŽEZB 8 (1) 1974 s Entwicklung der Studienprogramme der Me-tallurgischen Abteilung an der Universitat Ljubljana und der Bericht iiber die Bespre-chungen zwischen der Industrie und Schule iiber die weitere Entvvicklung dieser Pro-gramrae. CONTENTS Wahlster Manfred ŽEZB 8 (1) 1974 s 1—11 Use of ESR Process in Steelmaking Industry DK: 669.187.26, 669.046.54/35 ASM/SLA: D8n Macur Vladimir ŽEZB 8 (1) 1974 s 13—19 Practice in Vacuum Melting of Steel in Ravne Ironworks DK: 669-982:669.046.517 ASM/SLA: D8m, DgS, 1—73 Arh Joža ŽEZB 8 (1) 1974 s 21—26 Desulphurisation of Steel in the Laddle by Solid Synthetic Slag DK: 669.187.5046.546.22 ASM/SLA: AD-a, D lin Stocca Bogdan ŽEZB 8 (1) 1974 s 27—38 Steels for Deep Dravving DK: 669.14.018.26 ASM/SLA: ST-d Sipek Mitja ŽEZB 8 (1) 1974 s 39—46 Measuring the Time Function of Operating Force in Impact Test DK: ASM/SLA: Q6n Brudar Božidar ŽEZB 8 (1) 1974 s 47—64 Diclosure of Surface Defects on Rod Steel by Eddy Currents DK: 669.14.29, 620.1 ASM/SLA: S 13c Technical Nevvs Stojan Mihael ŽEZB 8 (1) 1974 s 65 The Examination of Welded Joints on Heavy Plates of Nioval 47 Association Nevvs Paulin Andrej ŽEZB 8 (1) 1974 s The Development of Courses of Teaching in the Metallurgical Department of University in Ljubljana and the Report About the Discussion Between Industry and University about Further Development of Teaching Programes. COAEP>KAHHE Wahlster Manfred ŽEZB 8 (1) 1974 s 1—11 Bosmovkhocth npHMeHeHHH EUin cnocoSa b cTaAenAaBHAtHoft npoMbiuiAeHHOCTH DK: 669.187.26, 669.046.54/35 ASM/SLA: D8n Macur Vladimir ŽEZB 8 (1) 1974 s 13—19 OnbIT BaKYYMHpOBaHHH CTaAH B MeTaAAYprn-necKOM 3aBOAe PaBHe DK: 669-982:669.046.517 ASM/SLA: D8m, DgS, 1—73 Arh Joža ŽEZB 8 (1) 1974 s 21—26 06eccepHBaHHe CTaAH c TBepAMM cHHTeTHne- ckhm IIIAaKOM B KOBIIie DK: 669.187.5046.546.22 ASM/SLA: AD-a, D lin Stocca Bogdan ŽEZB 8 (1) 1974 s 27—38 CTaAH AAH rA\'50K0H BbITH>KKH DK: 669.14.018.26 ASM/SLA: ST-d Sipek Mitja ŽEZB 8 (1) 1974 s 39—46 H3Mepemie BpeMeHHOH 3aBiicniviocTH npoijecca AeftCTBHH CHAH npH YAapHOM HCnbITanHH DK: ASM/SLA: Q6n Brudar Božidar ŽEZB 8 (1) 1974 s 47—64 OSHapY?KHBaHHe noBepxHocTHbix nopoKOB Ha npYTKOBOH CTaAH npH nOMOUlH TYp0YAeHTHbIX tokob DK: 669.14.29, 620.1 ASM/SLA: S 13c TexHHMecKHe hobocth Stojan Mihael ŽEZB 8 (1) 1974 s 65 iiccaeaobahhe cBapHbix coeaiihehnii ahctoboh CTaAH MapKH Nivoval 47 OcBeAOMAeHHH OpraHH3ai)HH Paulin Andrej ŽEZB 8 (1) 1974 s Pa3BHTHe yye6itLix nporpaMMOB Kac[)eApH Me-taaayprhh Aio6.\5iHCKora yhhbepchteta h ao-KA3A O COBemaHHH MC>KAY HHAyCTpHH h UIKOAbl o AaAbHeHineM pa3BHTHH nporpaMMbi. ŽELEZARSKI ZBORNIK IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT LETO 8 LJUBLJANA MAREC 1974/ŠT. 1 W Možnosti uporabe EPZ postopka v jeklarski industriji* DK: 669.187.26; 669.046.54/35 ASM/SLA: D8n Manfred Wahllster Z namenom splošne predstavitve postopka proizvodnje specialnih jekel z električnim pretalje-vanjem pod žlindro je podan kratek pregled razvoja EPŽ postopka z osnovnimi informacijami o glavnih značilnostih. Podane so primerjave EPŽ postopka s konvencionalnimi in vakuumskimi postopki proizvodnje jekel. EPŽ postopek omogoča izdelavo jekel z vrhunskimi kakovostnimi lastnostmi, ker na določen način spreminja kemijsko sestavo, stopnjo čistosti, kompaktnost in makro- ter mikrostrukturo jekel. Težišče članka je v obravnavanju tipičnih področij uporabnosti EPŽ jekel v sodobni industriji, predvsem s stališča izboljšanja kakovosti, v okviru omejenih možnosti pa tudi glede ekonomičnosti s stališča proizvajalca in potrošnika. UVOD Razlogi za uporabo posebnih metalurških postopkov1 so lahko zelo različni in glede na izkušnje v praksi v toku časa lahko zelo različni. Tipičen primer za tak potek predstavlja približno 20-letni razvoj vakuumske metalurgije. Prva industrijska uporaba je bila namenjena predvsem zmanjšanju vsebnosti vodika za odpravo kosmičev v odkovkih. Kasneje je pridobila vakuumska dezoksidacija (CO — reakcija) nov cilj v zniževanju vsebnosti kisika, medtem ko je danes težišče predvsem v ho-mogeniziranju taline, v zagotavljanju možnosti analiznih popravkov, kakor tudi v določeni repro-duktivni tehniki dodatkov legirnih in dezoksidacij-skih kovin. Popolnoma nove aspekte nudi vakuum- * Članek predstavlja skrajšani povzetek uvodnega predavanja, ki ga je imel prof. dr. — ing. habil. Manfred Wahllster, direktor firme Ley-bold-Heraeus GmbH. & Co. KG., Hanau, BRD na prvem jugoslovanskem posvetovanju »Električno pretaljevanje jekla pod žlindro« v priredbi železarne Ravne in Metalurškega inštituta iz Ljubljane na Ravnah na Koroškem septembra 1973. Članek je v sodelovanju z avtorjem prevedel in priredil za železarski zbornik Jože Rodič, dipl. inž., Železarna Ravne. ski metalurgiji vakuumsko žilavenje za doseganje najnižjih vsebnosti ogljika, kar je posebno pomembno pri transformatorskih ali dinamo pločevinah ter pri nerjavnih jeklih. Kljub zelo hitremu uveljavljanju električnega pretaljevanja pod žlindro (EPŽ) v vsem svetu (slika 1) ni mogoče brez dobrega poznanja specialnih primerov uporabe z nedvomno gotovostjo trditi, kateri so bili glavni razlogi za industrijsko upo- Peč z elektronskim J * ti 5 00 200 100 50 20 m 5 00 200 100 50 20 10 5 2 Vakuumska elektra oblačna peč_ EPŽ - postopek Skupno Z —Skup ** no^ | Zc Ev V / ropa/ / < s 1960 1965 1970 1975 1960 1965 1970 1975 1960 1965 1970 1975 Slika 1 Razvoj letne proizvodnje in največje teže ingotov rabo tega pretaljevalnega procesa. Izmed mnogih možnih razlogov za uporabo takega postopka smo v prikazu slike 2 izbrali nekaj najvažnejših argumentov. Kakor vemo po izkušnjah, je odločitev za izgradnjo EPŽ naprav odvisna od številnih razlogov, ki jih moramo istočasno po njihovi pomembnosti upoštevati. Nikakor ne moremo pri tem ločiti tehnično - kakovostne aspekte od ocen gospodarne učinkovitosti ter ukrepati samovoljno. Spremembe lastnosti jekla Prav številne metalurške podatke o EPŽ postopku obravnava obsežna literatura z rezultati preizkušanja pretaljenih izdelkov. Pretežno se na- KAKOVOST I Nedosegonje želenih lastnosti pri konven-\ j cionalnem načinu proizvodnje TEHNOLOGIJA GOSPODARNOST Težave pri konvencionalni proizvodnji. Neizpolnjevanje dobavnih rokov —i—fj ■ / Nadomeščanje potrebnih _U_ (investicij. ' " . Visoki stroški pri konvencionalni \ proizvodnji. Predpis s specifikacijo materiala v naročilu. Osvajanje prednosti na tržišču. Nujnost zaradi konkurence._ TRŽIŠČE IN KUPCI Slika 2 Razlogi za uporabo EPŽ postopka našajo na manjše dimenzije ingotov, pri čemer moramo upoštevati možnost prenašanja ugotovitev na večje preseke ingotov. Pretaljevanje jekla prav gotovo vodi k spremembam kakovostnih lastnosti2, od katerih nekaj najpomembnejših podaja primerjalna tabela na sliki 3. Kakovost ingota Površina Poroznost in gostota Izplen Kemijska sestava Osnovni elementi Vodik Žveplo Oligoelementi Stopnja čistosti mikroskopsko makroskopska Struktura ingota Blokovne izceje Kristalne izceje Mehanske lastnosti Trdnost Meja razteznosti Žilavost Izotropnost Slabše ENAKO Boljše Veliko boljše potrebno uporabiti elektrode iz vakuumiranega jekla. Najvažnejše izboljšave se nanašajo na mikroskopsko in makroskopsko stopnjo čistosti kakor tudi na zmanjšanje blokovnih in kristalnih izcej. Prav iz tega izhajajo predvsem mnogo boljše žilavostne lastnosti. Ali sploh nastopajo in v kakšnem obsegu se pojavljajo spremembe lastnosti3 zaradi pretaljevanja v primerjavi s konvencionalno izdelanimi jekli, ni odvisno samo od kakovosti in lastnosti primerjanih vrst jekel, saj npr. tudi vakuumska obdelava ali drugi posebni metalurški postopki zadoščajo za visoke kakovostne zahteve. Blokovne izceje povzročajo predvsem pri velikih odkovkih proizvajalcu in uporabniku jekla često zelo težko rešljive probleme. Tako npr. z normalno toplotno obdelavo ni mogoče doseči pričakovane strukture v mnogih področjih ingota, ki imajo prevelike razlike v kemijski sestavi. Slika 4 prikazuje, da EPŽ postopek skoraj popolnoma odstrani fenomen blokovnega izcejanja celo v območju večjih presekov pri strjevanju. Za primerjavo so podane vrednosti konvencionalno izdelanih velikih kovaških ingotov iz literatur-nih podatkov. Šele tu pridejo prav do veljave prednosti električnega pretaljevanja pod žlindro. Tudi novejše metalurške tehnike litja, med katerimi je eden najuspešnejših postopek »after pour-ing«, ki ga je razvila japonska jeklarna v Muroran/ Hokkaido, predstavlja sicer uspešno, vendar le prehodno rešitev za izdelavo velikih kovaških ingotov z zanesljivo in reproduktivno stopnjo blokovnih izcej. Problema enakomerne porazdelitve vključkov in preprečevanja večjih, pretežno ekso-genih oksidnih delcev tudi ta postopek ni mogel rešiti. x) Napake pretaljevanja Slika 3 Vpliv EPŽ postopka na lastnosti jekla Po teh podatkih je površina ingotov boljša, gostota ingota večja in izplen v primerjavi s konvencionalno izdelanimi ingoti precej izboljšan. Kemijska sestava jekla se lahko spreminja v obe smeri. Lahko oksidirajoči elementi kot silicij, aluminij ali mangan utrpijo izgube z odgorom, v kolikor nismo podvzeli posebnih ukrepov med preta-ljevanjem ali v prilagajanju kemijske sestave elektrod za pretaljevanje. Isto velja za kisik in žveplo, kar pa je seveda z ozirom na kakovostne lastnosti vsekakor zaželeno. Ker postopek ne poteka v vakuumu, ni mogoče pri električnem pretalje-vanju pod žlindro pričakovati znižanja vsebnosti nekaterih oligo elementov in vodika. Zaradi navze-manja vlage iz zraka ali zaradi tvorcev žlindre obstaja celo težnja k navzemanju vodika. Zaradi tega je praviloma pri večjih presekih ingotov Slika 4 Blokovne izceje v težkih odkovkih (poprečne vrednosti za ingote težje od 70 t) Zaradi fizikalnih procesov v območju likvidus — solidus na kristalizacijski fronti tudi pri EPŽ postopku ni mogoče popolnoma preprečiti kristalnih — ali mikroizcej. V primerjavi s konvencionalno izdelanim jeklom pa so pri EPŽ jeklu tudi kristalne ali mikroizceje precej manjše tudi v kakovostno kritičnih delih ingota kot npr. v sredini. Tipične podatke6 za ingote orodnega jekla za delo v vročem X40CrMoV5.1 prikazuje slika 5. Stop- Slika 5 Razmerje izcej v orodnem jeklu za delo v vročem W. Nr. 2343/X40 CrMoV 5. l/C. 4751/utop Mol. njo izcejanja podaja razmerje med maksimalno in minimalno koncentracijo nekega elementa, določeno z elektronskim mikroanalizatorjem. Nadaljnje podrobnosti o izboljšanjih, doseženih z EPŽ postopkom, posebno glede uporabnost-nih lastnosti in mehanskih vrednosti bomo v nadaljnji obravnavi pregledali za posamezne vrste jekel. PRIMERJALNE PREISKAVE EPŽ JEKEL IN KONVENCIONALNO IZDELANIH JEKEL nega brušenja pri ponovni obdelavi površine, s čimer pa se podaljša življenjska doba valjev za 50 % in več. Odsotnost večjih nekovinskih vključkov zagotavlja tudi pri globlje kaljenih valjih večjo varnost proti luščenju. Probleme, ki so poznani predvsem pri najvišje obremenjenih valjih tan-demskih ogrodij, se da z izbiro najprimernejših parametrov pretaljevanja pod žlindro skoraj popolnoma rešiti. Kalander valji Najpomembnejše zahteve pri visoko vrednih kalander valjih7 so zvezane z najvišjo čistostjo in z lastnostmi pri vrtenju na povišani temperaturi — npr. za vlečenje in oblaganje tehničnih magnetnih trakov. Zahteve so včasih tako visoke, da jih s konvencionalno izdelanimi valji skoraj ni mogoče gospodarno realizirati. Brez kakršnega koli izmečka je uspelo podjetju Rheinstahl v Hattingenu v zadnjih letih izdelati več sto kalander valjev za ekstremne zahteve potrošnikov glede polirne sposobnosti in kakovosti površine. Pri tem je še posebno pomembna struktura strjevanja, ki je popolnoma simetrična z ozirom na os (enakomerne horizontalne in vertikalne izceje) EPŽ ingotov. Tako je omogočena izredno enakomerna mehanska obdelovalnost in poboljšanje. V sledečem bomo na kratko obravnavali tipične spremembe in izboljšave, ki jih dosegamo z EPŽ jeklom v primerjavi s konvencionalno izdelanim jeklom. Podrobnejše podatke lahko dobimo iz literature, ki je navedena v tabeli 3 k zaključkom. Valji za hladno valjanje Za hladno valjanje jeklenih trakov, trakov neželeznih kovin in kovinskih folij je odločilnega pomena homogenost strukture in stopnja čistosti jekla za valje. Nekovinski vključki, ki se pojavljajo na površini valjev, škodujejo kakovosti valjan-cev, ali pa povzročajo celo izmeček. Doslej zbrane izkušnje v industrijskem obsegu so pri EPŽ valjih z območjem premerov od 200 do 800 mm pokazale odlične rezultate. Izboljšana stopnja čistosti (slika 6) omogoča zmanjšanje potreb- 80 60 CJ c 40 I t ° * * »0 II «» O o. 8 0 60 fg 40 o, C) •5) S 20 SULFIDI — Nv V\ H _ Q Konvencionalno m g EPŽ g| 1 OKSIDI H l s \s V\ 1 — \\N 1 fU m / 2 3 4 5 6 7 Stopnja čistosti po VDEh - primerjalnih tabelah Slika 6 število in velikost nekovinskih vključkov v valjih za hladno valjanje (jeklo: W. Nr. 2304/85 CrMo 7/C. 4740/OHV4) 99 96 90 m O) * 6/; D C i 40 D 20 1 w EPZ / / / • o' / rJ* Komenc ionalr 220 0 ! N = / / / / / / 7 2 4 6 8 10' 2 4 6 8 102 2 Odstopanje pri probi z vrtenjem pri povišani temperaturi f^u] Slika 7 Vpliv pretaljevanja na obnašanje kalander-valjev ob vrtenju pri povišani temperaturi Izvrednotenje obnašanja pri vrtenju na povišani temperaturi kalander valjev, ogretih na 200° C slika 7), kaže, da so vsi EPŽ valji zadovoljevali maksimalno dopustno najvišjo vrednost odstopanja 10 mikronov, medtem ko jih od konvencionalno izdelanih kalander valjev zadovoljevalo to zahtevo le 70 %. ROTORJI Induktorske osi: Zaradi visokih obremenitev je uporaba preta-1 j enega jekla za turbinske in generatorske osi posebno interesantna. Od različnih posebnih metalurških postopkov, ki so se uveljavili, upoštevajoč tudi posebne postopke litja, nudi glede porazde- litve vključkov8 ali glede zmanjševanja blokovnih izcej le malo kateri zadovoljivo zanesljivost. Več ali manj vsi ti postopki predstavljajo le delen uspeh, ker poteka kristalizacije predvsem pri večjih presekih ni mogoče več obvladati z določenimi vplivi. Primerjava mehanskih lastnosti tangencialnih in radialnih prob iz zunanjega dela (slika 8) -7790 -— 4665 5 Rob Jedro radialno radialno Legenda: ® Trdnost [kp/mm2] @ Kontrakcija [%] Q) Meja razteznosti [kp/mm2] (D Žilavost Charpy - V [kpm/cm2] Q) Raztezek [%] © Prehodna temperatura [°C] Slika 8 Primerjava mehanskih lastnosti rotorjev (Jeklo: 28 NiCrMoV 14.5) nam omogoča, da spoznamo nekaj za rotorje pomembnih ugotovitev. Pogoji strjevanja praktično ne vplivajo na trdnost in mejo razteznosti pri enakem stanju poboljšanja, kar je primerjava rotorjev dokaj jasno pokazala. Zarezna udarna žilavost pa je pri konvencionalnem jeklu proti jedru vse manjša in na tem mestu pade na polovico onih / V / -- 0225 -- - 108,2 708,2 M !1C,5 \/7'{ 4635 EPZ 15,2 12,4 5 6,4 42 3L d> <2> G> @ ® (7) Trdnost [kp/mm2] Q) Meja razteznosti [kp/mmz] Q) Raztezek [%] © Kontrakcija [% J © Žilavost DVM [i'kprn/cm2] Slika 9 Primerjava mehanskih lastnosti turbinskih kolutov (Jeklo: W. Nr. 6582/34 CrNiMo 6/C. 5431/VCNMo 150) vrednosti, ki jih dobimo ob površini. V splošnem padajo žilavostne vrednosti tudi pri EPŽ jeklu proti jedru, vendar je ta padec mnogo manj izražen in izhaja od višjih absolutnih vrednosti. Pri določanju 20° C nižje prehodne temperature je treba upoštevati, da je bilo poboljšanje zaradi sposobnosti primerjave reducirano na presek 1500 mm. Turbinski koluti: Podoben rezultat so dale tudi preiskave turbinskih kolutov iz jekla 34 CrNiMo 6 (slika 9). Poleg razlik v udarni žilavosti zaslužijo posebno pozornost izboljšave, ki jih dosežemo z električnim pre-taljevanjem pod žlindro pri raztezku in kon-trakciji. Generatorski rotorji: Kot dopolnitev k tem informacijam iz proizvodnje rotorjev v Hattingenu lahko omenimo še novejše podatke M. Kroneisa in sodelavcev9 o preiskavi 8,9 t — generatorskega rotorja iz EPŽ jekla v primerjavi z rotorjem, izdelanim iz vakuumira-nega jekla. (Slika 10) Pri raztezku in kontrakciji so ugotovljene razlike, ki pa ne pridejo posebno do izraza. Absolutne vrednosti zarezne udarne žilavosti so precej višje, posebno pa pride do izraza prehodna temperatura, ki je pri odkovku iz EPŽ jekla približno za 20° C nižja. Rotorji plinskih turbin: Tudi na področju jekel obstojnih na povišanih temperaturah so ugotovljene zelo ugodne izkušnje z EPŽ jeklom (slika 11). Pri enakem postopku poboljšanja in praktično enakih žilavostnih lastnostih kažejo pretaljeni bloki za rotorje plinskih turbin približno 15 kp/mm2 višjo mejo razteznosti oz. približno 10 kp/mm2 višjo natezno trdnost v primerjavi s konvencionalno izdelanimi rotorji iz iste osnovne taline. Pri trgalnih poizkusih v vročem znašajo razlike v 0,2 meji ca. 15 kp/mm2 pri 400° C in 5,6 kp/mm2 pri 700° C. To pomeni vsekakor povišanje za 30 do 40 %. Utopi: Največje kakovostne zahteve pri utopih predstavlja zadovoljiva žilavost, enakomerna obdeloval-nost in odlična sposobnost za poliranje. Povečanje obstojnosti orodja lahko dosežemo s poboljšanjem na nekoliko višjo trdnost, ker so EPŽ jekla manj nagnjena h krhkosti. Tehnične prednosti uporabe EPŽ jekel za utope prikazuje slika 12. Zelo majhna anizotropnost žilavosti in mnoge dosedanje izkušnje kažejo, da lahko utope ali druga orodja pri stiskanju z uspehom izdelamo iz EPŽ ingotov v nepredelanem stanju. Mehki magneti: Za velike pospeševalnike se zahteva homogenost plošč za polske čevlje. Poleg določene kemijske sestave uporabljanega jekla se zahteva tudi izred- Položaj probe: Rob-tangencialno |j EPŽ D Konvencionalno Sestava v ut. % C Si Mn Mo Ni V 0,22 0,25 0,35 0,34 3,10 0,07 ---. T l| rM* 11 i 445 -rh- 11 i LJ-rHl*« rkR2 in S Probe R, - /?« Razfezek Kontrakcija Srednje vrednosti ff,-40,- % JO 10 O 80 % 60 = 40 =m = 20 W = \\ = 0 m Vakuumirano Poboljšano na 668 kp/mrn lastnosti privede do optimalnih rezultatov. Pri spoznavanju najpomembnejših vplivov na kakovostno stopnjo te skupine jekel zavzema vsekakor stopnja čistosti in lita struktura odločujoč pomen. Na osnovi novejše, zelo obsežne literature6 lahko navedemo le nekaj primerov, ki so prav enako interesantni za proizvajalca, predelovalca in uporabnika. J" 20 h 70 - --420 -- t o -e. NN -2000 - 100 200 700 800 300 400 500 600 Temperatura preizkušanja [°cj Slika 11 Natezni preizkus v vročem za rotor plinske turbine (Jeklo: X20 CrMoV 12.1) Gr \ cT i V kp/mm Konvencionalno 1(9,0 _| 160,7 10,8 \ ",9 Po pretaljevanju 157,0 1 166.8 10,9 38,9 0 § < 1 1 3 o-o Konvencionalno ' •-•Po pretaljevanju • -120 -40 tiO '120 Temperatura preizkušanja [°C] 1 120 £ 60 'J- 40 | 20 0 Konvencionalno "lih". Po pretaljevanju □ Sulfidi □ Oksidi — ■ A luminafi Stopnja čistosti po VDEh primerjalnih tabelah -40 -20 ±0 20 40 60 Temperatura preizkušanja [°Cj Slika 10 Primerjava mehanskih lastnosti 8,9 t generatorskega rotorja no nizka vsebnost oligoelementov in čim manjše razlike v velikosti zrna, visoka stopnja čistosti in minimalne mikroizceje. Vse to je odločilnega pomena za doseganje karakterističnih magnetnih lastnosti. Raziskave oblik polja10 na oddaljenosti 4 mm od površine polskega čevlja v več x- in y-sme-reh (slika 13) potrjujejo pričakovane primerjalne odnose pri uporabi EPŽ jekla. Dodatno se dosežejo tudi nekoliko višje vrednosti indukcije v primerjavi s konvencionalnim jeklom. Orodna jekla in jekla za kroglične ležaje Orodja in kroglični ležaji so pri uporabi večkrat izpostavljeni izrednim obremenitvam in dokaj zapletenim odnosom različnih lastnosti. V takih primerih šele natančno orientirana kombinacija Slika 12 Vpliv pretaljevanja na kakovost orodnega jekla za utope (Jeklo: 55 NiCrMo 6.4) EPZ Spodaj IS 7 Gauss Zadaj -Koordinata poti Slika 13 Potek linij polja pred ploščo polskega čevlja Orodna jekla za delo v vročem Zaradi težavne predelave, ki je značilna za to skupino orodnih jekel, ima sposobnost za vroče preoblikovanje tako tehničen kot gospodarni po- men. Podatki torzijskega poizkusa v vročem (slika 14) kažejo boljšo predelavno sposobnost EPŽ jekel in manjše razlike med vrednostmi ugotovljenimi s probami iz roba in sredine. Tudi najmanjša potrebna stopnja predelave za doseganje potrebne gostote in mehansko tehnoloških lastnosti po vsem preseku bloka in v prečni smeri je lahko pri EPŽ ingotih znatno manjša. a-a Sredina ' " Prehod Rob Konvencionalni ingot + 340mm EPŽ ingot ifr 370mm / M v_ S3 r 1000 1100 900 1000 Temperatura preizkušanja [°C] 1100 ,EP Ž in got 40 Temperatura preizkušanja [°C] Slika 17 Vpliv pretaljevanja na žilavost finozrnatega jekla (debelina pločevine 25 mm) velikega pomena (slika 17). Pri tem je predvsem zmanjšanje anizotropnosti najpomembnejša kvalitetna izboljšava, seveda poleg absolutno višjih vrednosti žilavosti. Gospodarnost Če ugotavljamo, da je širjenje uporabe EPŽ postopka v jeklarski industriji nekako obotavljajoče, se samo po sebi postavlja vprašanje po vzrokih takega razvoja. V veliki meri lahko pri tem pomembno vlogo pripisujemo konservativnosti proizvajalcev in uporabnikov jekla, še važnejše pa izgledajo pač okoliščine, da se EPŽ postopek preveč enostransko obravnava z gledišča Tabela 1: Primerjava proizvodnih stroškov za konvencionalno tehnologijo in EPŽ postopek TURBINSKI ROTOR 4,2 t Konvencionalna izdelava EPŽ — postopek DM 9.876 — 1.383 8.493 3.720 12.213 6.450 18.663 1.680 20.343 (12,0 t) Vložek (8,8 t) Stroški pretaljevanja (400 DM/t) (4,2 t) Vrednost odpadka (1,0 t) — povratnega starega železa Surovi ingot (Ogrevanje) (Kovanje) (Kontrolirano ohlajevanje (Mehanska obdelava) (UZ — preiskave) (Poboljšanje) (9%) Izguba pri končnem prevzemu (4,5%) 7.242 DM 3.520 — 320 10.442 3.720 14.162 6.450 20.612 928 21.540 VALJ ZA HLADNO VALJANJE 4,6 t Konvencionalna tehnologija EPŽ — postopek (iz 10-tonskega ingota) (iz 22,5 t bloka za 4 valje) DM 4.411 (8,6 t) Vložek (7,0 t) 3.591 DM Stroški pretaljevanja (400 DM/t) 2.800 — 293 (2,11) Vrednost odpadka (0,6 t) — 83 — povratnega starega železa 4.118 Surovi ingot 6.474 (Ogrevanje) (Kovanje — reducirano) 3.122 (Kontrolirano ohlajevanje 1.962 7.240 8.436 (Mehanska obdelava) (UZ — kontrola) 11.086 (Poboljšanje) 11.086 18.318 19.522 1.465 (8 %) Izguba pri končnem prevzemu (4 %) 780 19.783 20.202 kvalitetnega izboljšanja, medtem ko se aspekti gospodarnih možnosti tega postopka komaj obravnavajo, največkrat pa tudi zelo napačno. Tabela 1 kaže dva primera primerjave stroškov za izdelavo 4,2 t turbinskega rotorja in 4,6 t valja za hladno valjanje. Ta primerjava glavnih postavk med konvencionalno izdelavo in EPž postopkom nam jasno kaže, kje so glavne razlike. Slaba stran glede stroškov je pri EPŽ jeklu seveda v dodatnih stroških pretaljevanja, kar pa predvsem pri večjih blokih lahko v veliki meri kompenziramo z boljšim izplenom (manjšo količino vložka) kakor tudi z zmanjšanjem tveganja za izmeček. Zmanjšana stopnja predelave, zaradi katere lahko pri kovanju večkrat celo opustimo krčenje ingotov, kakor tudi izboljšave pri toplotni obdelavi in poenostavitve na področju kontrole kakovosti v toku celotnega procesa predstavljajo lahko tudi zelo pomembne pridobitve, ki pa v tem pregledu niti niso upoštevane. Posamezne kalkulacije za določanje dobrih in slabih strani uporabe EPŽ postopka glede na stroške so predvsem pri proizvajalcih z zelo širokim kvalitetnim programom dokaj težavne in zamudne. Danes pa že razpolagamo z novejšimi osnovami za tako izračunavanje s pomočjo uporabe nomogramov, pri čemer lahko z razmeroma majhnim trudom izračunamo, kje lahko konvencionalni postopek izdelave popolnoma ali pa delno zamenjamo z EPŽ postopkom. V kolikšni meri stroške pretaljevanja za EPŽ ingot lahko kompenziramo s prihranki pri materialnih stroških in stroških nadaljnje predelave ali pri stroških zmanjšanega izmečka, zavisi predvsem od določenih okoliščin pri posameznih proizvajalcih in za posamezne izdelke. S pomočjo zgoraj omenjenih diferenciranih računskih operacij lahko ob določenih osnovnih podatkih, ki jih moramo poznati, celotne stroške v primerjavi med EPŽ in konvencionalnim postopkom dokaj natančno določimo. Tabela 2 vsebuje za nekaj izbranih tipičnih od-kovkov po omenjenem načinu izračunane celotne proizvodne stroške upoštevajoč tri različne nivoje stroškov pretaljevanja 250, 350 in 450DM/t, ki so navedeni v zadnjih treh kolonah. Tu so podani relativni proizvodni stroški ob upoštevanju stroškov konvencionalne tehnologije kot 100 %. Ob upoštevanju glavnih ugotovitev so večletne proizvodne izkušnje pri Rheinstahl-Hiittenwerke AG v Hattingenu pokazale, da v območju ingotov do 10 t v veliki meri lahko pri določenih izdelkih dosežemo izenačene stroške za izdelavo odkovkov iz EPŽ jekla in konvencionalno izdelanega jekla. Ta ugotovitev je v enem od novejših ameriških poročil13 potrjena tudi za področje proizvodnje debele pločevine. Predpogoj za doseganje take gospodarnosti EPŽ postopka pa je visoka časovna izkoriščenost naprave in konsekventno izkoriščanje vseh material- Tabela 2: Primerjalna kalkulacija tipičnih odkovkov Kovani izdelek Vrsta jekla Gotovi kovani izdelek v stanju dobave Teža Vrednost t ca. DM/t Relativni proizvodni stroški EPŽ/konvencionalno jeklo v % (konv. = 100 %) po tehnoloških fazah pri stroških pretaljevanja 450 DM/t celotni proizvodni stroški v °/o pri stroških pretaljevanja DM/t Mate- Kova- Obde- Izme-rial nje lava ček 250 350 450 Paličasto jeklo X20Crl3 1—5 1650 400 mm 0 Obroč 100Cr6 6,7 3750 Obroč X5CrNil8.9 20,2 10450 Valj za hladno 80Cr7 4,6 5400 valjanje Kalander 65Cr6 7,7 7500 valj Rotor X20CrMoV12.1 1 7150 Rotor 25NiCrMol4.5 8 5700 Rotor 28NiCrMo7.4 11 7050 Rotor 25NiCrMol4.5 15 5400 Rotor 28NiCrMo7.4 44 5950 Rotor 28NiCrMo7.4 68 5400 Rotor 28NiCrMo7.4 117 6600 162 98 100 66 112 119 126 177 99 100 57 108 113 118 106 96 100 65 90 93 96 163 46 100 68 97 100 103 172 48 98 50 98 100 102 142 84 96 57 98 101 104 140 71 100 57 97 101 105 120 30 100 41 84 90 96 136 69 100 57 96 100 104 119 60 100 53 87 91 95 136 57 100 55 90 94 99 125 81 100 54 89 93 97 Tabela 3: Izboljšanje kakovosti z uporabo EPŽ postopka Izdelek Vrsta jekla (tipičen primer) Vzrok izmečka Problemi pri konvencionalni izdelavi Izboljšave z EPŽ Literatura postopkom Valj 80 Cr Mo 7 Nemetalni vključki. Luščenje na površini. Zanesljivo doseganje najvišje trdote pri indukcijskem globljem kaljenju. Večja izdrž-ljivost. 7., 8. Kroglični ali valjčni ležaj 100 Cr 6 100 Cr Mo 85 Garantirana čistost na delovni površini. Napake pri UZ kontroli. Izboljšanje karbidnih izcej. Manjša občutljivost za razpoke pri kaljenju. 6. Rotorji Turbinske in generatorske osi 26NiCrMo V 14.5 30 Ni Cr Mo V 5.11 X20CrMoV 12.1 Nekovinski vključki, poroznost jedra, obloge na mejah zrn. Odpade vmesno odlaganje, velik del čiščenja, odpade krčenje. Večja žilavost in nižja prehodna temperatura. 8., 14. Turbinski rotorji 34 Cr Ni Mo 6 Nekovinski vključki. Velika predelava. Občutljivost na centralno poroznost. Znatno zmanjšanje izmečka. Enakomernejše mehanske vrednosti. Visoka žilavost. 8., 14. Utopi 50 Cr Mo 4 55 Ni Cr Mo V 6 56 Ni Cr Mo V 7 Nezadovoljiva sposobnost za poliranje in mehansko obdelavo Možna je uporaba v nepredelanem stanju. Višja trdota pri enaki žilavosti. 8. Orodno jeklo za delo v vročem X40 Cr Mo V 5.1 Prenizka prečna žila-vost pri veliki stopnji predelave, nagnjenje k izraziti trakavosti v vzdolžni smeri. Visoka trdnost po po-boljšanju pri enaki žilavosti. 6. Brzorezno jeklo S 6-5-2 Nezadovoljiva stopnja homogenosti. Slaba predelavnost v vročem. Dobra predelavna sposobnost pri višji vsebnosti ogljika. Enakomerne karbidne izceje. 6. Nerjavna jekla X 2 Cr Ni 189 Nezadovoljiva sposobnost poliranja in neustrezna kakovost površine. Slaba čistost. Visoka korozijska obstojnost. Izboljšana stopnja čistosti glede nitridov. Visoka žilavost. 11. Ognjeodporna jekla X17 Cr MoV Nb 12.1 Nezadovoljiva stopnja čistosti. Visoka vsebnost delta-ferita in nehomogenost. Izboljšana izdržljivost. Natančna sestava in visoka stabilnost strukture. 11. Visoko-trdna jekla za poboljšanje X38 Cr MoV 5.1 X41 Cr Mo V 5.1 Nemetalni vključki. Neustrezna žilavost v prečni smeri. Manjša stopnja predelave. Večji izkoristek ingota in manjša občutljivost za zareze. 13. 14. Debela pločevina St 52/3 20 Ni Cr Mo 36 Nekovinski vključki. Izcejanje v sredini. Dvoplastnost. Sposobnost za varjenje. Višja žilavost. Manjša anizotropnost in homogena porazdelitev mehanskih vrednosti. 3. nih izboljšav, ki jih nudijo EPŽ ingoti. Velikost ingotov seveda tudi odločilno vpliva na relativne proizvodne stroške. Nikoli ,pa ne smemo pri ocenjevanju gospodarnosti EPŽ postopka pozabiti na prednostno vlogo gotovih izdelkov na tržišču, ki se večkrat tudi indirektno poplača. Zaključki V zadnjem desetletju se je EPŽ postopek v industrijskem merilu močno uveljavil in delno celo izpodrinil vakuumsko elektro obločno peč. Pregled najvažnejših izkušenj s pretaljenimi izdelki ali vrstami jekla podaja tabela 3. Visoki stopnji poznavanja EPŽ postopka in zbranim ugodnim izkušnjam se v razvoju z zavirajočo vlogo zoper-stavlja predvsem konservativnost jeklarske industrije, zaradi česar je v celoti širjenje tega postopka precej počasnejše kakor bi bilo mogoče in upravičeno. Največja pomanjkljivost je pri tem nepoznavanje gospodarnih možnosti in realnih ocen za konsekventno uporabljane EPŽ naprave. Pri odločanju o uporabi EPŽ postopka se največkrat enostransko upoštevajo povečani stroški, ki odločajo o ceni EPŽ ingotov kot dražjega vložka za nadaljnjo predelavo. Te povečane stroške se skuša opravičiti z boljšo kakovostjo in daljšo življenjsko dobo konstrukcijskih delov ali orodij, pozablja pa se na možnosti kompenziranja stroškov z vsemi ostalimi vplivnimi faktorji od spremenjene materialne bilance do številnih ugodnih sprememb v posameznih fazah tehnološkega postopka. Literatura 1. M. Wahlster und H. Spitzer: Stahl und Eisen 92 (1972) S. 961/972 2. M. VVahlster: Neue Hutte 16 (1971) S. 611/614 3. M. Wahlster: Rheinstahl Technik 9 (1971) S. 83—90 4. H. Lowenkamp, A. Choudhury, R. Jauch, F. Regnitter: Stahl und Eisen 93 (1973) S. 625—635 5. H. Lovvenkamp: Sixth International Forgemasters Meet-ing 1—6. Oct. 1972, Cherry Hill, N. J. USA 6. A. Randak, A. Stauz, W. Verderber: Stahl und Eisen 92 (1972) S. 981/993 7. H. J. Klingelhofer, A. Choudhurv: Rheinstahl Technik 1 (1970) S. 20/24 E. Koniger: Revue de metallurgie 6 (1970) S. 515/522 8. E. Zimmermann, E. Koniger, W. Poettering: Radex-Rundschau 5 (1971) S. 563/576 9. M. Kroneis, E. Krainer, H. Hojas, Th. Kamletz: 5. Internationale Schmiedetagung 6.-9. 5. 1970, Terni/Italien 10. W. Schwermann: Unveroffentl. Forschungsbericht der Rheinstahl Hiittenwerke AG., Hattingen 11. H. Spitzer: Stahl und Eisen 92 (1972) S. 994/1002 12. M. "VVahlster und E. Zimmermann: Sixth International Forgemasters Meeting 1,—6. Oct. 1972, Cherry Hill, N. J. USA 13. R. Irving: Iron Age 12 (1972) S. 50/52 14. E. Plockinger: Stahl und Eisen 92 (1972) S. 972/981 ZUSAMMENFASSUNG Dieser Artikel ist ein Einfiihrungsvortrag auf der ersten jugoslavvischen Beratung iiber das Elektroschlacke-umschmelzverfahren, welche von dem Hiittenwerk Ravne im September 1973 veranstaltet wurde. Deshalb ist in der Einleitung eine kurze "Obersieht iiber die Entvvicklung des ESU Verfahrens mit den Grunddaten iiber die Eigenheiten und Anwendungszweck desselben gegeben. Es sind be-sonders die Anderungen der Qualitatseigenschaften dieser Stahle und eine Vergleichung des ESU Verfahrens mit den konventionellen und Vakuumverfahren ftir die Stahler-zeugung behandelt. Besonders bedeutend sind die Anderungen der chemischen Zusammensetzung, des Reinheits-grades des Makro- und Mikrogefiiges. Einige Beispiele der typischen Werkzeugstahlsorten ftir die Warm- und Kalt-bearbeitung sind angegeben. In Form kurzer Informationen sind die Ergebnisse der Vergleichsuntersuchungen zwischen dem ESU Stahl und dem konventionellen Stahl, besonders fiir einige Fertigerzeugnisse angegeben: Kaltvvalzen, Kalander Wal-zen, Rotoren, Induktorachsen, Turbinenscheiben, Teile der Generatoren und Gasturbinen, Gesenke, VVeichmagneten, Werkzeugstahle, Kugel und Walzlagerstahle, Warmarbeits-stahle, Schnelldrehstahle. An einigen praktischen Beispielen wird vom ekono-mischen Gesichtspunkt die Bewertungsweise fiir die An-vvendbarkeit des ESU Verfahrens vom Standpunkt des Erzeugers und des Verbrauchers anschaulich behandelt. SUMMARY The paper represents the plenary paper to the Yugoslav Conference on »Electric Slag Remelting of Steel« which was organized by Ravne Ironworks in September 1973. Therefore a short revievv on development of ESR process with basic informations on main characteristics and applicability was given. A special emphasis was given to change of quality properties of steel and to comparison of ESR process with the other common processes of steelmaking using vacuum or not. Especially important are changes of chemical composition, purity, macro-, and micro-structure. Some examples of typical tool steels for hot and cold vvorking vvere used as an illustration. Results of comparative investigations betvveen ESR steel and normally made steel, especially for some final products (rolls for cold rolling, calander rolls, rotors, inductor axes, turbine blades, parts of generators and gas turbines, dies, soft magnets, tool steels, steels for bali bearings and roll bearings, tool steels for hot working, high speed steels, heat resistant austenitic steels, sheet) vvere presented as short informations. Some practičal examples give a very evident picture on economic aspects and the way hov to estimate the applicability of ESR process with the respect to profi-tableness from the vievvpoint of the manufacturer and the consumer. 3AKAK)qEHHE CTaTbJi AaeT HTor BCTynHoii ackliiih nepBora lorocAaBcivora co-BemaHHH o: »SAeKTpimecKaa nepenAaBKa craAH noA uiAaKOM«, koto-poe oprann3npoBaA MeTaAAypnmecKHH 3aBOA, PaBHe, b ceHTJiSpe 1973 r. PaccMOTpeHO pa3BHTne EFI^K-cnocoSa, BKAiowaa ocnoBHbui xapaKTepiicTHKH h Ha3HaMeHHH cnocoSa. PaccMOTpenbi KaHecTBeHHbie H3MeHeHiiH CTaAH h cpaBHeHHe En^K-cnoco6a c o6bmHbiMH cnoco-6aMH np0H3B0ACTBa CTaAH, a TaK>Ke c xapaKTepncTHKaMH CTaAH npo-H3BeAeiiHoii BaKYYMnpoBaHiieM. OcoSeHHoe 3HaweHiie HMeeT H3.\ie-HeHHe xiiMimecKora cocTaBa, CTeneHH ^HCTOTbi h .\iaKpo- h mhkpo-CTpyKTypbI CTaAH. IIpiIBCACHO HeCKOAbKO iipn\iepoB npHMeHejIIIH 3Tora cnocoGa npn np0H3B0ACTBe HeK0T0pbix TiinoBbix MapoK hhctpy-MeHTaAbHoj CTaAH aas ropaneft h xoaoahoh nepepaOoTKH. B 4>opMe KOpOTKHX HH4)opMamiH AaHbi pe3yAbTaTbi cpaBHeiiHH En>K-CTaAn c CTaAflMH noAyHeHHbiMH 06biKH0BeHHbiMH cnocoOaMH, b ocosehhoeth kotaa 3ta ctaab npeaha3hahena aaji hek0t0pbix ko-HeMHbIX H3ACAHH 60AbmiIX Ka^CCTBeHHbIX TpeSOBaHHH, H. np.: B3AKH aah XOAOAHOH npOKaTKH, KaAaHAp-BaAKH, pOTOpbl, OCH aaa hhaykto-Pob, nAacTHHbi aah typ6hh, cocTaBHbie *iacTH aah renepaTopoB h ra30Bbix typ6hh, CTaAb aah uiTaMnoBKH, aah poahko- h HiapHKonoA-uihnhhkob, HHCTpYMeHTaAbHaa CTaAb aah ropn^eft paSoTbi, aycTe-hhthaa >KapocTOHKaH ctaab, ctaab aah ahctobora npoKaTa. Ha HecKOAbKO npHMepoB 113 npoMbiniAeHHOH npaKTHKH BecbMa HarA^AHo paccMOTpeHbi 3KOHOMiiqecKHe acneKTbi h cnoco6 ouchkh npHMeHenHJi EI"I>K-cnoco6a, mto KacaeTcn penTaGiiAbHocTH c tomkw 3peniiH npoAYHeHTa 11 noTpeGiiTeAH. TVORNICA OLOVAKA ■ SKOLSKOG I KANCELARIJSKOG PRIBORA ZAGREB ZA PISANJE PO KOVINAH 1. MAGIGRAF — grafitni svinčnik, ki se briše z vodo. 2. SPECIALCOLOR — pastelni svinčniki v šestih barvah, ki se ne brišejo. 3. MARKER — flomastri v štirih barvah (rdeča, modra, črna in bela), ki so odporni proti vodi in se ne brišejo. Pišejo tudi po keramiki, steklu, celofanu, pla stiki in lesu. 4. SCHEMOGRAF NORMAL — se briše z vodo. 5. SCHEMOGRAF PERMANENT — se ne briše. proizvaja @ Flomastri tipa Schemograf se uporabljajo tudi za pisanje po keramiki, lesu, steklu, emajlu, porcelanu, celofanu in plastiki. Praksa vakuumiranja jekla v Železarni Ravne DK: 669—982:669.046.517 ASM-SLA: D8m, Dgs, 1-73 Vladimir Macur Resiune V članku je kratek opis konstrukcije vakuumske komore in tehnologije vakuumiranja. Poleg mnogih prednosti imamo tudi težave, ki nastajajo zaradi visoke prehodne temperature. Razvoj v svetu gre v smeri elektroobločnega in indukcijskega ogrevanja taline med vakuumiranjem, kar pa je zelo drago. Temperaturo prehoda bomo znižali s predgrevanjem ponve. Za prihodnost je zanimiv postopek vakuumiranja pred pečjo. UVOD Enega največjih uspehov zadnjih 25 let pri izdelavi jekla predstavlja industrijska uporaba različnih načinov vakuumiranja jeklene taline. Dosežena večja kakovost jekla krije stroške takega postopka, posebno pri izdelavi večjih blokov. Različne metode vakuumske metalurgije dajo jekla z nujno potrebnimi visokimi lastnostmi: —■ izboljšanje plastične in toplotne predelave, — višje vrednosti raztezka in kontrakcije, — višje vrednosti žilavosti v prečni smeri, — zmanjšanje nagnjenosti h kosmičavosti, •— zmanjšanje količine nekovinskih vključkov. To se doseže s preprečitvijo kontakta jeklene taline z atmosfero in odstranitvijo raztopljenih plinov v jeklu (O, H, N), nekovinskih vključkov in kovin z nizkim tališčem kot Cu, Pb, Sn, Bi in drugih. Istočasno postopki vakuumiranja omogočajo skrajšanje metalurških procesov v peči in s tem povečajo ekonomičnost proizvodnje. Nekaterim visoko-legiranim jeklom (npr. nerjavna jekla) postopek izboljša kvaliteto z znižanjem ogljika. Zanemariti ne smemo boljše kristalne strukture, zmanjšanja izcej, večje kompaktnosti odlitkov itd. Osnovni pomen vakuumske obdelave taline je možnost znižanje vodika, ki je povzročitelj kosmi-čev v kovancih (1). Za popolno garancijo proti kosmičem naj bo v jeklu maksimalno do 2.10—4 % H. Danes je vakuumska tehnika v polnem razvoju. Vsi postopki se hitro izpopolnjujejo in težko je podati obseg vseh tehničnih in kakovostnih možnosti. Skrbno moramo preudariti gospodarnost postopka * Predavanje na metalurškem srečanju v Portorožu 4.—5. oktobra 1973 Vladimir Macur je diplomirani inženir metalurgije in vodja raziskav za jeklarno v žeiezarni Ravne in vedeti, kje se bodo vračali stroški izdelave. To velja tako za tiste, ki iščejo najprimernejši delovni postopek, kot za tiste, ki postopek že imajo, pa želijo slediti nadaljnjemu razvoju. Obdelava taline v vakuumu Značilno za postopek vakuumiranja je, da potrebuje podtlake 0,5—10 Torrov. Poznana je cela vrsta postopkov vakuumiranja, vendar vse te variante lahko združimo v štiri skupine: — 1. vakuumiranje v komori — stacionarno vakuumiranje, — 2. vakuumiranje curka: a) pri litju iz ponve v ponvo -— pretočno vakuumiranje, b) pri litju v kokile, c) pri litju iz peči v vakuumsko ponvo, — 3. parcialno vakuumiranje (D-H degazacija), — 4. cirkulacijsko vakuumiranje (R-H degazacija). Leta 1965 je delalo okoli 300 naprav: 90 po komornem postopku, 135 vakuumiranje v curku in 70 ostalo. Vakuumiranje v komori Stacionarna metoda je najenostavnejša. Industrija je ta postopek pričela uporabljati 1952—1955 v SSSR (2). V železarni Ravne imamo »Stokes« Slika 1 Skica vakuumiranja jeklene taline v komori napravo, s katero smo pričeli poizkusno obratovati 1968. leta. Narejena je bila za stacionarno vakuu-miranje in smo jo preuredili za pretočno vakuumi-ranje, leta 1971 pa smo ponovno prešli na stacionarno vakuumiranje (si. 1). Proizvodnja je pričela v letu 1973 naglo naraščati (slika 2). 2000 | 1500 o d ČT o 1000 O h. 5 00 1968 1969 1970 1971 1972 11973 II1973 Slika 2 Proizvodnja vakuumiranega jekla v Železarni Ravne Pred tem smo postopek osvajali, postopoma skrajševali čase vodikovega žarjenja in delali rekonstrukcije na ponvi. Tehnologija je sedaj osvojena; nadaljnjo rast proizvodnje pa ovira ena sama ponva. Nova ponva je naročena. Bistvo metode je v tem, da se ponovca s tekočim jeklom postavi v vakuumsko komoro (slika 1), komora se zapre in zrak se odsesava. Med zniževanjem pritiska jeklo vzkipi. Intenzivno se začno izločati CO, H in N. Jeklo se meša, izenačuje se temperatura in kemična sestava, izločajo se vključki. Prednosti so v enostavni tehnologiji in izvedbi postopka. Slabost postopka je neučinkovito vakuumiranje pomirjenih legiranih jekel (slabše mešanje) in močno ohlajanje v času vakuumiranja. Opis in konstrukcija komore Komora ima valjasto obliko in je pokrita z dobro tesnjenim pokrovom. Montirana je v livni jami. Pokrov se pomika v smeri komore po tračnicah in nad komoro ima možnost pomikanja v vertikalni smeri. Na vrhu komore pokrov naseda v žleb, v katerem je gumijasto tesnilo — neopren. Komora je obzidana s šamotno opeko. Za odsesa-vanje zraka ima stena odprtino premera 738 mm. Pokrov je znotraj obložen s plastmi pločevine in azbesta. Ima dve zastekljeni odprtini za opazovanje in dozator za dodatek ferolegur in dezoksidantov. Sistem ima dva kondenzorja, na katerih je vezanih 6 injektorskih stopenj. Kondenzirana para odteka skupno z odsesanimi plini v odtočni bazen. Parni injektorji dosežejo podpritisk do 0,5 Torrov. Delov- ni podpritisk je dosežen v peti minuti. V sedmi minuti spustimo v ponovco argon za boljše mešanje spodnjih plasti jekla. Poraba pare je 6000 kg/h, temperatura pare 280° C in pritisk 8 do 8,5 atm. Poraba vode je 1500—2400 l/min. Prostornina komore je 88,3 m3. Ponev sprejme 33—35 ton jekla. Nad nivojem jekla je še 1200 mm praznega prostora zaradi dviganja in brizganja taline, posebno slabo pomirjenih šarž. Obloga ponve in zamašni drog sta iz samotne opeke z 22—25 % A103, ki jo dobavlja Sto-ecker Kunz. Obloga vzdrži poprečno 16 šarž. Vzvodni mehanizem zamašnega droga zaščitimo z azbestnim platnom. Tehnologija vakuumiranja Če je ponev novo obzidana, odlijemo prvo šaržo po navadnem postopku, da se ponev dobro presuši in pred naslednjo šaržo za vakuumiranje prazno ponev izsesavamo okoli ene ure. Jeklo v 30-tonski elektroobločni peči izdelamo tako, da oksidacijsko žlindro potegnemo 100 %, preddezoksidiramo z aluminijem in ob vklopljeni peči dodajamo vse fero-legure razen tistih za končno dezoksidacijo. Te damo v ponovco. Tik pred prebodom potegnemo še preostalo žlindro. Navadna ogljikova jekla pred vlekom žlindre dobro ogrejemo, dodamo feroman-man in šaržo izpustimo v ponev, ker se dezoksidi-ra. Tudi med vlekom žlindre sta dve elektrodi vklopljeni. Če je žlindra slabo odstranjena, je efekt vakuumiranja občutno slabši; končni podpritisk je višji. Prebodne temperature so v mejah 1680— 1720° C glede na vrsto jekla. Važen je končni dodatek aluminija. Dodajamo ga v ponev ali potopimo v talino tik pred začetkom vakuumiranja. Če je aluminija v jeklu premalo, je tvorba CO izredno intenzivna, tako da moramo vakuumiranje celo prekiniti. Kljub temu da je prazen prostor ponve v višini 1200 mm, jeklo meče preko roba. Metanje taline iz ponve bi lahko preprečili z delno pomirjenim jeklom in višjimi pod-pritiski, vendar prednost odstranjevanja O z vakuumsko obdelavo z reakcijo C + O = CO ne moremo izkoristiti zaradi nekontroliranega od-gora C. V podjetju Hiittemverk — Huckingen delajo s podpritiski 4—15 Torr, šaržo delno pomirijo z FeSi in Al in dosežejo največji efekt odplinjanja med 4. in 7. minuto, ne da bi jeklo metalo iz ponve, vendar delajo nizkoogljikova jekla z 0,10—0,15 % C (3). Skupni čas od konca preboda do začetka litja je minimalno 27 minut. Okoli izlivka se jeklo strdi, zato so daljši časi odvisni še od časa čiščenja izlivka. Povprečne padce pritiska med degazacijo kaže slika 3 za vrste jekel Č. 5741 (utop extra 1), Č. 5742 (utop extra 2), č. 3240 (TV 4) in č. 4131 (VC 140). Končno doseženi podpritiski so v mejah 1,2 do 1,7 Torrov. Začetni in končni podpritiski so močno odvisni od tehnologije izdelave jekla, predvsem od časi vakuumiranja v min. Slika 3 Doseženi poprečni podpritiski za jekla v času vakuumiranja - C.5741 (utop extra 1) in C.5742 (utop extra 2) ......Č.4131 (VC 140) -.-.-. C.3240 (TV 4) odstranitve žlindre. Z daljšimi časi bi dosegli nižje podpritiske, vendar so poizkusi pokazali močno iz-jedanje obloge ponve in naglo ohlajanje jekla (4). Vključki SiO, v jeklu narastejo na maksimalno 0,012 %. Ogrevanje taline na višjo temperaturo zahteva večjo porabo električne energije. Taline v ponvi ne moremo zaščititi, ker moramo žlindro odstraniti in so zato velike toplotne izgube zaradi sevanja. Pri litju nastopa vrsta težav: — 1. Težave pri odpiranju zamašnega droga nastopajo zaradi lepljenja zamaška na izlivek in zaradi strjevanja jekla okoli zamaška. čiščenje strjenega jekla v izlivku s pomočjo kisika je včasih zelo dolgotrajno. Zgodi se, da jeklo priteče s polnim curkom in se ne da ustaviti. Izpleni so takrat občutno nižji. — 2. Trganje glave zamaška. Pri odpiranju obleži glava na odprtini izlivka. Posledice so podobne kot v prvi točki. — 3. Prekinitev zamašnega droga v okolici žlindre. Samotni material ima nižje zmehčišče kot so prebodne temperature. Odpiranje ni mogoče in takrat nastanejo velike izgube jekla. Opisane težave povzročajo sledeče nepravilnosti pri litju: prepočasno litje, prekinjeno litje, direktno litje, vračanje jekla v peč in drugo. Opravljeni so bili različni poizkusi z ognjeodpornim gradivom (5,8), tudi z visoko aluminatnim gradivom. Poskusi se bodo še nadaljevali. Nekatere težave sedaj že lažje obvladamo. Iz diagrama na sliki 4 je vidno, da izplen narašča in je v letošnjem letu v normalnih mejah. Dosežene prednosti pri vakuumiranju Raziskave poizkusnih talin so pokazale sledeče (4): — doseženo je bilo 45 °/b znižanje vodika, — doseženo je bilo 58 °/'o znižanje dušika, — doseže se znatno zmanjšanje vključkov tipa A120, in Si02, — znatno zmanjšanje nevezanega kisika. Za nas je pomembno znižanje vodika in s tem skrajšanje časov vodikovega žarjenja, posebno večjih odkovkov. Do leta 1973 smo vakuumirali večinoma kvalitete utop ex. 1, utop ex. 2 in TV4. Sedaj pa že prehajamo na vrsto drugih kvalitet, kot so cementacijska jekla in jekla za poboljšanje. Vsaka šarža je bila po žarjenju ultrazvočno pregledana. Čase žarjenja smo pri utopnih jeklih skrajšali za 33 % in pri kvaliteti TV 4 za 56 %. Ne samo kvaliteta, tudi vrsta izdelka in namen uporabe odločajo, katera šarža se bo vakuumirala. Dosežena boljša plastičnost pri predelavi, reševanje ozkega grla v žarilnici, skrajšani dobavni roki itd. pa so nadaljnje pomembne prednosti. Težave pri vakuumiranju Težave nastajajo zaradi visokih prebodnih temperatur in daljših časov zadrževanja taline v ponvi. Vzdržnost obloge peči in oboka je nižja, zato so potrebna večkratna in skrbna popravila. 70 i n m jsr in 1972 1972 1972 1972 1973 1973 Slika 4 - Izpleni jekla po četrtletjih in ......število izdelanih šarž Degazirano jeklo lahko odlijemo z nižjo temperaturo, kljub temu pa moramo jeklo visoko ogreti, da krijemo toplotne izgube. Poleg omenjenih težav je posledica še povečana količina plinov in slabši efekt vakuumiranja. če bi znižali temperaturo za 40° C, bi rešili vrsto problemov: 1. dosegli bi čistejše jeklo, 2. povečali bi vzdržnost obloge peči, 3. dosegli bi večjo vzdržnost ponve, 4. omogočili bi boljšo kontrolo tehnologije, 5. dosegli bi večjo zanesljivost zamašnega droga. Takšne težave imajo tudi drugi, zato poglejmo še razvoj v svetu in kaj lahko storimo v železarni Ravne na obstoječi napravi, da bomo še izboljšali kvaliteto jekla in pocenili proizvodnjo. Nadaljnji razvoj vakuumiranja v ponvah Za kritje toplotnih izgub nekateri grejejo talino med vakuumiranjem z električnim oblokom, sli- Slika 5 Elektroobločno ogrevanje jekla med vakuumiranjem (6): 1. — k vakuumskemu sistemu, 2. — elektrode, 3. — vibracijski dozatorji. Slika 6 kaže vakuumiranje v ponvi z induktivnim ogrevanjem. Plašč peči je narejen iz nemagnetnega jekla. V komori je indukcijsko navitje, znotraj katerega se postavi ponev z jeklom. Induktor je priključen na tok 1000 A z nizko frekvenco 55 Hz in napetostjo 230 V. Vakuumiranje traja 15 minut pri doseženem končnem pritisku 0,1 mm Hg. Jeklo ogrejejo na 1655—1660° C. Firma Republick steel je pri jeklih za kroglične ležaje dosegla znižanje kisika od 0,0018 — 0,0028 % na 0,0008 — 0,0016 %, dušika od 0,006 — 0,011 % na 0,003 — 0,007 %; vodik pa od 2 —6 na 1,5 cm3/100gr (6). Nekatera podjetja v ZDA prepihujejo talino v ponvi s pomočjo argona skozi zamašni drog. Iz podatkov (2) ni videti, da bi bili uspehi boljši od naših, ko vpihavamo argon skozi porozen kamen na dnu ponve. švedski firmi ASEA in SKF iz Helleforsa sta izdelali nov postopek vakuumiranja v loncu. Posoda je iz nemagnetnega jekla in je postavljena v območje indukcijskega mešanja, si. 7. Posoda ima dva premična pokrova, od katerih eden med vakuumiranjem hermetično zapira pro- Slika 6 Indukcijsko ogrevanje taline pri vakuumiranju v ponovci 1. — vakuumska komora, 2. — indukcijsko navitje, 3. — ponovca. stor, drugi pokrov pa nosi tri elektrode, ki ogrejejo talino po končanem vakuumiranju. Med ogrevanjem taline se vrši korektura elementov in od-žveplanje z dodajanjem prašnatega apna. Odžve-planje je uspešno zaradi močnega induktivnega mešanja taline. Litje je direktno v ingote ali napravo za kontinuirno litje, ne da bi šaržo vmes prelivali. Kisik in vodik se znižata toliko kot pri navadnem vakuumiranju v ponvi, vendar zaradi močnega induktivnega mešanja taline je jeklo bolj čisto in ima manj nekovinskih vključkov. Odgor legirnih elementov je majhen. Analiza je točna. Izpust je pri točno zaželeni temperaturi. Ker se proces rafinacije prenese iz peči v ponev, naraste za 50 % produktivnost peči. Vsi ti postopki so zelo dragi. »Stockesova« naprava pri nas dobro deluje. Iščemo samo način, kako bi znižali prebodno temperaturo ob nespremenjeni ostali tehnologiji. Za rešitev tega problema imamo dve možnosti: 1. ogreti ponev na 1300— 1500°C, 2. vakuumirati jeklo pred pečjo. Slika 7 Operacije pri postopku ASEA — SKF: prebod, vakuumiranje, obločno ogrevanje in litje Poskuse s predgreto ponvijo smo že naredili in so nam uspeli. Zamašni drog ponve hladimo z močnim pretokom zraka med ogrevanjem ponve, med prehodom, v času vakuumiranja in med litjem v kokile. Ponev se ogreva v obstoječi vakuumski komori. Pokrov ponve ima tri odprtine, in to za zamašni drog, za gorilec in za vlivanje jekla iz peči. Odprtina za vlivanje ima dimenzije 500 X 700 mm. Pokrov je obzidan z visoko-aluminatno maso, ki ima SK 33. Med prehodom ostane pokrov na ponvi, da se zmanjšajo toplotne izgube. Gorilec se pomika hidravlično. Začasno se izvaja ogrevanje z nafto, kasneje morda s tekočim propan-butanom. Namen je v kratkem času akumulirati čimveč toplote v obzidavi ponve. Poskusi so pokazali, da lahko znižamo prehodno temperaturo za 60° C, kar je zelo ugodno. Delo z zračno hlajenim drogom je težavno in nerodno. Zamašni drog bo odpadel, ko bomo vgradili zasun za zapiranje (7). Na školjko in utor puše (namesto izlivka) je vzidana plošča dna. Nanjo se prilega premični del drsne plošče. Obe plošči imata odprtino za litje. Hidravlično pomikanje drsne plošče omogoča odpiranje, pripiranje in zapiranje curka, slika 8. Degaziranje pred pečjo bi predstavljalo že občutno izboljšavo. Ponev se hermetično zapre s po- krovom. Na ta pokrov se postavi mala ponev, ki prestreže jeklo iz peči. Zapira se lahko z zamašnim drogom ali odprtino zapira aluminijev list. Na pokrov je priključena jeklena cev, ki je povezana Slika 9 Vakumiranje jekla pred pečjo 1. — ponovca, 2. — vmesna posoda, 3. — vakumska cev, 4. — sesalci. s sesalnim sistemom, slika 9. Ko se doseže v večji ponvi primeren podtlak, se izpusti jeklo iz peči v manjšo ponev in iz te talina odteka v ponev s podtlakom. Prednost postopka je v tem, da gre jeklo direktno iz peči v vakuumski prostor in tako so toplotne izgube minimalne. Prihranili bi tudi okoli 20 minut pri času. Skupno s časom izlitja bi va-kuumiranje trajalo 10 minut. Dosegli bi nižji podtlak ob nižji temperaturi preboda. Dosegli bi čistejše jeklo in odpadle bi tudi težave pri litju. Tem ugodnim predvidevanjem pa stoje nasproti večje investicije in težavna izvedba zatesnitve pokrova. ZAKLJUČEK Osnovni pomen vakuumske obdelave jekla je v možnosti znižanja vodika, ki je povzročitelj ko-smičev v kovancih. Danes je vakuumska tehnika v polnem razvoju. Vsi postopki se hitro izpopolnjujejo in težko je podati obseg vseh tehničnih in kakovostnih možnosti. Stacionarna metoda je najenostavnejša. S »Sto-kesovo« napravo smo pričeli poizkusno obratovati 1968. leta. Istočasno z osvajanjem postopka smo skrajševali čase vodikovega žarjenja. Do leta 1973 smo vakuumirali večinoma kvalitete Č 5741 utop ex. 1, Č.5742 utop ex. 2 in C.3240 TV-4. Sedaj delamo že vrsto kvalitet cementacijskega jekla, jekla za poboljšanje in navadna ogljikova jekla. Za vakuumsko obdelavo ni odločilna samo vrsta materiala, ampak tudi vrsta izdelka in namen uporabe. Čase žarjenja pri utopnih jeklih smo skrajšali za 33 % in pri TV-4 za 56 °/o. Komora je postavljena v livni jami. Sistem ima dva kondenzatorja, na ka- terih je vezanih 6 injektorskih stopenj. Doseženi podpritisk je do 0,5 Torrov. Skupni čas vakuumske obdelave traja 15 minut ob doseženem povprečnem podpritisku 1,5 Torrov. Jeklo v 25-tonski elektroobločni peči izdelamo tako, da oksidacijsko žlindro potegnemo 100 %, preddezoksidiramo z Al in ob vklopljeni peči dodamo vse ferolegure, razen za končno dezoksida-cijo, ki pridejo v ponev. Prebodne temperature so v mejah 1680 — 1720° C. Težave nastajajo zaradi visoke temperature preboda in daljšega časa zadrževanja taline v ponvi. Temperaturo bomo znižali s predgrevanjem ponve. V začetku bo zamašni drog zračno hlajen, kasneje pa bomo šli na zasun za zapiranje ponve. Za prihodnje bi bil zanimiv način vakuumiranja pred pečjo. Literatura: 1. John Olof Hdstrom: Vakuumbehandling av flytande stal. Jernkontorets annaler, 1962:8, str. 549—679. 2. Samarin A. M., L. M. Novik in drugi: Stalj 1956, št. 8, str. 45. 3. Speith K. G., H. vom Ende und Pfeiffer: »Die Vakuum behandlung von Stahlen in der Giesspfane« — Stahl und Eisen 80, 1960, str. 737—744. 4. Prešern A.: »Uvajanje vakuumske metalurgije« — Železarski zbornik 1970/4, str. 247—257. 5. Muster J., R. Jelerčič, V. Rac: Opeka za ponve in drogove v višini žlindre pri evakuiranju. Poročilo Metalurškega inštituta v Ljubljani, 1973. 6. Linčevskij B. V.: Vakuumnaja metalurgija stali i splavov. Izdateljstvo »METALURGIJA« Moskva 1970. 7. Kovačič S.: Rentabilnost in pomen litja z zasunskim za-piralom pri tehnologiji izdelave jekla. Diplomsko delo —• Višja šola za organizacijo dela Kranj. Ravne 1973. 8. Muster J.: Problematika lepljenja čepov na izlivke pri evakuiranju. Poročilo Metalurškega inštituta v Ljubljani, 1972. ZUSAMMENFASSUNG Hiittenvverk Ravne besitzt eine »Stokes« Pfannenent-sasungsanlage. Im Jahre 1968 ging diese Anlage versuchs-weise in Betrieb. Zur gleichen Zeit mit der Betriebsein-nahme des Entgassungsverfahrens sind auch die Gliih-zeiten zur VVasserstoffentfernung verkiirzt worden. Bis zum Jahre 1973 haben wir hauptsachlich die Stahlqualita-ten C 5741, C 5742 und C 3240 entgasst. Jetzt wird schon eine Reihe von Einsatzstahlqualitaten Vergiitungsstahlen und iiblichen Kohlenstoffstahlen va-kuumbehandelt. Fiir die Vakuumbehandlung ist nicht nur die Stahlsorte entscheidend, sondern auch das Erzeugniss und der Ver-wendungszweck. Die Gliihzeiten sind bei den Gesenk-schmiedestahlen um 33 % und bei der Stahlqualitat C 3240 um 56 % verkiirzt worden. Die Vakuumkammer ist in der Giesshalle aufgestellt. Das Sistem besteht aus zwei Kondensatoren auf die 6 Dampfstrahler angeschlossen sind. Es wird ein Unter- druck von 0.5 Torr erreicht. Die Gesamtentgassungsdauer betriigt 15 Minuten bei einem durchschnittlichen Unter-druck von 1.5 Torr. Die Schvvierigkeiten verursachen die hohen Abstich-temperaturen die in den Grenzen von 1680 bis 1720" liegen und einer langen Aufhaltedauer der Schmelze in der Pfanne. Die ersten Versuche mit der vorgevvarmten Pfanne zeigen, dass die Schmelze mit einer um 60" C niedrigeren Abstichtemperatur abgestochen vverden kann. Die Stopfen-stange ist Luftgekiihlt. Spater vverden wir auf Schieber-verschluss iibergehen. Die Pfanne wird mit einem Leichtolbrenner auf etwa 1300° C vorgewarmt. Wahrend des Abstiches bleibt der Deckel auf der Pfanne um die Temperaturverluste zu verhindern. In der Zukunft ware interresant die Entgassung vor dem Abstich einzufiihren, da vvir das bestehende Ent-gassungsystem anvvenden konnten. SUMMARY The stationary method of steel degassing is the simplest one. Pilot plant operation with Stokes set-up started in Ravne ironvvorks in 1968. Simultaneously the times of »hydrogen annealing« were reduced. Till 1973 mainly steel qualities C. 5741, C. 5742, and C. 3240 were degassed in vacuum. Now also steels for hardening, steels for hardening and tempering, and plain carbon steels are treated in this way. Not only the material quality but also type of product and usage are important for way of vacuum degassing. Annealing times for die steels were reduced for 33 %, and with steel quality C.3240 even for 56 %. The degassing chamber is placed in the casting pit. The system has two condensers connected to series of 6 injector steps. The achieved vacuum is 0.5 tor, and the total time of vacuum degassing is 15 minutes at the average pressure 1.5 tor. Difficulties appear due to high tapping temperatures being betvveen 1680 and 1720° C, and longer time of holding melt in the laddle. The first tests with preheated laddle shovved that batches can be tapped at 60° C lovver temperature. The stopper rod is cooled by air, later a damper vvill be used. The laddle is preheated to about 1300° C by an oil burner. During tapping the lid stays on the laddle to reduce heat losses. In further development vacuum degassing before tapping would be interested as the existent vacuum system could be used. 3AKAK>qEHHE CaMbiH npocTOH cnocoS Aera3at(hh ctsah sto ctauhohaphbih. 3thm cnocoSoMO e ycTpoiicBOM oTcacbiBaHHH no CroKec-y, b Ha^aAe kak onbiTHoe iipoh3boactbo, noAb3yeTC£ MeTaAAypniHecKHH 3aboa PaBHe y>Ke c 1968 roAa. IIocTeneHHO, c ycBoeHHeM cnocoča, coKpa- meHHO BpeMH BOAopoAHora OT^cnra. ao 1973-ra roAa rAaBHbiM o6pa-3om BaicyyMHpoBaAn CTaAH MapoK č-5741, č-5742 h č-3240. YnoM5i-HyTbiii cnocoG OTcacbiBaHHH ynoTpe6A5iioT Tenepb aah ueAora paAa MapoK ctaah aah ueMeHTaijHH, CTaAH aah yAyHineHHH, a TaK^ce h oSblKHOBCHHOH VTAepOAHCTOH CTaAH. Aah OOpaOOTKH CTaAH B Ba-KyyMe nrpaeT poAb ne toabko copT CTaAH, ho TaiOKe h copT h3ACAhh h ero na3iiawenne. IlpHMeHeHHK) 3Tora cnocoSa CAeAOBaAO coicpame-Hne BpeMHHH oTJKHra CTaAH aah ropn^eft niTaMnoBKH Ha 33 %, a CTaAH Map k h č-3240 na 56 %. ripnGop aah OTcacbiBaHiiH pa3memeh b ahtchhoh HMe. CucTeMa coctoht h3 AByx KOHACHcopoB Ha K0T0pbie npucoeAeH 6 CTeneHHoii HHJKeKTop, npn hcm noAyMaeTCH BaKyyM ao 0.5 cahhiih Toppa. 3aTpyAHeHHH B03HHKai0T BCAeACTBHH BbICOKIIX BbinyCKHbIX TeM-nepaTyp, KOTopbie naxoAHTCH b npeAeAax 1680—1720° U., h GoAee AAHTeAbHOH BbiAep>KKH pacnAaBAeHHora MeTaAAa b KOBUie. nepBO-HaMaAbHbie onbiTbi c noAorpeTbiM kobihcm noKa3aAH, hto pacriAaB-AeHHbiH MeTaAA mojkho BbinycTHT h3 nenH c TeMnepaTypoH 60°-th rpaAycoB HH>Ke nopMaAbHO BbinycKHOH TeMn-pbi. CronopHbiii CTep>kehb oxaa>kaaah bo3ayxom no3>Ke HaMeneno npHMeHeHHe 3acAOHKii. Koblu noAorpeBaAH npiiSA. Ha 1300° U c He4>Tbio. HToSbi yMeHbuiHTb noTepio TenAOTbi, bo bpemh BbinycKa kobili SblA nOKpbIT KpblUIKOH. B 6yayme\l mo>KHO B3HTb bo BHHMa-hne BaKyyMiipoBaHHe pacnAaBa ao BbinycKa npn yneTe, mto yMeio-maHH b pacnop«>iKaHHe cepbi b CTaAii He^ceAaTeAbHO h BpeAHO. OTpHnaTeAbHbie nocAeACTBHH npe3MepHora KOAHHeCTBa CyAb(J)hahbix BKAIOHeHHH 3aKAIOMaeTCH TAaBHblM 06pa30M b iiaoxom H3rn6e b nonepe^hom hanpabaehhn n 3HaMHTeAbHOii CTpo-HeHHOH CTpyKTYpbI, KOTOpafl TAaBHblM 06pa30M npil COpTaX CTaAH aaji YAYMmeHHH' YMeHbmaeT npoKaAHBae\iocTb. CTpYKTYpa h3ao\ia ApeBecHOBOAOKHHCTaa, HacTYnaeT pacmeiL\eHne noAoc. Bce copTa CTaAH, KOTopbie H3 ynoMHHyTbix npHHHH AOA>KHbi coAep^caTb AHtub He3HanHTeAbHoe koahhcctbo cepbi, np0H3B0AHTb b 3AeKTpHMecKHX nenax. ^To6bi noA^HTb caMbin SbicTpbifi h caMbin AenieBbiii cnocoS BblAeAKH CTaAH c hh3khm COAep2CaHHeM Cepbi, BbinOAHHAH IHHpOKHH Pha onbiTOB AecyAbypaHHH c cHHTeTHHecKHM pacnAaBAeHHbiM niAa-kom cocTasmjHH H3 CaO + A1203, sbtekthmeckor coctaba b tb&paom coctohhhh h CMecH CAO + CaF2 c CaO + CaF2 + CaSi. OnbiTbi noKa3a-ah, hto npn AoSaBKH 10 Kr niAaKa Ha tohhy CTaAH mo>kho CTaAHx npo-H3BeAeHHbix c abymh HiAaKaMH noay^htb YMeHbmeHHe cepbi ao 60 %. lllaak AOAaBaAH nacTimHo B KOBIH, nacTHHHO b CTPYIO CTaAH bo BpeMH BbinYCKa CTaAH H3 nemi. CAa6aa CTopoHa cnocoGa 3aKAioqaeTCH TAaBHblM 06pa30M B AOpOrOM pacnAaBAeHHbiM CHHTeTHHeCKIIM IHAaKe; n03T0MY npHMeHenue cnocoGa onpaBAaeTC« T0AbK0 npn o^eHb 6oAb-hiom coKpameHHH paiiHiipoBaHH5i CTaAH hah, eme Ay*iiHe, cobccm 6e3 pa<^HHHpoBaHHH. 06eccepiiBaHHe c cMecbio CaO + CaF2 h CaO -f -f CaF2 + CaSi npn AoSaBKe b kobih h b CTpyio CTaAH ropa3Ae cAa6ee Ii 3(J>eKTHBHO AHIHb npH CTaAHX c COAeptfCaHIieM CBbirne 0.30 % C. CaMYio 3cJ)(f)eKTHBHYK) AecYAb4>YPaHHio CTaAH c abymh HiAaKaMH mojkho noayhhtb npn noMomH Ka^ecTBeHHora pacJjHHHpoBaHHora uiAaKa, noAYHeHHora npaBHAbHbiM pa(j>HHHpoBaHHeM. K kohhy npo-Hecca uiAaK o6pa6aTbiBaAH c CaF2 h CaSi h C, BbiiTYCKa$i ero H3 ne^H npn HHTeHCHBHOM nepeMeuiHBaHHH c paciiAaBOM CTaAH. 3thm, BecbMa npocTbiM h AeuieBbiM cnocočoM mo>kho noAyMHTb AecyAb4>v-paHHio CTaAH ao 65 %. B cAyMan, ecAH BbinycKHoe oTBepcTiie neAO-ctatomho beahko, to nepeMeuiHBaHHe uiaaka h ctaah bo bpemh bbinycka ne yAOBAeTBop$ieT TpeSoBaHHio, h scjkjjckt aecyab(j)ypahhh Ha nOAOBHHy MeHblHHH. Jekla za globoki vlek DK: 669.14.018 26 ASM/SLA: ST-d Bogdan Stocca UVOD Članek obravnava številne faktorje, ki vplivajo na mehanske in tehnološke lastnosti jekel za globoki vlek. Opisani so vplivi elementov v jeklu, vplivi vroče in hladne predelave ter vplivi staranja na omenjene lastnosti. Naj bo naloga tega članka vsaj delno pojasniti, kakšna so ta jekla, kakšne mehanske in tehnološke lastnosti imajo, kaj lahko vpliva na njihovo večjo ali manjšo preoblikovalno sposobnost v hladnem in končno, kaj lahko od teh jekel pričakujemo. Jekla za globoki vlek, ki se na tržišču pojavljajo predvsem v obliki hladno valjanih trakov, se izdelujejo v Siemens- Martinovih pečeh in v konvertor-jih, predvsem po LD postopku. Glede na način izdelave se ta jekla delijo v pomirjena in v nepomirjena. Kakor bomo kasneje videli, so lastnosti teh jekel v marsičem odvisne prav od načina izdelave. Pravimo, da so pomirjena jekla kvalitetnejša od nepomirjenih. Vzroke za to moramo iskati v večji čistoči jekla, v večji strukturni homogenosti in v enakomernejši razporeditvi spremljajočih elementov. Če se nekovinski vključki, ki jih srečamo v slehernem jeklu nahajajo v večjih količinah in v neprimerni obliki, zelo kvarno vplivajo na kvaliteto jekla. Največ vključkov zasledimo gledano po preseku, v sredini valjanih proizvodov, medtem ko so njihove površine zelo čiste. Še več, njihova koncentracija se, posebno pri nepomirjenih jeklih, spreminja tudi po dolžini hladno valjanih trakov. Tako zasledimo praviloma prekomerno količino vključkov na tistih delih trakov, ki pripadajo zgornjemu delu odlitkov, in manjšo na tistih delih trakov, ki pripadajo spodnjemu delu odlitkov. Vzroke za to nehomogenost moramo iskati v načinu izdelave in strjevanja teh jekel. Iz hladno valjanih trakov, oziroma iz pločevine se izdelujejo s preoblikovanjem v hladnem najraz- Tabela I Kvaliteta Č 0147 Č 0148 Bogdan Stocca je diplomirani inženir metalurgije in višji strokovni sodelavec v raziskovalnem oddelku železarne Jesenice ličnejši predmeti, kot so ohišja za pralne stroje, ohišja za električne števce, žarometi, avtomobilske karoserije itd. V železarni Jesenice izdelujemo dvoje vrst jekel, katerih smerno sestavo elementov predpisuje jugoslovanski standard C. B4.016, (glej tabelo I), smerne mehanske in tehnološke lastnosti pa standard C.B3.521. To sta jekli Č 0147 v nepomir-jeni obliki in Č 0148 v pomirjeni obliki. Vpliv legirnih elementov Vsaka prekomerna količina elementov v jeklih za globoki vlek negativno vpliva na njihovo plastičnost. Prav zaradi tega dejstva mora biti vsebnost nekaterih elementov, razen mangana, kar se da nizka. V teh jeklih vsi prisotni elementi tvorijo z železom zmesne feritne kristale ali pa tvorijo spojine, kot so karbidi, nitridi, sulfidi itd. Poznano je, da so številni avtorji s preizkusi dokazali, da meja plastičnosti, ki vpliva na globoki vlek, skoraj linearno narašča z naraščajočo količino elementov, posebno če so ti raztopljeni v feritu. Najvplivnejši element v jeklih za globoki vlek je ogljik zaradi njegovega vpliva na mehanske in tehnološke lastnosti. Glej slike 21 in 22. Njegova vsebnost se običajno giblje med 0,03—0,08 %. Manjšo količino ogljika srečamo le pri tistih jeklih za globoki vlek, ki se uporabljajo za enoslojno emajliranje. Večja vsebnost ogljika od 0,08 % pa kvarno vpliva na globoki vlek. Ogljik se pri sobni temperaturi nahaja v jeklu skoraj izključno vezan v perlit ali v cementit. Prikazali bomo nekaj primerov. Slika 1 prikazuje normalizirano strukturo jekla, v kateri so vidna homogena feritna zrna in fina ter homogeno razpršena zrna perlita. Slika 2 pa prikazuje normalno feritno strukturo z zrnatim cementitom, ki je nastal po rekristali-zacijskem žarjenju. Kot posledica nepravilnega valjanja ali zaradi nečistoč se perlit lahko razporedi v trakove, katerih obliko prikazuje slika 3. Sestava elementov v % C Si Mn P S M <00 < 0,2 0,2 — 0,45 < 0,045 < 0,045 H < 0,1 < 0,2 0,2 — 0,45 < 0,030 < 0,045 cca 0,05 . "M - . H. 'J ,, ■ .. 5 r. ( v Slika 4 pa prikazuje strukturo s trakastim zrna- . j ,, .'" A " ' /» tim cementitom, ki je nastala iz trakasto razpore- l ? ' **r ' < J ,/• $ jenega perlita, po rekristalizacijskem žarjenju * * . ■ r ' Zelo sta škodljivi tudi obliki terciarnega cemen- yV - / \ J7" c'" tita (slika 5) in oblika degeneriranega perlita ^ * •>.■( * . ' . (slika 6). Terciarni cementit nastane kot posledica L, ~A i'f 'A far - • \..J _ < 1 V \ % , ■ / J X • VJ ■ - 'rr v ■C > i " nepravilne vroče predelave, oziroma nepravilne ....... V .....' ■ i -v. temperature žarjenja, degeneriran perlit pa kot i'.* ' V ' /. posledica nepravilne temperature vroče predelave. >% ! v ' - t .v - ? t -■v '•, ' >\ , v Va a< - v> \ | * V. / ' / / < I „ / •va cA ' - .A/-y - > * i r • v-Y - * v ) •, . • ^ 'e- -a U/,' v^ ■■/ X ',.4 -i. Slika 1 Feritno perlitna struktura — 100 x ■ /}', ■■/ vy ~ rt V* C? s. . * ' "<:: , ••«. \ .Y Slika 4 Trakasta razporeditev zrnatega cementita — 100 X 'nT r*?--" 'v- f - ■ .1.....4-. : V s | \ . ,'J . ■ ! i J . ■•.. ' • •. • / y v w • > T ■ -'-X.'' ». | - >1' ; '"( ".....\ *,.. ""'v - ' . .jI V, " / Slika 2 Struktura terita z zrnatim cementitom — 100 x I* i " Slika 3 Trakasta razporeditev perlita — 100 x Slika 5 Terciarni cementit — 100 x Glede na to, da so izceje ogljika na zgornjem delu blokov večje, lahko naletimo pri nepomirjenih jeklih, oziroma trakovih na dve po vsebnosti perlita popolnoma različni strukturi, odvisni pač od tega, kateremu delu blokov trakovi pripadajo. Na sliki 7 je razvidna struktura toplovaljanih trakov, ki pripada spodnjim delom blokov, na sliki 8 pa struktura z veliko količino perlita v trakasti obliki, ki pripada zgornjim delom blokov. Gledano po preseku se ta trakasti perlit nahaja v večjih /A f V -v/' v/ ,- Slika 6 Degeneriran perlit V 100 X t * e'' l k A-' 6 V- ■ r .... » t v ■ . » / ■ •< ' ,7 -v / . y ?' y~ ■ M V ' * i ' '' ' / ■, l r W V '" i n . ■/ V t , T .\ 'Vi-afi,«; " - '■ —>- ■■ -zaz,--* si' ' C -vi« .....Tf _ Slika 8 Struktura z veliko količino perlita — 100 X »J ■ 'iu ' Slika 7 Struktura z malo perlita — 100 x količinah le v sredini po debelini trakov, medtem ko imajo plasti na zunanjih površinah normalno količino in razporeditev perlita. Tako razporeditev imenujemo naogljičena sredina. Slika 9 pa prikazuje strukturo naogljičene sredine po hladnem valjanju in po rekristalizacijskem žarjenju. Zunanje plasti so skoraj brez cementita, medtem ko je sredina močno naogljičena. Ker je ta neenakomerna razporeditev perlita predvsem poudarjena pri nepomirjenih jeklih, je jasno, da bodo pri teh jeklih mehanske in tehnološke lastnosti podvržene močnemu nihanju. Silicij je element, ki je v nepomirjenem in v pomirjenem jeklu za globoki vlek zelo nezaželen. Ta element ima to slabo lastnost, da močno dvigne trdnost in posebno mejo plastičnosti ter da poslabša sposobnosti jekla za globoki vlek. Silicija naj ne bi bilo v jeklu več kot 0,03 %. Tretji zelo pomemben element v teh jeklih je mangan. Vsebnost mangana se giblje med 0,28 in Slika 9 Naogličena sredina — 100 x ------—..Ji » 35 30- .X 50 45 \ \ >40 150,22 ~ 6,25 0,28 0,31 0,34 0,37 ' 0«S -- % Mn Slika 10 Vpliv mangana na mehanske lastnosti 0,45 %. Njegov vpliv je raznolik. V jeklu se veže na žveplo in kisik ter tvori nekovinske vključke. Del mangana se substitucijsko raztaplja v feri-tu. Vpliv tega raztopljenega mangana na mehanske lastnosti rekristalizacijsko žarjenih trakov prikazuje diagram na sliki 10. Vse ostale elemente, ki se nahajajo v jeklu, smatramo kot nečistoče, razen seveda aluminija, ki ga namerno dodajamo pomirjenemu jeklu za globoki vlek. Zaradi navedenega je zaželeno, da je teh škodljivih elementov v jeklu čim manj. Vse norme zato predpisujejo za nekatere od teh elementov njihovo maksimalno dovoljeno vsebnost. Med vsemi temi elementi izstopa žveplo, ki močno poslabša plastične lastnosti pomirjenih in nepomirjenih jekel. Žveplo tvori podolgovate las-nate sulfidne vključke, ki so razpotegnjeni v smeri deformacije. Posebno nevarno je žveplo pri nepomirjenih jeklih zaradi blokovnih izcej. Vsebnost žvepla naj ne bi pri obeh jeklih presegala vrednost 0,025 %. Zelo nezaželen element v jeklu je tudi fosfor, katerega vsebnost naj bi bila manjša od 0,020 %. Fosfor poslabša mehanske lastnosti rekristalizacij-sko žarjenih trakov. Njegov vpliv na mejo plastičnosti je prikazan v diagramu slike 11. 0,003 0,011 OflK 0,017 % P Slika 11 Vpliv fosforja na mejo plastičnosti Kakor je iz slike 12 razvidno, poslabša baker mehanske lastnosti rekristalizacijsko žarjenih trakov. Menimo, da baker vse do vsebnosti 0,15 % nima bistvenega vpliva na globoki vlek, vendar le pod pogojem, da jeklo ne vsebuje istočasno več kot 0,30 % Mn. Baker je tako kot nikelj raztopljen v feritni osnovi. čina v jeklu naj ne bi presegala vrednosti 0,08 %. Vpliv niklja na mehanske lastnosti žarjenih trakov prikazuje diagram na sliki 13. Arzen in kositer tudi smatramo za škodljiva elementa, čeprav nastopata v zelo majhnih količinah. Oba elementa sta delno topna v feritu in zato poslabšata mehanske lastnosti jekel za globoki vlek. Kot posebno škodljiv se smatra kositer. Kositra naj bi bilo v jeklu največ 0,020 %, arzena pa največ 0,03 %. <0—----------------^-50 t_________J»_ ^.-^HRb i iB 1 0,04 0,06 0,08 --%/V/ Slika 13 Vpliv niklja na mehanske lastnosti Aluminij zasledimo le pri kvaliteti Č 0148, in to v količinah, ki se gibljejo v mejah 0,03 — 0,06 %. Aluminij se nahaja v jeklu delno v obliki nekovinskih vključkov, delno pa raztopljen v feritu. Za preprečitev pojavov staranja dodajajo nekaterim jeklom za globoki vlek namesto aluminija vanadij, ki se podobno kot aluminij veže na dušik in tvori obstojni VN. V bistvu so to nepomirjena jekla za globoki vlek. Nekaterim jeklom za globoki vlek, ki so bila namenjena za emajliranje, so včasih dodajali titan, vendar se ta jekla več ne izdelujejo. Zamenjala so jih razogljičena jekla z manj kot 0,005 % C. Na koncu opisa vpliva elementov na mehanske lastnosti obravnavanih jekel navajamo še tabelo II, ki nam prikazuje maksimalne dovoljene vrednosti kisika, vodika in dušika. Nekatere norme predpisujejo maksimalno količino teh elementov (Japonska, ZDA) zato, da bi tem jeklom zagotovile maksimalno plastičnost v hladnem stanju. Tabela II Kvaliteta jekla Vsebnost elementov v °/o O2 H2 N2 Slika 12 Vpliv bakra na mehanske lastnosti Približno enak vpliv na mehanske lastnosti in na plastičnost kot baker ima še nikelj, katerega koli- Nepomirjena 0,02—0,03 0,0002—0,0004 0,001—0,002 Pomirjena 0,01—0,02 0,0002—0,0004 0,002—0,003 Topla predelava Nič manj pomembna kot izdelava jekla, oziroma kot vsebnost elementov je vroča predelava. Za doseganje dobrih mehanskih lastnosti in lastnosti globokega vleka hladno valjanih trakov je izredno pomembna končna temperatura valjanja in tempe- IM&i 7 j tm " l\AI" ! Slika 14 Vpliv temperature valjanja nad ali pod Ac., na velikost feritnega zrna — 100 x ratura navijanja toplo valjanih trakov. Obe temperaturi imata namreč odločujoč vpliv na strukturo materiala. Pri vročem valjanju ni glede na končno temperaturo valjanja trakov nobenih razlik med pomirjenimi in nepomirjenimi jekli za globoki vlek. Ta temperatura se mora gibati nad 870° C, valjanje se mora torej prenehati nad točko Ar 3. Če prenehamo z valjanjem v čistem avstenitu, nastanejo po velikosti zelo homogena feritna zrna, seveda pod pogojem, da navijamo kolobarje pri temperaturah pod 670° C. Slika 14a. Valjanje globoko pod kritično temperaturo, torej v območju dveh faz, pa pušča v materialu določene napetosti, zaradi katerih nastanejo pri rekri-stalizacijskem žarjenju groba zrna. če se deformacija vrši pri prenizkih temperaturah in če je deformacija dovolj velika, nastanejo groba zrna po celem preseku (slika 14 b), če pa je manjšega obsega, pa nastanejo groba zrna le na zunanjih površinah trakov (slika 14 c). Višina končne temperature valjanja in temperature navijanja vplivata tudi na razporeditev in na velikost karbidnih zrn. Tako nastanejo pri končni temperaturi valjanja nad 870° C in temperaturi navijanja pod 670° C v rekristaliziranem traku drobni in homogeno razpršeni karbidi (slika 15 a), pri isti končni temperaturi valjanja in temperaturi navijanja nad 670° C pa grobi karbidi (slika 15 b). Diagram na sliki 16 grafično prikazuje za obe vrsti jekel strukture, ki jih dosežemo pri različnih temperaturah valjanja in navijanja toplo valjanih trakov v kolobarje. AX X" Slika 15 Vpliv temperature navijanja na velikost cementita zrn 100 x 550 s00 650 700 750 -—Temperatura navijanp (*C) Slika 16 Vpliv temperature valjanja in navijanja na strukturo I — Enakomerna velikost zrn ferita z drobnim izločenim cementitom II. Neenakomerna velikost zrn ferita. Na površini so zrna ferita večja III — Razpotegnjena zrna ferita zaradi valjanja pri prenizkih temperaturah IV — Enakomerno groba zrna ferita z grobimi zrni cementita V — Neenakomerna zrna ferita z zelo grobimi zrni na površini in grobim cementitom VI — Prekomerno groba zrna ferita. Iz vsega navedenega je jasna pomembnost temperatur valjanja in navijanja. Pri ohlajevanju trakov po valjanju se zaradi načina ohlajevanja (vodne prhe) površina mnogo hitreje ohlaja od sredine (debeline) trakov. Ker pa mora temperatura po celem preseku pasti pod prej navedeno kritično temperaturo ohlajevanja in ker se pri valjanju v bistvu meri le temperatura ohlajene površine, se morajo trakovi (v resnici površina trakov) dejansko ohlajevati na mnogo nižje temperature. V obratnem slučaju bi obstajala nevarnost, da bi se trakovi, ko bi bili naviti v kolobarje, zaradi višje akumulirane toplote trakov (višje temperature sredine) ponovno ogreli nad kritično temperaturo, kar bi imelo za posledico poslabšanje strukture. Pomirjeni trakovi pa se morajo zelo hitro ohladiti na temperaturno območje 550° C tudi zaradi preprečevanja izločanja A1N. Kakor bo kasneje raz- vidno, imajo aluminijevi nitridi odločujočo vlogo pri oblikovanju feritnih zrn, ki nastanejo pri rekri-stalizacijskem žarjenju hladno valjanih trakov. Končna temperatura valjanja in navijanja močno vplivata tudi na mehanske lastnosti toplo valjanih trakov. S padajočo temperaturo valjanja (pri konstantni temperaturi navijanja) in padajočo temperaturo navijanja (pri konstantni temperaturi valjanja), naraščata meja plastičnosti in trdnost, pada pa raztezek. Naslednja tabela prikazuje te vrednosti v odvisnosti od navedenih temperatur za jeklo z 0,07 % C in 0,35 % Mn. Tabela III Temeperatura °C konec navi-valjanja janja ffv Kp/mm2 ffm kp/mm2 Sio % % HRB Vplivi temperature valjanja 800 540 31,5 42,0 26,9 35,1 63 820 540 29,7 41,1 27,8 35,9 63 850 550 27,5 37,1 29,1 37,1 61 880 540 26,0 36,0 31,2 39,3 59 Vplivi temperature navijanja 870 550 26,4 36,2 31,0 38,6 60 880 610 25,0 34,9 31,5 39,3 57 880 650 23,4 33,7 33,1 40,1 54 880 710 21,1 31,0 34,0 43,1 52 Luženje Toplo valjane trakove pred hladnim valjanjem obvezno lužimo. Produkti oksidacije se lahko odstranjujejo na različne načine, vendar se toplo valjani trakovi skoraj praviloma luži j o v 10 do 15 % HC1 kislini pri temperaturah 70—80° C ali v 15—20 % H2S04 kislini pri temperaturah 90—95° C. Čas luženja v navedenih kislinah ne sme biti večji od 60 sekund, seveda pod pogojem, da je bila pri vročem valjanju odstranjena z brizganjem (120 atm.) vsa primarna in sekundarna škaja. Na kvaliteto in debelino škaje in s tem na hitrost odstranjevanja škaje pa močno vpliva tudi temperatura navijanja toplo valjanih trakov. Pri končni temperaturi valjanja 880° C in pri temperaturi navijanja 550° C znaša debelina škaje cca 14 [x. Hladno valjanje Namen hladnega valjanja ni le v tem, da se doseže zaželena debelina in ožje dimenzijske tolerance ter gladka površina trakov, temveč tudi, da dobijo trakovi s primerno stopnjo deformacije in z rekristalizacijskim žarjenjem ter poznejšim dre-siranjem strukturo, ki naj bi zagotavljala čim višjo stopnjo preoblikovanja v hladnem. Med mikro strukturo toplo in hladno valjanih trakov obstaja določena zveza. Kakor je iz naslednjega diagrama razvidno (slika 17), je velikost re-kristaliziranega feritnega zrna hladno valjanih trakov odvisna od stopnje hladnega valjanja in od izhodne velikosti zrn toplo valjanih trakov. s t g N S i --Stopnja hladne deformacije ('/«) Slika 17 Krivulja 1 izhodna velikost zrn ferita po ASTM 8 Krivulja 2 izhodna velikost zrn ferita po ASTM 7 Krivulja 3 izhodna velikost zrn ferita po ASTM 6 Iz navedenega diagrama je razvidno, da cca 50 °/o deformacija nima bistvenega vpliva na spremembo velikosti izhodnega zrna toplo valjanih trakov. Večji vpliv na velikost zrna zaznamujemo pri višjih stopnjah deformacije, in to v smeri dobivanja finejšega zrna in pri nižjih stopnjah deformacije v smeri dobivanja bolj grobega feritnega zrna. Obnašanje perlita pri hladnem valjanju je odvisno od njegove oblike in razporeditve v toplo valjanih trakovih. Tako bodo ostala groba perlitna zrna, ki imajo kepasto obliko, po deformaciji skoraj nedotaknjena, medtem ko se bo perlit, ki je izločen po kristalnih mejah, pri hladni deformaciji drobil in razporedil v smeri valjanja. Hladno valjanje vpliva tudi na obliko vključkov. Tako se razpotegnjeni sulfidni vključki pri hladnem valjanju drobijo in jih zato v strukturi hladno valjanih trakov težko opazimo. Kljub temu pa ostajajo ti vključki izredno škodljivi za globoki vlek. Kepasti oksidni vključki pa obdržijo, v kolikor niso preveč veliki, po hladnem valjanju svojo prvotno obliko. Hladno valjanje močno vpliva na mehanske lastnosti trakov. Tako z naraščajočo stopnjo deformacije narašča trdnost, pada pa raztezek. V tabeli IV so navedene vrednosti za določeno stopnjo hladnega utrjevanja, ki jih okvirno predpisujejo standardi JUS C.B3.521. žarjenje hladno valjanih trakov Po hladnem valjanju, če ni drugače zahtevano, se trakovi rekristalizacijsko žarijo. Najpogosteje se tesno naviti ali odmotani kolobarji (open coils) žarijo v zvonastih pečeh in to v zaščitnih atmosferah. Tabela IV Stopnja utrjevanja 0"m 5ia Stopnja deformac. % Erichsen (mm) predelava kvaliteta kp/mm; % za 0.75 mm mehko žar j. HT 28 28 — 40 > 25 — C 0147 > 9.73 C 0148 > 10.3 ojačano HT 30 30 — 42 > 23 0,5 — 3,0 -II- -trdo HT 32 32 — 44 = 16 1—20 ni zahtevan 1 trdo 4 HT 40 40 — 50 « 10 12 — 30 ni zahtevan 1 2 trdo HT 45 45 — 55 « 5 20 — 40 ni zahtevan 3 trdo 4 HT 55 55 — 65 = 3 40 — 70 ni zahtevan trdo HT 60 >60 «2 >65 ni zahtevan Tehnologija žarjenja pomirjenih in nepomirjenih hladno valjanih trakov je običajno različna. Po enem postopku ogrevamo trakove počasi in kontinuirno do temperature žarjenja 680° C, po drugem, tako imenovanem stopničastem postopku, pa ogrevamo material najprej do temperature 600° C, ga zadržujemo na tej temperaturi in ga nato ogrevamo do temperature 680° C. Po končanem žar-jenju se trakovi počasi ohlajajo v peči. Po prvem postopku se žarijo nepomirjeni in lahko tudi pomirjeni trakovi, po drugem postopku pa le pomirjeni trakovi jekel za globoki vlek. Struktura, ki jo dobimo po kontinuirnem postopku nepomirjenih jekel, je razvidna na sliki 18, struktura po stopničastem postopku pa na sliki 19 in 20. Razpotegnjena feritna zrna, ki so najbolj prikladna za globoki vlek, nastanejo, kakor je bilo že Slika 18 Rekristalizirana struktura nepomirjenega jekla — 100 X rečeno, kot posledica prisotnosti A1N v pomirjenem jeklu. Pri tej strukturi naj bi bilo razmerje med dolžino in širino zrna 3—4 : 1. Mehanski rezultati rekristalizacijsko žarjenih trakov so odvisni v precejšnji meri tudi od stopnje hladne deformacije in od vsebnosti ogljika v jeklu. Potek teh lastnosti za nepomirjeno jeklo v odvisnosti od navedenih parametrov podajata sliki 21 in 22. Dresiranje Po končanem zadnjem rekristalizacijskem žar-jenju imajo trakovi pomirjenih in nepomirjenih jekel zelo ugodne mehanske lastnosti in odličen globoki vlek. Vendar se tako obdelani trakovi skoraj praviloma dresirajo z namenom, da bi dosegli Slika 19 Rekristalizirana struktura pomirjenega jekla — 100 X - Raztezek • Trdota 0 10 20 30 40 50 60 70 80 ——Stopnja htadne deformacije (%} prepognjena mesta je nemogoče odpraviti z dresi-ranjem, potrebna je večja stopnja deformacije, ki pa jo je zaradi predpisanih dimenzij že izdelanih trakov nemogoče izvesti. Kakor je bilo že omenjeno, se ojačanje izvede tudi z namenom, da preprečimo nastajanje Liidersovih figur na površini hladno izoblikovanih predmetov, slika 23 a in 23 b. Te figure nastanejo kot posledica prevelikega podaljška materiala v območju lezenja. To območje lezenja pa je mogoče odstraniti z rahlo deformacijo žarjenih trakov. Vpliv manjših deformacij na obliko krivulj trganja in s tem na območje lezenja prikazuje diagram na sliki 24. Izrazito območje lezenja imajo diagrami žarjenih in staranih nepomirjenih trakov. Pri pomirjenih hladno valjanih trakovih pa zasledimo to območje lezenja na žarjenih trakovih in na trakovih, ki so bili umetno starani pri temperaturah nad 250° C. Slika 23 b Liiders-ove figure Slika 22 Vpliv stopnje deformacije in vsebnosti ogljika na raztezek in trdoto čim bolj gladko površino trakov, da bi preprečili prepogibanje površine »klecanje« in da bi se izognili pojavom lezenja pri globokem vleku. Prepogibanje ne vpliva na mehanske in druge lastnosti trakov, je pa nezaželeno. Prepognjena mesta so z očesom zelo vidna, tako da izredno vplivajo na videz površine trakov, kakor tudi na videz površine preoblikovanih in izdelanih predmetov, posebno tistih, ki se galvansko prevlečejo. Ta Slika 20 Rekristalizirana struktura pomirjenega jekla — 500 x --trdnost ----meja plastič. "0 10 20 30 40 50 60 70 80 ■-Stopnja hladne deformacije (%) Slika 21 Vpliv stopnje deformacije in vsebnosti ogljika na mejo plastičnosti in trdnost Slika 23 a Slika 24 Oblika krivulj trganja v odvisnosti od stopnje hladne deformacije V Železarni Jesenice smo vse preiskave vpliva dresiranja na mehanske lastnosti in poznejšega staranja izdelali na pomirjenih in nepomirjenih trakovih, katerih vsebnost elementov se je gibala v navedenih mejah: Č 0147 Č 0148 C = 0.04—0.08 °/o C = 0.04—0.07 % Si sledi Si sledi Mn 0.31—0.34 % Mn 0.28—0.32 % P 0.009—0.015 % P 0.011—0.014 % S 0.017—0.023 % S 0.015—0.020 % Cu 0.15—0.19 % Cu 0.17—0.19 % Cr 0.04—0.07 % Cr 0.05—0.07 Sn 0.017—0.022 °/o Sn 0.015—0.019 % Ni 00.8—0.09 % Ni 0.07—0.08 % Toplo valjani trakovi so se hladno deformirali od debeline 3 mm na debelino hladno valjanih trakov 0.75 mm. To 75 % hladno deformacijo smo si izbrali zato, ker nam ta deformacija posebno pri nepomirjenih jeklih zagotavlja doseganje najbolj ugodnih lastnosti globokega vleka. Po hladnem valjanju so se trakovi rekristaliza-cijsko žarili v zvonastih pečeh, in to nepomirjeni trakovi pri temperaturi 680° C, pomirjeni trakovi pa stopničasto pri 600 in 680° C. Po rekristalizacijskem žarjenju smo izdelali še metalografske preiskave, ugotovili smo zelo ugodno feritno strukturo z drobnim in enakomerno izločenim zrnatim cementitom. Na žarjenih pomirjenih in nepomirjenih trakovih smo izdelali pred dresiranjem tudi preiskave trdnosti, meje plastičnosti in raztezka ter preiskave globokega vleka po Erichsenu. Rezultati teh preiskav v odvisnosti od vsebnosti ogljika so razvidni v posameznih diagramih, ki sledijo. Ti trakovi so se po žarjenju dresirali v območju od 0—3 °/o, in to v intervalu od 0.5 %. Slika 25 prikazuje vpliv različnih stopenj hladne deformacije na potek meje plastičnosti pomirjenih in nepomirjenih jekel z 0,04 °/o in 0,075 % C. Kakor je iz diagrama razvidno, te vrednosti padajo z naraščajočo stopnjo dresiranja, vendar le do neke določene vrednosti, po kateri začenjajo naraščati. Ta naj- nižja vrednost meje plastičnosti se giblje med 0,8 in 1,5 % hladne deformacije, odvisno pač od vseb- Slika 25 -—Stopnja hladne deformacije (%) Slika 26 Vpliv stopnje deformacije na mejo plastičnosti, trdnost in trdoto -—Stopnjo hladne deformacije {%) Slika 27 Vpliv stopnje deformacije na vrednosti raztezka in globokega vleka po Erichsenu Iz navedenega diagrama je tudi razvidno, da imajo pomirjeni trakovi pri enakih stopnjah deformacije in enakih procentih ogljika nižje vrednosti od nepomirjenih trakov. Te vrednosti so bolj izrazite pri nižjih deformacijah, manjše pa pri večjih deformacijah. Diagrama na slikah 26 in 27 prikazujeta vpliv stopnje deformacije med 0 in 3 % na mejo plastičnosti, raztezek, trdnost, trdoto in na vrednost globokega vleka po Erichsen-u nepomirjenega jekla z 0,045 % C. Posebno poudarjen je vpliv dresiranja na vrednosti raztezka in globokega vleka. Staranje Da bi ugotovili, kako vplivajo različne stopnje dresiranja na staranje hladno valjanih trakov, smo za vsako stopnjo deformacije posebej izdelali preiskave spremembe mehanskih in tehnoloških lastnosti po 5, 10, 20 in 30 dneh naravnega staranja in umetnega staranja pri 200°C/2h. Rezultate, ki smo jih pri tem dosegli, ponazarjajo diagrami od 28 do 32. Diagram na sliki 28 prikazuje potek meje plastičnosti nepomirjenih jekel z vsebnostjo 0,04 — 0,05 % C v odvisnosti od stopnje deformacije po naravnem in umetnem staranju. Iz diagrama je razvidno, da vrednosti meje plastičnosti z narašča- lo 1,5 2,0 2,5 3,0 -— Stopnja hladne deformacije ( % ) Slika 28 Vpliv staranja na mejo plastičnosti nepomirjenega jekla z 0.04—0.05 °/o C. Q5 10 1,5 2,0 25 - Slopnp hladne deformacije C %) 3.0 Slika 29 Vpliv staranja na mejo plastičnosti nepomirjenega jekla z 0.07—0.08 % C 0.5 1,0 1,5 2,0 2,5 -— Stopnja hladne deformacije ('/•) Slika 30 Vpliv staranja na raztezek in na globoki vlek S Is 0,5 1,0 1.5 2,0 2,5 3,0 ---Stopnja hladne deformacije (VoJ Slika 31 Mehanske lastnosti nestaranih in staranih pomirjenih trakov 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 ' -—Stopnja hladne deformacije ( Va) Slika 32 Mehanske lastnosti nestaranih in staranih pomirjenih trakov jočim časom naravnega staranja več ali manj konstantno naraščajo, ne glede na stopnjo deformacije. Poslabšanje lastnosti je opazno že po petih dneh naravnega staranja. Zelo pa vpliva na naraščanje meje plastičnosti umetno staranje, ne glede na stopnjo deformacije. Na splošno vzeto pa so vrednosti meje plastičnosti sorazmerno nizke zaradi nizke vsebnosti ogljika v trakovih. Nekoliko spremenjeno lego in obliko imajo na sliki 29 krivulje meje plastičnosti po naravnem in umetnem staranju nepomirjena jekla z 0.07— 0.08 °/o C. Iz navedenega diagrama je razvidno, da so vrednosti meje plastičnosti v primerjavi z vrednostmi v diagramu 28 precej višje zaradi višje vsebnosti ogljika. Pri primerjavi krivulj obeh diagramov, to je krivulj staranja trakov z različno vsebnostjo ogljika, je razvidno, da so trakovi ne glede na vsebnost ogljika skoraj enako podvrženi naravnemu staranju. Izdelali smo tudi preiskave vpliva staranja na trdnost nepomirjenih jekel za globoki vlek. Rezultati so pokazali, da se z naraščajočim časom staranja trdnost dvigne le za 2—3 kp/mm2. Zaradi navedenega omenjenih vrednosti nismo vnesli v diagram. Slika 30 nam prikazuje vplive različnih stopenj deformacije ter vplive staranja na raztezek in na vrednosti globokega vleka, nepomirjenih trakov z 0.04—0.05 % C. Obe vrednosti občutno padata z naraščajočo stopnjo deformacije in z naraščajočim časom staranja. Zanimiva je ugotovitev, da staranje rahlo vpliva na raztezek in globoki vlek žarjenih in nedresiranih trakov. Preiskave staranja smo izdelali tudi na pomirjenih jeklih C 0148 z 0,04—0,06 % C. Tudi te trakove smo po hladnem valjanju in rekristalizacijskem žarjenju dresirali v območju od 0—3 %. Te trakove smo nato naravno starali (5 do 30 dni) in umetno starali pri 200°C/2h. Iz rezultatov, ki smo jih dosegli, je bilo razvidno, da pomirjeni trakovi niso podvrženi naravnemu staranju, medtem ko smo pri umetnem staranju beležili le rahlo naraščanje vrednosti meje plastičnosti in padanje vrednosti raztezka ter globokega vleka. Zato vrednosti, ki jih prinašata diagrama na sliki 31 in 32, odgovarjajo obenem doseženim vrednostim v nestara-nem in staranem stanju. ZAKLJUČKI 1. Vsi elementi, ki se nahajajo v jeklu, negativno vplivajo na mehanske lastnosti, posebno pa elementi, ki so topni v feritni osnovi. 2. Na strukturo in s tem na mehanske in tehnološke lastnosti trakov izredno vpliva temperatura zadnjega odvzema pri toplem valjanju in temperatura navijanja kolobarjev. 3. Velikost zrn hladno valjanih trakov je odvisna od izhodne velikosti toplo valjanih trakov in od stopnje deformacije. 4. Na strukturo v rekristaliziranem stanju vpliva način žarjenja posebno pri pomirjenih jeklih. 5. Vsebnost ogljika zelo vpliva na mehanske in tehnološke lastnosti trakov. 6. Dresiranje v območju 0—3 % znižuje vrednosti raztezka in globokega vleka. 7. Vrednosti meje plastičnosti pri dresiranju padajo do nekega minimuma, ki je odvisen od vsebnosti ogljika. 8. Najnižje vrednosti meje plastičnosti se dosežejo pri nižji vsebnosti ogljika. 9. Vrednosti trdnosti se pri dresiranju zelo malo spremenijo. 10. Žarjeni pomirjeni in žarjeni ter starani ne-pomirjeni trakovi so zaradi izrazitega območja lezenja podvrženi nastanku Liidersovih figur. 11. Že najmanjša stopnja deformacije vpliva na staranje nepomirjenih trakov. 12. Ne glede na stopnjo deformacije je poslabšanje lastnosti pri enakih pogojih staranja približno enako. 13. Največji vpliv na poslabšanje lastnosti nepomirjenih jekel ima umetno staranje. 14. Žarjeni in dresirani pomirjeni trakovi ne spremenijo svojih mehanskih in tehnoloških lastnosti po naravnem staranju, medtem ko je ta vpliv pri umetnem staranju pri 200° C komaj zaznaven. Literatura 1. M. Judin: Rulannui sposob proizvodstva holodnokatan-nih listov. Izdatelstvo METALLURG — Moskva, 1966 2. D. Litvinenko: Nekotarie osobennosti proizvodstva stali dlja glubokoi vutjažki. Stalj 1957/12/1121 3. B. Sauthworth: Deep draiving steel. American Institute of Mining — 1957 4. F. Fischer: Uber den Einfluss kleiner Verformungsgrade auf die Streckgrenze kalt gewalzter tiefziehfahiger Band-stahle mit geringem Kohlenstoffgehalt. Stahl und Eisen 1956 — stran 82 5. L. Kosec: Jeklo za globoki vlek. Metal Institut — Ljubljana, 1971 6. B. Stocca: Tehnologija predelave toplo valjanih trakov za globoki vlek. Poročilo raziskoval, odd. 1970 ZUSAMMENFASSUNG Um die Qualitat der Tiefziehstahle richtig beurteilen zu konnen ist es dringend die Ursachen zu kennen, welche das Gefiige und damit die mechanischen und die techno-logischen Eigenschaften dieser Stahle beeinflussen. Wir versuchten im Artikel alle wichtigen Facktoren welche im grosseren oder kleineren Umfang diese Eigenschaften, vor allem aber die Kaltumformung der kaltge-vvaltzen Bander beeinflussen einzufassen. Diese Einfluss-faktoren sind der Reihenfolge nach angegeben, welche von der Verfertigung und Verarbeitung bestimmt wird. Ftir alle Elemente, auch Spurenelemente, welche sich in diesen Stahlen befinden, ist eine kurze Ubersicht von dessen Einfluss auf die mechanischen Eigenschaften angegeben. Bei der Beschreibung der Warmband vorarbeitung ist der Einfluss der Endvvalztemperatur und der Aufvvickel-temperatur auf das Gefiige der Warm und Kalfbander angegeben und bei der Beschreibung der Kaltbandverar-beitung der Einfluss der gesamten Kaltformgebung und der Korngrosse auf die mechanischen Eigenschaften. Ein besonderes Kapital ist dem Einfluss des Dresie-rungsgrades und der spateren Alterung der rekristalisa-tionsgegliihten Bander auf die mechanischen und techno-logischen Eigenschaften, vor allem der unberuhigten Stahle, gevvidmet. Die Ergebnisse der natiirlichen Alterung bis zu 30 Tagen und der kiinstlichen Alterung bei 200° C sind angegeben. SUMMARY To estimate correctly the quality of steels for deep dravving the factors influencing the structure and thus mechanical and technological properties must be known. The paper has intention to enclose aH the most important factors which influence the properties to greater or smaller extent. The most important propertv is cold workability of cold rolled strips. The infhiencial factors are given in the order as they are met in manufac-turing and processing the strips. A short review of influence of elements (including tracers) which are in steel on mechanical properties is also enclosed. In description of processing hot rolled strips the influences of the final rolling temperature and the coiling temperature on the structure of hot and cold rolled strips, and in description of processing cold rolled strips the influence of total degree of cold vvorking and grain size on mechanical properties are presented. A special chapter is dedicated to the influcnce of degree of temper rolling and further ageing of recrystalliz-ed strips on mechanical and technological properties of strips made of mainly unkilled steel. Results of natural agening up to 30 days and artificial ageing at 200° C are given. 3AKAIOTEHHE *Ito6h aatb npaBHALHVK) oueHKy Ka^ectba CTaAeii aaji rAy6oKoft BbITfl>KKH Heo6xOAHMO 3HaTb npiTOHHbl, KOTOpbie BAHHIOT Ha HX CTpyK-Typy H, B cbh3h C 3THM, Ha MexaHHHeCKHe II TeXHOAOrHHeCKIie CBOH- CTBa 3Tora copia CTaAeii. Abtop nbuaACH oxBaTHTb Bce Ba>KHbie 4>aKTopbi KOTOpbie, 6oAbme haii MeHbiue, bahhiot Ha cBoncTBa c-thah, b OCOČeHHOCTH Ha CnOCOČHOCTb XOAOAHOH AeAa Bcex sacmchtob, BKAionaji OAiiro-3AeMeHTOB; KOTOpbie coAep>KaT 3TH CTaAii, kopotko paccMOTpeHHO hx BAHHHHe Ha MCxaHHMecKHe CBOfiCTBa CTaAH. npH omicamm nepe- paGoTKii ropaHe-KaTaHbix noAoc H3HeceHO bahhhhc KOHenHoii TeMne-paTypbi npoKaTKH h TeMnepaTypbi noAoc bo BpeMfl Ha.MaTbiBaHiiH Ha CTpyKTypy ropane h x0A0AH0-KaTaHbix noAoc. ripii oniicaHHH ne-pepa6oTKii x0a0ah0-KaTaHbix noAoc paccMOTpeHO coBOKynHoe bahji-Hne Bcex cJ>aKTopoB xoaoahoh nepepačoTKH n BeAHMHHbi 3epen Ha MexaHHHeCKIie CBOHCTBa CTaAH. B OTAeAbHOH TAaBe CTaTbH paccMOTpeHO BAHHHHe ApeCCIipOBKH h no3AHeftuiee CTapeHiie noAoc nocAe pe kphct a A AH3aimoH Hor a OTHcura Ha MexaHHtiecKHe n TexH0A0rnqecKHe cbohctba noAoc, b ocoSeHHocTH H3 KimameH CTaAH. FIpHBeAeHbi pe3yAbTaTbi ecTecTBeHHora cTapemiH Ao 30 ahen, a TaK>Ke h ncKycTBeHHora npn TeMn-e 200° U,. Merjenje časovne odvisnosti poteka delovanja sile pri udarnem preizkusu DK: 620.178.746.2 ASM/SLA: Q6n Mitja šipek V članku je opisana naprava za elektronsko merjenje udarne sile v odvisnosti od časa na ZF žilavostnih probah. Prikazan je razvoj naprave, konstrukcija filtrov in elektonskega prožilca ter umerjanje in končno registracija rezultatov. Na kraju je prikazanih nekaj primerov preizkusa. Sile, ki pri udarnem lomu nastopajo, znašajo do 7 t in lomi trajajo 0,2 do 0,6 msek. UVOD Presojo žilavosti nekega materiala smo navajeni ocenjevati po klasičnem postopku merjenja dela, ki je bilo potrebno, da smo preizkušanec določene oblike prelomili. Ta preizkus je znan kot žilavostni udarni preizkus. Nihalo določene teže spustimo iz določene višine na preizkušanec, tako da ga zadene z rezino in ga prelomi. Potencialno energijo, ki je nakopičena v sistemu in ki se spremeni v gibalno energijo, podelimo s presekom preizkušanca na mestu preloma. Pri tem zanemarimo stranske učinke, ki zmanjšujejo to energijo, tj. trenje v ležajih, trenje v zraku pri padanju nihala in netogo vpenjanje preizkušanca. Ti stranski učinki so po velikosti tudi zanemarljivo majhni in jih upravičeno lahko zanemarimo. Dobljeni rezultat, izražen v kpm/cm2, nam da vpogled v obnašanje materiala pri dinamični obremenitvi. Običajno krhki materiali pokažejo nižjo porabljeno energijo na enoto preseka. S točnejšo razčlenitvijo poteka loma pa lahko vidimo, da je podatek dokaj nepopoln. Če upoštevamo, da je hitrost impulza v materialu odvisna od elastičnih lastosti materiala in znaša cc. 5 km/sek., bo časovni potek delovanja sile pri lomu preizkušanca dal mnogo boljši vpogled v obnašanje materiala pri sunkovitem delovanju sile nanj. METODA MERJENJA ČASOVNEGA POTEKA DE LOVANJA SILE Prvi poizkusi so bili izpeljani z detektorji sile, ki so bili vgrajeni v naslonih, kjer je vpet preizkušanec. Ti detektorji so bili večinoma kristalni ele- Mitja šipek je diplomirani inženir metalurgije in direktor kontrole kakovosti v železarni Ravne menti, ki so izrabljali piezo efekt transformacije mehanske sile v električno napetost. Dobra lastnost takih detektorjev je v tem, da so deformacije detektorja izredno majhne, občutljivost detektorja pa dokaj velika, saj pri običajnem preizkusu po metodi Charpy na kristalu lahko dobimo več voltov visoke napetostne sunke. Tudi merjenje takih signalov pri današnji merilni tehniki ne predstavlja problema. Več problemov pa predstavlja mehanski del, saj so kristali izredno krhki in moramo večji del bremena prenašati preko vzporednih vzmeti. Za točno merjenje celotne sile je potrebno vgraditi detektorje pod oba naslona. Nekatere izvedbe so take, da se piezo element vgradi v rezilo in tako transformira celotno silo v električni signal. Odvisnost med velikostjo sile in električnim signalom je v velikih območjih linearna, kalibriranje naprave pa je mogoče statično z utežmi na vzvodu. Da bi se izognili histe-rezi, pa običajno damo na element določeno znano prednatezno silo. Taki sistemi so se obdržali pri meritvah na klasičnih oblikah žilavostnih preizkusov prob (Charpy, Izod). MERJENJE ČASOVNEGA POTEKA DELOVANJA SILE NA PREIZKUŠANCIH ZA JEKLA, NAMENJENA ZA IZDELAVO ZOBNI KOV (Z.F.probe) V praksi težijo izdelovalci zobatih prenosov k vedno večji štednji materiala, da bi tako postali prenosni mehanizmi čim lažji. Zato pa morajo izrabiti material do krajnih možnih mej. Običajni žilavostni preizkus daje samo nepopolne podatke o obnašanju materiala pri sunkovitih obremenitvah kot nastopajo pri delovanju zobatih prenosov. Da bi čim bolj ponazorili razmere v praksi, je predložen preizkušanec, ki ima obliko podobno pravemu zobniku, važen pa je tudi kot, pod katerim sila prijemlje, ta je izbran s 30°. Princip naprave je shematsko prikazan na sliki 1, fotografija celotne naprave pa na sliki 2. Preizkušanec je izoblikovan tako, da predstavlja en zob zobnika, slika 3. Tak nastavek nosi preizkušanec na obeh straneh, da se na istem preiz-kušancu lahko izvedeta dve meritvi. Preizkušanec Slika 4 Vpenjalni blok s probo, ki je izvlečena. Na desni strani je viden sprožilec, nad njim sonda za nameščanje prožilne točke V g. / k1 ,2-0) BA'0.05 Slika 2 Izgled celotne merilne naprave Kot merilec sile (v tem slučaju upogiba) smo uporabili podobno kot konstrukterji v zap. Nemčiji (Sudwestfalenhutte Geissvveid, Zahnradfabrik Lud-vvigshafen) kombinacijo merilnih trakov (Deh-nungsmessstreifen, Strain gages) 4 kom., ki so nalepljeni na udarnem trnu pod kotom 45° in vezani v električni most, tako da leže aktivni trakovi v eni, kompenzacijski pa v drugi veji mostu, slika 5 — trn montiran v kladivu. Slika 1 Shema merilne naprave za merjenje poteka sile pri udarno žilavostnem preizkusu 1. vpenjalni blok 2. proba 3. trn 4. merilni uporovni trakovi 5. kladivo 6. brezkontaktni sprožilec časovne baze se po obdelavi še termično obdela in vpne v držalo, ki mora biti čim bolj togo. Uporabili smo konstrukcijo kladiva tipa Amsler. Na sliki 4 je prikazan vpenjalni blok s preiz-kušancem, montiran na konstrukciji kladiva. Slika 3 Izgled ZF probe. Na vsakem koncu probe je izdelan po en zob katerega odlomimo Most je napajan z enosmernim tokom 10 V, skrbno stabiliziran. Signal iz mostu je okrepljen v enosmernem pojačalu in ga okrepljenega peljemo na oscilograf, ki je dovolj točno kalibriran v enotah napetosti ter omogoča zunanje proženje. Slika 5 Izgled kladiva z merilnim trnom Mostične sheme za merjenje sil z merilnimi trakovi v praksi često uporabljajo izmenično napajanje mostu s frekvencami 5 do 50 kHz, kar je pri starejših napravah skoraj nujno, saj je okre- Slika 6 Električna principielna shema naprave: 1. ojačevalo 2. katodni oscilograf 3. časovna baza 4. merilni most 5. sprožilec z nastavljivo zakasnitvijo 6. oscilator sprožilca 7. merilec vršne napetosti kalibriran v kp. pitev izmeničnih signalov mnogo bolj enostavna. Novejša tranzistorizirana integrirana vezja pa omogočajo razmeroma enostavno okrepitev enosmernih signalov, da pa pri tem ničelna točka ostane stabilna kljub spremenljivim temperaturam okolice. Napajanje mostu z izmeničnim tokom pa je v tem primeru popolnoma neuporabno, saj trajajo merni signali 0,2 do 0,5 msec., torej 5 do 2 kHz in bi tudi generatorji pri 50 kHz vnašali nevzdržne napake v meritev. Izbrali smo merni most KVS 3000, firme Hottinger, Messtechnik, ter imulz-ni oscilograf Tektroniks 545 B. Nemški avtorji zatrjujejo, da naj bo celotna konstrukcija naprave čim bolj mehansko robustna, tako stojalo kot nihalo, da ne bi prišlo do nekontroliranih parazitnih nihanj v merjenem signalu. V ta namen so običajno izbirali masivne konstrukcije starejših izvedb kladiv (npr. Losenhausen) in jih priredili za to merjenje. Novejši Amslerjev tip kladiva pa je izveden z valjanimi U profili, samo kladivo pa je obešeno na štirih tankih palicah 0 12 mm, kjer o kakšni robustnosti ni govora. Da bi lahko ugotovili, ali je tak sistem sploh uporaben, smo morali posneti poizkusne oscilo-grame, ne da bi vedeli natančnejše parametre za nastavitev časovne baze in okrepitve. Že na prvih posnetkih smo ugotovili, da glavnemu impulzu sledi periodično iznihavanje sistema, slika 7. Ko smo isti posnetek napravili z močno razvlečeno časovno bazo, kjer en razdelek na horizontali pomeni 0,2 msek, smo lahko izmerili širino glavnega signala, 0,48 msek, ter iznihavanja, ki se enakomerno iztekajo s širino 0,114 msek, kar odgovarja 8,8 kHy, slika 8. Ce računamo s hitrostjo zvoka cc. 5 km/sek. v trnu, ki je izdelan iz jekla C. 4150 — OCR 12 in termično obdelan na cc. 50 HRC ter ima prečno dimenzijo 25 mm, vidimo, da traja potrebni čas na Slika 7 Posnetek loma na oseilografu. Vidna so dušena iznihavanja trna Slika 9 Krhek lom traja kratek čas vsega 3,3 kHz = 0,3 msek. Konstrukcija filtrov Prve poizkuse smo naredili tako, da smo vgradili pasivni filter za nizke frekvence. Tak filter sicer poreže visoke frekvence, vendar močno popači originalni signal, kar vnaša napake v meritev, tako da zniža najvišji signal, kar pomeni, da odčitamo manjšo silo, kot jo v resnici merimo, pa tudi širino signala razvleče in tako odčitamo daljši čas delovanja sile, kot v resnici je. Slika 8 Z raztegnjeno časovno bazo je mogoče iz slike 5 odčitati frekvenco iznihavanja, ki znaša 8,8 kHz poti 2 X 25 mm 0,1 msek ali 10 kHz. Očitno je torej, da iznihava trn, da pa pri tem ne sodeluje ostala konstrukcija kladiva (ravno zaradi netogega obešanja). Dejansko tako iznihavanje merjenja ne moti, vendar želimo imeti bolj izglajen oscilogram zaradi lažjega odčitavanja, predvsem zato, ker želimo na isti film posneti več lomov. Uporabili smo polaroidno kamero Swinger sistema. Iznihavanje bi preglednost posnetkov zelo kompliciralo. Iz nadaljne serije lomov smo prišli do primerov krhkega loma, kjer glavni signal traja vsega 0,3 msek, kar odgovarja frekvenci 3,3 KHz, slika 9. Pojavi, ki so krajši, naj bodo izločeni, v ta namen je potrebno signale filtrirati. Slika 11 Principielna shema aktivnega filtra, ki je sestavljen iz treh ojačevalcev Fi, 2,3 Levo zgoraj — signal z iznihavanjem Desno zgoraj — filtriran signal Frekvenčni potek takega filtra je prikazan na sliki 12. Razvidno je, da filter enakomerno prepušča signale, od enosmernih pa do 2,5 kHz, tiste, ki najbolj motijo, torej nad 5 kHz, pa praktično popolnoma poreže. Krivuljo aktivnega filtra KHz merilna območje Slika 12 Frekvenčna karakteristika tristopenjskega filtra. Merno področje je uporabno do cc. 3 kHz, višje frkevence so močno dušene Slika 10 RC filter preveč raztegne signal iz slike 7 in 8 na 0,72 msek. Tak primer vidimo na sliki 10. Tu je viden posnetek drugega zoba na preizkušancu iz slike 7, pri sicer istih pogojih občutljivosti. Vidimo, da se je signal na vrhu znižal, predvsem pa se je podaljšal čas loma od 0,48 na 0,72 msek. Največja težava pri teh filtrih pa je ta, da naprave ne moremo kalibri-rati statično, saj gre za RC sklope, ki enosmernih signalov ne prepuščajo. Pristopili smo torej h konstrukciji aktivnih filtrov v več stopnjah z uporabo integriranih operacijskih ojačevalcev. Taka shema je prikazana na sliki 11. Kalibriranje naprave Najenostavnejši način kalibriranja je statičen, tako da držalo s trnom snamemo z obešala in ga vpnemo na robustni jarem, katerega postavimo na trgalni stroj. Jarem ima vgrajen bat z ostrino, ki jo justira-mo tako, da nasede na trn točno na istem mestu, kjer nasede trn na preizkušanec. To mesto je po nekaj lomih na trnu dobro vidno. Tako napravo vidimo na sliki 13. Trn pritisnemo postopoma po It in merimo napetost pri točno poznani občutljivosti ojačevala in oscilografa do 10 t. Na sliki 14 je prikazana krivulja odvisnosti odklona na oscilografu v V v odvisnosti od obremenitve. Viden je odličen linearni potek kalibracijske krivulje. Ko smo napravo tako kalibrirali, je pripravljena za delo. Držalo s trnom snamemo iz jarma in ga ponovno pritrdimo na obešalo kladiva. Proženje časovne baze oscilografa Za snemanje oscilogramov smo uporabili pola-roidno kamero FOT 1, ki je pritrjena na oscilograf. Kamero vsakokrat ročno sprožimo, ni pa nikakršnih zadržkov, da ne bi mogli izvesti avtomatsko proženje. Slika 13 Izgled jarma s trnom za kalibriranje. Kladivo snamemo z obešala in ga pritrdimo na jarem s štirimi vijaki 6 5 1/1 o O J TC o. d S 2 I 12 3 6 5 6 7 8 -»- Sila [T ] Slika 14 Krivulja umerjanja naprave pokaže zelo linearen potek signala v odvisnosti od sile Da bi lahko pomikali pričetek oscilograma horizontalno po ekranu osciloskopa in tako izrabili en film za več posnetkov, moramo poskrbeti za avtomatsko proženje časovne baze. Proženje lahko izvedemo na različne načine. Z mehanskim kontaktom, fotocelično ali elektromagnetno. Za vsakim prožilcem pa moramo vključiti časovno zakasnitev, ki jo lahko poljubno nastavljamo od 0,0 do 2 msek. Najenostavnejši pa najmanj gotov je mehanski sprožilec. Fotoelektrični je sicer dobro uporaben, ima pa obrabljiv del, tj. izvor svetlobe, zato smo se rajši odločili za brezkontaktno električno stikalo. Sproži ga držalo trna, ko pride pred sondo. Razdalja med sondo in držalom ni kritična in znaša nekaj milimetrov. Stikalo je v bistvu visokofrekvenčni generator, ki niha dokler kvaliteta nihajnega kroga ne pade pod kritično mejo zaradi izgub, ki nastanejo, ko se kovinsko držalo približa nihajni tuljavici. V tem trenutku izpade nihanje. Napetostni impulz, katerega na ta način dobimo, sproži monostabilni vibrator z nastavljivo časovno konstanto. S poten-ciometrom lahko določimo čas, v katerem ostane vibrator v labilnem položaju. Ko preskoči v stabilno lego, dobimo ponovno diferenciran impulz, ki proži časovno bazo oscilografa. Principielna shema elektromagnetnega stikala z zakasnilnim členom je prikazana na sliki 15. Slika 15 Principielna shema prožilca: 1. VF sinusni generator 2. Demodulator 3. Monostabilna stopnja 4., 5. Preklopnik za izbiranje dolžine signala monostabilne stopnje po 0,2 msek/cm 6. Smitov triger za proženje časovne baze 12,5 j 10,0--7,5 -5,0 --2,5 -0 -- (-1-i-1-1-(-1-i-1-1-1 0.2 0/ 0,6 0,8 10 ],2 // 1,6 1,8 2,0 ms Slika 16 Nekaj primerov posnetkov digramov: sila-čas abscisa-čas ordinata-sila Na ta način moremo posneti družino krivulj različnih lomov, kot je prikazano na sliki 16, kjer pomeni en razdelek na horizontali 0,2 msek in en razdelek na vertikali 2,51. Na sliki vidimo, da filter odstrani vsa iznihavanja, pri tem pa skoraj ne okrni nastopa in izteka signala. Naprava je bila kalibrirana skupaj s filtrom, ki prepušča tudi enosmerni signal. Registracija rezultatov z elektronskim voltmetrom Če se zadovoljimo samo s snemanjem oscilo-gramov, smo prisiljeni čakati, da zlomimo vso količino preizkušancev, ki jo nameravamo posneti na en film, preden lahko vidimo rezultat po razvijanju (ki traja 20 do 30 sek.). Rado se zgodi, da film odpove ali naredimo napako pri snemanju ali razvijanju. V tem primeru je izgubljen tudi rezultat in uničen preizkušanec. Da bi se temu izognili, smo se odločili, da vgradimo za ojačevalcem še merilec vršne napetosti (peak detector). To je v bistvu elektronski voltme-ter, ki ima na vhodu vgrajeno elektrometersko pojačalo z zelo visoko vhodno upornostjo. Vršna napetost signala napolni razmeroma majhen kvalitetni kondenzator in cevni voltmeter meri statično napetost, vse dokler rezultata ne izbrišemo s pritiskom na gumb. Nakazovanje rezultata more biti s kazalčnim instrumentom ali digitalno, ki ima pred prvim prednost, da odpade napaka subjektivnega čitanja. Pri takem načinu registracije rezultata seveda izgubimo podatek o trajanju loma, vendar pa nam ostane najvažnejši podatek o vršni sili. Časovno potni diagram poteka sil, ki smo ga na ta način dobili, nam pove mnogo natančneje, kako se material obnaša pri sunkoviti obremenitvi, ne pove nam pa, kako poteka sila v odvisnosti od napredovanja loma, tj. v odvisnosti od poti. Snemanje diagrama sila - pot Na dvokanalnem oscilografu lahko istočasno snemamo diagram sila-čas in sila-pot — sinhrono, če napravo opremimo tako, da bo časovna baza priključena na izhod ojačala, ki registrira pot merilnega trna od trenutka, ko udari na rob preizku-šanca, do loma. Taki sistemi so znani iz literature (1), vendar so nekoliko zastareli. Z uporabo eksponencialnega sivega klina lahko dobimo linearno odvisnost od količine svetlobe, ki jo klin propušča, in napetostjo na izhodu ojačala. Pozneje so bili izvedeni poizkusi s svetlobnimi vlakni (Glassfaser), danes pa nam nudijo izhod izredno fino fokusirani laserski žarki. V principu pa je uporaben vsak sistem, ki lahko z zadostno točnostjo spreminja izhodni signal v odvisnosti od poti trna, ki pa je razmeroma kratka, posebno še pri krhkih vzorcih. Diskusija rezultatov Opisana metoda je empirična in njena točnost odvisna od mnogih pogojev: a) Točnost uporabljenih instrumentov, ki se giblje med 1 do 2 %. b) Točnost filtrov v primeru z drugimi izvedbami. c) Točnost nalepljenja trakov. d) Točnost pri kalibriranju. Posebno je važno, da rezina kalibriranega bata nalega na isto mesto kot preizkušanec. e) Točnost odčitavanja. f) Točnost vpenjanja preizkušanca — zob paralelno s trnom. g) Točnost izdelave preizkušanca in njegova homogenost. Če seštejemo vse te vplive, ne smemo pričakovati rezultatov, ki bi presegali točnost ± 10 Q-o, tako da ostane ta preizkus še vedno primerjalen. Literatura 1. Alberti H., Kiigler J.: Anlage zur Registrierung von Schlagkraft und Durchbiegung bei der Kerbschlagpru-fung mit einem Pendelschagwerk Materialprufung 13 (1971), N" 9, S. 292/97 2. H. Schmiedel ZIS Halle (Saale): Kerbschlagzahigkeits-untersuchungen bei hohen Schlaggeschwindigkeiten 620. 178. 746 int. poročilo 3. Ermittlung von Schlagkraft-Durchbiegungs-Diagrammen mit dem PSWO 30 620. 178. 311. 3 (084-2) int. poročilo 4. Fearnebough G. D., Hoy C. J.: Mechanism of deformation and fracture in the Charpy test as revealed by dynamic recording of impact bonds Journal of The Iron and Steel Institute, Nov. 1964 5. Messtechnnische Briefe fiir elektrisches Messen mecha-nischer Grossen. Hottinger Baldvin Messtechnick Darm-stat 6. H. Bruger: Schlagbiegeversuch zur Beurteilung einsatz-geharteter Stahle. Schweizer Archiv — jul. 1970 S.219,229 7. H. Bruger, G. Kraus: Einfluss der Zahigkeit auf das Verhalten von Einsatzstahlen im Statischen und dyna-mischen Biegeversuch. Archiv fiir das Eisenhiittenvvesen 32 (1961) Aug. H. 8. S. 529—531 ZUSAMMENFASSUNG Der klassische Kerbschlagzahigkeitsversuch ermoglicht uns nicht eine geniigend klare Einsicht in die Ereignisse bei dem stossvveisem Bruch der Probe. Neben der Arbeit auf die Bruchflacheneinheit interessiert uns vor allem die grosste Kraft und die Zeit des Kraftverlaufes von dem Stoss des Hammers bis zu dem Bruch der Probe. Mit den elektronischen Hilfsmitteln ist eine Methode fiir die Verfolgung des Bruchverlaufes gegeben so, dass die Kraft mit Dehuungsmesstreifen gemessen, und der Zeit-verlauf der Kraft am Oszilograph ebgebildet vvird. Beim Hammerschlag auf die Probe kommt es zu den mechani- schen Ausschwingungen, welche mit elektrischen Filtern gedaruft vverden konnen. Der Startpunkt der Zeitablenkung wird durch kontakt-losen elektromagnetischen Schalter mit Verzogerung durch-gefiihrt. Die Registrierung wird fotographisch und mit dem Digitalvoltmeter der die Spitzenspannung registriert, reali-siert. Die gemessene Spannung ist der Kraftspitze propor-t ional. SUMMARY Usual toughness test does not give enough clear insight into phenomena during sudden fracture of the test piece. Beside the absorbed vvork per unit fracture area also the maximal force and the time function of force from the beginning of impact till breakage is of great interest. Electronics enable us to follow the course of fracture, so that force is measured by strain goges and the time function of force is registered on oscilograph. When pendulum hits the test piece mechanical vibrations occur vvhich can be isolated by electric filters. Electronic start is achieved by contactless plugs with debey line. The results are double registered: photographically and by digital voltmeter registering peale voltage which is directly propor-tional to the maximal occuring force. 3AKAK)qEHHE kaacch^eckhh metoa onpeaeaehhh bji3kocth ham He aaet achoe npeACTaBAeHHe o npotiecce, KOTOpbIH nponcxoAHT ao pa3pynieHHH o6pa3ua KaK CAeACTBHe yAapHOH Harpy3KH. KpoMe achctbhh Ha eAH-hhi1y nOBepXHOCTH H3AOMa, Hac TAaBHHM 06pa30M HHTepecyeT MaKCH-MaAbHaa chaa h np0Me^cyt0k BpeMHHH ot yAapa moaotom ao h3aoma o6pa3Ha. SAeKTpoHHbie BcnoMoraTeAbHbie cpeACTBa HaM iio3Boajiiot CAeAHTb 3a nponeccoM H3AOMa, npn MeM CHAy onpeAeAaeM MapHbiMH AeHTaMH, a hhtepbaa bpemhhh aeftctbhh cHAbi onpeaeaaem ha ocuha-AorpacJ>e momcht, KorAa Ha ocHHAorpae aoa>kho np0H30HTH Ha^aao nepeABH^ceHHH SACKTPOHHOH Aynn onpeAeAaeT 3AeKTpoMarHHTHbiH BKAIO^HTeAb, KOTOpbIH AeHCTByeT 6e3 COnpHKOCHOBeHHH H n03B0AHeT b onpeAeAeHHOM npeAeAe HanaAo AeecTBHH. Bo bpemh yAapa moaotom b o6pa3ne noHBAHioTCH MexaHHnecKHH KOAeSaHRa, KOTOpbie hco6xoahmo H30AHp0BaTb npn noMoniH 3AeKTpoHHbix 4>HAbTpoB. Pe3yAbTaTbi pern-CTpHpyeM ABOHHbIM CnOCOGOM: OTOApa4>HHeCKH H npH IlOMOlUH HH<}>pO-BOBa BOAbTMeTpa, KOTOpbIH perncTpyeT MaKCHMaAbHoe Hanpa>KeHHe, a 3TO, co CBOeii CTOpOHbl, npHMO np0n0pUH0HaAbH0 MaKCHMaAbHOH B03HHKai0meil CHAbi. Odkrivanje površinskih napak sni na paličastem jeklu s pomočjo vrtinčnih tokov* Božidar Brudar UVOD Indukcijske metode zavzemajo med različnimi neporušnimi preiskavnimi postopki zelo pomembno mesto. Z njimi lahko zelo hitro pridemo do informacije o fizikalnih lastnostih vzorca in obenem sklepamo tudi na napake v materialu. Paličasto jeklo preiskujemo tako, da vzorec postavimo v tuljavo, po kateri teče tok visoke frekvence. V palici nastane magnetno polje, ki je zaradi kožnega efekta (skin effect) močnejše na robu preseka kot v sredini. Če želimo raziskati le razmere na površini, moramo izbrati zadosti visoko frekvenco. Na porazdelitev polja vplivajo frekvenca, premer palice, električna prevodnost, permeabilnost in nepravilnosti v materialu (razpoke). Sprememba vsakega od omenjenih faktorjev povzroči tudi spremembo v porazdelitvi polja in s tem spremembo v impedanci tuljave. To pa lahko merimo. Ni pa tako enostavno neko določeno spremembo impedance pripisati enemu samemu faktorju, ker se njihovi vplivi prekrivajo. Informacija o porazdelitvi polja se navadno zrcali v inducirani napetosti, ki jo to polje povzroči c Sekundar. S novitje Slika 1 Diferenčna vezava tuljav v neki sekundarni tuljavi. S primerno izbiro frekvence in faze lahko iz spremembe opazovane inducirane napetosti s precejšnjo zanesljivostjo sklepamo tudi na površinske napake. V jeseniški železarni uporabljamo za preiskovanje površinskih napak (risavosti) na paličastem jeklu aparat defectomat 2.189 firme Institut dr. Forster. Z njim avtomatično razdelimo palice glede na razpoke na dobre in slabe. Preiskujemo lahko feromagnetne in neferomagnetne palice, premera od 5 mm do 35 mm. Palico vtaknemo v visokofrekvenčni magnetilni tuljavi (10 kHz ali 2,5 kHz) in par sekundarnih diferenčnih tuljav, v katerih merimo inducirano napetost (Slika 1). Da bi se izognili vplivu nihanja permeabilnosti, postavimo vse skupaj v jarem, kjer je močno enosmerno magnetno polje. MAGNETNO POLJE IN VRTINCNI TOKOVI V HOMOGENI PALICI Oglejmo si, kako so porazdeljeni vrtinčni tokovi in magnetno polje v preseku palice, ki se nahaja v tuljavi. Porazdelitev tokov in magnetnega polja lahko opišemo s pomočjo frekvenčnega razmerja f/fg, pri čemer je fg karakteristična frekvenca1, odvisna od lastnosti palice. V bistvu je fg referenčna frekvenca, s katero spravimo formule v brezdimen-zijsko obliko (Dodatek I). Na sliki 2 so shematično prikazani inducirani vrtinčni tokovi v palici, če je frekvenčno razmerje * Avtor je imel referat s tem naslovom na XVI. metalurškem srečanju v Portorožu v oktobru 1973. Božidar Brudar je diplomirani inženir in magister fizike in strokovni sodelavec v raziskovalnem oddelku Železarne Jesenice. Slika 2 Vrtinčni tokovi v palici Na slikah 6 in 7 sta narisana polarna diagrama za porazdelitev gostote magnetnega polja (16) in vrtinčnih tokov (29). V dodatku I je podana izpeljava formul, ki določajo porazdelitev tokov in polja. V dodatku II pa so kopije programov, po katerih izračunavamo Bes-selove funkcije ber, bei, ber' in bei'. Impedanca Impedanca je odvisna od velikosti tuljave ter fizikalnih lastnosti palice, ki je v njej. Med palico in tuljavo ostane vedno zračna reža, kar je pri neferomagnetnih palicah še posebno pomembno. a2 Zato je treba upoštevati faktor polnitve ti =—, pri čemer je a polmer palice, b pa polmer tuljave. Na sliki 8 sta v kompleksni ravnini narisani realna in imaginarna komponenta impedance Z za različne vrednosti parametrov f/fg in rj pri u= 1 (26). f/fg = 26. Dolžina puščic v preseku palice predstavlja jakost vrtinčnih tokov v posameznih kolobarjih, lega pa ponazarja fazo. Zaradi kožnega efekta imamo polje v glavnem le tik pod površino. To je seveda odvisno od električne prevodnosti palice, premera, permeabilnosti in frekvence. Pri višji frekvenci je ta efekt izrazitejši. Če rešimo Maxwellove enačbe za tak primer, lahko pridemo do eksplicitnih izrazov za gostoto magnetnega polja in vrtinčnih tokov v palici (Dodatek I). Na sliki 3 je prikazano, kako je porazdeljena gostota magnetnega polja B (28) v tuljavi, v kateri imamo neferomagnetno palico ([ji = 1) pri različnih frekvencah. Na sliki 4 predpostavljamo, da je relativna per-meabilnost 2. Na sliki 5 je prikazano, kako se spreminja gostota vrtinčnih tokov (30) v odvisnosti od parametra f/fg, če je jakost magnetnega polja v zračni reži H0 ~ 80 Am—1 in premer palice 2 cm. Slika 3 Magnetno polje v tuljavi (n = 1) Slika 4 Magnetno polje v tuljavi (n = 2) a - lcm Ho = 10e* 80Am1 Vrednost wLu, s katero sta obe komponenti normirani, je impedanca prazne tuljave. Ce v tuljavi ni palice, je le imaginarna komponenta različna od 0. če pa imamo v tuljavi palico, se v njej pojavijo vrtinčni tokovi, ki zmanjšajo polje, kar se zrcali v manjši imaginarni kompo- Fazni kot f 0 0,2 Of 0$ 0j9 1P _C Slika 5 Absolutna vrednost gostote vrtinčnih tokov v palici 120° U0° 180° Slika 6 Magnetno polje v palici 0J 0,2 0,4 (realna komp.) Slika 8 Impedanca a-lcm Ho=l Oe~80A/m Slika 7 Gostota vrtinčnih tokov v palici nenti impedance, obenem pa zvečajo realno komponento. Pri zelo visokih frekvencah se polje v notranjosti palice izredno močno zmanjša, pa tudi plast, po kateri tečejo vrtinčni tokovi, se zoži, kar oboje zmanjšuje impedanco. Če je n < 1, to vpliva na realno in imaginarno komponento. Z zviševanjem frekvence se realna komponenta zmanjša na 0, imaginarna pa ostane različna od nič, sorazmerna razmerju površine špranje proti celotnemu preseku tuljave. Če je p > 1, se vpliv špranje zmanjša, impedanca pa se poveča (Slike 16, 17, 18 in 19). Kako se spremeni impedanca tuljave (tq = 1), če se na primer pri ,f/fg = 100 zmanjša premer na 70,7 °/o prvotne vrednosti? Spremeni se polnilni faktor, ri se zmanjša na 0,5. Spremeni pa se tudi razmerje f/fg, zmanjša se na 50. Novo impedanco bi ponazarjala točka v kompleksni ravnini, ki leži na krivulji tq = 0,5 na mestu f/f„ = 50. Če se torej premer zmanjša (X10 ) 2,0r _ 7,5 - 3 7,0 - 0,5 j 0. N emer >e zmanjšc zc 1 % (x10~2) 0,4 0.3 0,2 0,1 0, 1 5 5 102 5 V3 5 104 f/fg -- N | / Prevoa nos t se zrr nnj šaza 7 % / V 7 5 70' 5 V2 5 ICi3 5 Vi f/fg-- Slika 9 Odvisnost spremembe impedance od razmerja f/fs na 70,7 % prvotne vrednosti, se realna komponenta zmanjša (manj vrtinčnih tokov), imaginarna se pa poveča (večja reža). Iz točke A na sliki 7 pridemo v točko B. Kaj se spremeni, če se električna prevodnost palice spremeni? Karakteristična frekvenca fg je obratno sorazmerna z električno prevodnostjo cr. če se na primer pri razmerju f/fg = 100 in iq = 1 zmanjša a na 70,7 % prvotne vrednosti, je novo razmerje f/fg = = 70,7. Iz točke A na sliki 8 pridemo po krivulji (tj = 1) v točko C, ki leži na mestu f/fg = 70,7. Spremembe premera in spremembe prevodnosti se torej odražajo v spremembi impedance. Velikost spremembe impedance je močno odvisna od frekvence (Slika 9). Razpoke v palici Zanimivo bi bilo vedeti, kako vplivajo na impedanco različne površinske razpoke, če je na primer v eni sekundarni tuljavi del palice, v katerem je neka napaka, v drugi sekundarni tuljavi pa »zdrav« del palice, dobimo na sponkah A in C po sliki 1 inducirano napetost, ki je sorazmerna razliki v impedanci. S poskusi na modelu so na inštitutu dr. Forster v Reutlingenu ugotavljali, kako vplivajo na impedanco različno globoke in široke radialne razpoke. V tuljavo so vtaknili stekleno cevko, napolnjeno z živim srebrom. Nato so v ta tekočinski steber vstavljali lističe izolatorja, jih premikali v radialni smeri in pri tem merili impedanco1. Tako so prišli do zanimivih rezultatov, ki so prikazani na slikah 10, 11 in 12. Na sliki 10 je prikazano, kako se spremeni impedanca, če se zmanjša polmer za 8 % in če imamo f/fg = 50 c (b c O d i Mj f/fg =150 0,03 0,06 A (Realna komponenta) Slika 10 Sprememba impedance pri tankih razpokah 0,0/, O 0P3 0,06 a —ž— {Realna komponenta ) OJ-Lo Slika 12 Sprememba impedance pri plitvih površinskih razpokah f/fg=5 f/fg = 75 f/fg = ISO komponenta) Slika 11 Sprememba impedance pri »podkožnih« razpokah opravka s tanko površinsko razpoko, ki sega do 30 % premera v globino v radialni smeri. Za ilustracijo je prikazan tudi vpliv električne prevodnosti. Izbrane so štiri vrednosti parametra f/f„: 5, 15, 50 in 150. Sprememba impedance, ki jo povzroči zmanjšanje premera, se ne ujema popolnoma z vrednostmi, ki smo jih sami izračunali. Naše vrednosti so podane na slikah 20, 21, 22 in 23, če upoštevamo, da je = 1. Diagrami na slikah 10, 11 in 12 so pa prerisani iz članka1. Očitno je sledeče: razlika v impedanci zaradi prisotnosti površinskih napak se spreminja s frek- f/fg=5 f/fg = 75 venco po velikosti in fazi. če je razmerje f/fg premajhno, je kot med signalom zaradi razpok in signalom zaradi dimenzijskih nihanj zelo majhen, če pa je previsoko, se pa signal zaradi razpok močno zmanjša. Izkazalo se je1, da je optimum nekje pri razmerju f/fg ~ 15. Vse to velja le, če je p. = 1. Na sliki 11 so za omenjena frekvenčna razmerja podane tudi spremembe impedance zaradi tankih razpok, ki se pojavljajo v različnih legah pod površino. »Podkožno« razpoko je teže opaziti kot pa površinsko, ker absolutna sprememba impedance zelo hitro pada, če gremo z razpoko proti sredini preseka. Kot med smerema, v katerih se kažejo f/fg = 50 f/fg=150 dimenzijska nihanja in »podkožne« razpoke, je pa večji, kar je ugodno. Optimum je nekje pri f/fg - 5. Na sliki 12 so podobno kot pri slikah 10 in 11 podane spremembe impedance za različne oblike površinskih razpok. Podano je razmerje med širino in globino razpoke. Te povzročajo v impedanci približno takšne spremembe kot dimenzijska nihanja. Sortiranje z defectomatom 2.189 Z defectomatom ločimo palice na dobre in slabe. V kontrolni omari aparata je vgrajena katodna cev, kjer na zaslonu direktno lahko opazujemo spremembe impedance, tako kot na sliki 10. Preden začnemo s sortiranjem, vtaknemo v tuljavo del testne palice, ki je brez napak. Na zaslonu v bistvu opazujemo napetost med točkama A in C po sliki 1. Če imata oba dela palice enake lastnosti in če sta tudi sekundarni tuljavi med seboj enaki, je napetost enaka nič. Na zaslonu postavimo svetlo piko (polarni koordinatni sistem) v izhodišče. Nato premaknemo palico toliko, da se tisti del, ki ima znano napako, premakne v en del sekundarne tuljave, v drugem delu imamo pa še vedno del palice brez napake. Med točkama A in C dobimo neko napetost — svetla pika na zaslonu se odmakne od izhodišča. Velikost odmika in smer sta odvisna od vrste napake, če povečujemo ojačenje signala, se svetla pika oddaljuje še naprej v radialni smeri. Če pa sučemo gumb za nastavitev faznega kota, pa svetla pika potuje na zaslonu po krogu. Aparat je izdelan tako, da z njim ločimo palice na dobre in slabe glede na velikost odmika svetle pike v navpični smeri. Če ta prekorači določen prag, bo palica ocenjena kot slaba, če pa ne, bo pa dobra. Prag je na zaslonu našega defectomata visok 1 cm. Če torej pri določeni izbrani napaki želimo, da bi vse palice z večjimi napakami bile ocenjene kot slabe, nastavimo ojačitev tako, da je premik pike na zaslonu v navpični smeri ravno 1 cm. Pri neferomagnetnih palicah lahko izračunamo, v katero smer bi se premaknila svetla točka na zaslonu, če bi prišlo do dimenzijskih sprememb. Kadar nas zanimajo le razpoke, dimenzijska nihanja pa ne, predhodno nastavimo fazni kot tako, da bi sprememba dimenzije povzročila premik svetle točke v vodoravni smeri. Seveda je treba potem ojačenje toliko popraviti, da je spet navpična komponenta premika svetle točke na zaslonu zaradi umeritvene napake enaka 1 cm. Nato lahko začnemo z avtomatičnim ločevanjem palic. Palice potujejo skozi tuljavo in na koncu jih poseben avtomat loči na dve skupini glede na to, če so bile razlike v lastnostih palice na kakšnem mestu tako velike, da je bil signal na zaslonu v navpični smeri večji od 1 cm. Aparat nam po želji nariše tudi diagram odvisnosti velikosti signala od dolžine palice. Avtomatično prešteje, koliko palic smo pregledali in koliko je bilo dobrih in slabih. S posebno barvo označi mesto napake na palici. Slika 13 Impedanca v odvisnosti od relativne permeabilnosti (n > 1) Žal pa napak, ki so bolj v sredini preseka in ki ne segajo do površine, naš aparat ne »vidi«. Prav tako na primer ne bi mogel registrirati razpoke, ki bi se raztezala vzdolž vse palice in bi bila povsod popolnoma enako globoka in široka. Dolžina sekundarnih tuljav po sliki 1 je približno 2 cm. Če torej na intervalu 2 cm ni tolikšnih razlik, je za defectomat palica dobra. K sreči v praksi tako enakomernih napak ni. Feromagnetne palice Pregledovati pa je mogoče tudi palice iz fero-magnetnih materialov. Nihanja permeabilnosti še- fi (gauss) Slika 14 Relativna permeabilnost v čistem železu Bb 7000 7600 7950 8000 jula =ab/ah pri defectomatu 2.189 tuljave s slike 1 postavljene v močno enosmerno magnetno polje (gostota v zraku je približno 0,1 T). Po prospektu proizvajalca je palica tako namagnetena do nasičenja in relativna permeabilnost se približuje vrednosti 1. Amplituda izmeničnega polja (AH) je mnogo manjša od jakosti enosmernega polja. Tu gre v resnici za relativno reversibilno permeabilnost, ki je definirana kot mejni primer diferenčne permeabil-nosti: r AB y.r = lim - AH -» 0 H0AH Ta doseže vrednost 1 šele v limiti, ko gre jakost enosmernega polja proti neskončnosti. V nadaljnjem tekstu bomo reversibilno permeabilnost označevali kar z Naše enosmerno magnetno polje pa je končno. Zato ne smemo misliti, da so razmere v fero-magnetni palici popolnoma enake kot pri nefero-magnetni. Če je enosmerno magnetno polje zadosti močno, se diferenčna permeabilnost v resnici zmanjšuje, vendar pa je n- še daleč od vrednosti 1. To pa močno vpliva na impedanco (Slika 13). V literaturi2 smo poiskali sliki 14 in 15, ki obravnavata stanje pri čistem železu. Po sliki 14 bi bila relativna permeabilnost pri predpisani enosmerni magnetni poljski jakosti 1500 Oe še vedno približno 15, kar pa za nas ni nepomembno. tO «0 D D) Slika 15 Odvisnost diferenčne relativne permeabilnosti od jakosti enosmernega polja in amplitude izmeničnega polja M& 1260 725 ■ 200 Jlr=150 zelezo J*o=200 12 3 6 5 H (Oe) železo železo H (Oe) Na sliki 15 pa vidimo, kako se spreminja diferenčna permeabilnost v odvisnosti od jakosti enosmernega magnetnega polja in od amplitude izmeničnega polja. Vprašanje je, koliko se lahko približamo vrednosti 1. če je p = 5 ali celo 10, potem naša frekvenca 10 kHz ni tako primerna, saj se razmerje f/fg po- makne v področje, ki je razmeroma neugodno za ugotavljanje razpok v naših palicah. Signal je namreč relativno manjši, kot pa bi bil pri nižji frekvenci (Slika 11). Naš sum, da nismo v takem nasičenju, da bi lahko razmere v feromagnetni palici obravnavali, kot da gre za neferomagnetno, potrjuje tudi ugotovitev, da se signal močno poveča, če enosmerno magnetno polje le nekoliko zmanjšamo. Ni nam še znano, koliko se morda pri takem enosmernem polju spreminja pri naših palicah tudi permeabilnost vzdolž palice. To bi lahko imelo odločilne posledice. Dokazali smo, da imajo naše neferomagnetne palice še vedno nekaj feromagnetne faze. Raziskati bo treba, kako je pri takih palicah z nasičenjem in kolikšna je permeabilnost p, ker se količina feromagnetne faze močno spreminja z dolžino. Oglejmo si, kaj se spremeni, če je reverzibilna permeabilnost večja od 1! Na slikah 16, 17, 18 in 19 so narisani diagrami, ki predstavljajo impedanco pri različnih vrednostih permeabilnosti. Vpliv špranje se z naraščajočo permeabilnostjo zmanjšuje. Pri višjih vrednostih p je signal ustrezno višji. Na slikah 20, 21, 22 in 23 so samo skicirane spremembe v impedanci, ki bi nastale, če bi se premer palice zmanjšal za 1—10 % pri različnih vrednostih f/fg in pri p, = 1, 2, 5, 20. Spremembo impedance, ki bi jo povzročila sprememba preme- 0,9 T W 'i............. 0,1 0,2 0,3 0,4 Q5 Slika 16 Impedanca (n = 1) Slika 17 Impedanca (u = 2) ra pri p. = 1, smo izračunali sami po programih, ki so opisani v dodatku II, ostale vrednosti smo pa poiskali iz diagramov 17, 18 in 19. Spremembe impedance, ki bi jih povzročile tanke razpoke, so samo skicirane, ker ne moremo preveriti diagramov 10, 11, 12, kjer smo ugotovili manjša odstopanja med našimi in avtorjevimi izračuni. Smer, v kateri se spreminja impedanca zaradi dimenzijskih razlik, se močno spreminja s permeabilnostjo. Ni mogoče vnaprej nastaviti takega faznega kota, da bi izločili eno (znano) vrsto napake, če prej ne poznamo vrednosti p. Pri višjih vrednostih [i se zmanjšuje tudi sposobnost za registracijo »podkožnih« razpok. ZAKLJUČEK Preverili smo vse izpeljave formul, ki so navedene v raznih člankih, ki opisujejo indukcijske metode pri preiskovanju palic. Prišli smo do naslednjih zaključkov. Pri pregledovanju feromagnetnih palic ni možno, da bi prišli do takega nasičenja, da bi bile razmere pri teh palicah enake kot pri neferomagnet-nih. Važno je le, da je enosmerno polje tako močno, da se p zelo počasi spreminja. Reversibilna permeabilnost je pa vedno večja od nič. Slika 18 Impedanca (n = 5) Vedno je treba aparat umeriti na določene napake. Imeti moramo testne palice, v katerih so znane napake. Ne moremo vnaprej predvidevati, kako se bo spreminjala impedanca pri določeni vrsti napake. Fazni kot naj bi bil po mnenju proizvajalcev nastavljen tako, da bi bil signal od izbrane napake kar največji pri ojačitvi, ki si jo izberemo. Verjetno lahko predpostavljamo, da je tudi pri feromagnetnih palicah smer spremembe impedan-ce za tanke razpoke taka kot pri neferomagnetnih palicah (Sliki 10 in 11). Pričakujemo pa tudi, da bodo plitve površinske razpoke povzročile približno tako spremembo impedance kot dimenzijska nihanja, ostale napake pa bodo nekje vmes (Slika 12). Očitno je, da je razpon različnih smeri, v katerih se kažejo spremembe impedance zaradi razpok pri feromagnetnih palicah širši kot pri neferomagnetnih (ker je > 1). Lahko bi se zgodilo, da pri določeni nastavitvi faznega kota ne bi bilo mogoče registrirati neke druge napake, ki bi povzročila, da bi dobili na zaslonu signal v vodoravni smeri. Morda pa bi bila taka napaka za nas prav tako pomembna in je ne bi smeli zgrešiti. Zato bomo skušali ugotoviti, kakšne spremembe impe- Slika 19 Impedanca (n = 20) dance povzročajo vse tiste napake, ki so za nas važne. Nastavili bomo tak fazni kot, da bo aparat lahko registriral kar največ pomembnih napak. Če pa variira tudi relativna permeabilnost od palice do palice, se s tem spreminja tudi širina Slika 21 Sprememba impedance pri f/f8 = 15 področja v kompleksni ravnini, kjer opazujemo spremembo impedance zaradi razpok in bi pri drugi vrednosti (jl zgrešili drugo napako. Sprememba relativne permeabilnosti bi vplivala tudi na velikost signala. Zato bi se lahko zgodilo, če bi se permeabilnost spreminjala od palice do palice, da bi dobili prevelik signal zaradi spremembe v permeabilnosti in ne zaradi razpok. Tako Slika 22 Sprememba impedance pri f/f, = 50 bi dobra palica padla med slabe. Lahko pa sklepamo tudi obratno. Za uspešnejše delo z defectomatom bomo zato izdelali testne palice z znanimi napakami in pri tem zasledovali, kaj pri določeni nastavitvi ojačitve in faze aparat že označi za slabo. Vseh vrst razpok seveda ne bo mogoče izdelati, vendar pa smo prepričani, da bomo tako bolje izkoristili možnosti, ki nam jih ta aparat nudi pri odkrivanju napak na paličastem jeklu. Dodatek I. Seznam uporabljenih simbolov: a......polmer palice b......polmer tuljave B......gostota magnetnega polja E......električna poljska jakost D......gostota površinskega naboja f......frekvenca fg......mejna frekvenca H......magnetna poljska jakost i......1 icp......> enotni vektorji iz......' I......gostota toka j......imaginarna enota Jc, Jj .... Besselove funkcije 1......dolžina palice P......moč r......polmer U......napetost Z......impedanca 5......vdorna globina e......dielektrična konstanta e0......influenčna konstanta ......magnetni fluks p......relativna permeabilnost pD.....indukcijska konstanta a......specifična električna prevodnost p......gostota naboja u = 2itf 1. Magnetno polje v homogeni palici Izhajamo iz Maxwellovih enačb: div D = p div B = 0 rot H =t + rot E = — 3D 3B 3t pri čemer je B = pp0H D = ££0E T = er.E rot rot H = — opp0 3H 3t — EE0PP -- 32H Predpostavljamo, da imamo opravka s sinusnim nihanjem polja: H (r, ep, z, t) = H (r, cp, z) . eiut 9) rot rot H = — jwcpp0H — to2££0pp0H 10) Drugi člen na desni lahko zanemarimo, ker so frekvence, s katerimi imamo opraviti, prenizke. V cilindričnih koordinatah izračunamo rot A takole: rot A = ir. rip. iz 3 ; JL_ 3 H) 3r 3

= ber(ka) + j bei(ka) bei' (ka) — — j ber'(ka) + *p0H0(b2-a2) 19) Magnetno polje sinusno niha: H = H„. eiut 20) Pri odvajanju po času pridobimo faktor jw. Ampli-tudna vrednost inducirane napetosti: U = — dO dt = — jw®0 21) maks. 2a2 U0 = — whm.0H0 / H .-- f,. I ka ber' (ka) + j bei' (ka) ber(ka) + jbei(ka) + j (b2 —a2) J 3. Impedanca Impedanca je definirana takole: U I 22) Z = — 23) pri čemer pomeni U inducirano napetost, I pa tok. Pri tem zanemarimo ohmsko in kapacitivno upornost tuljave. Predpostavimo, da imamo opravka z 1 meter dolgim odsekom tuljave, ki je neskončno dolga in ima 1 ovoj na meter dolžine: ( TL — w[jipL0TT:a2 J - ka ber' (ka) + j bei' (ka) ber(ka) + jbei(ka) 1 + (b2—a2) J. J Če v tuljavi ni palice, velja za prazno tuljavo: Z0 = jwtx0nb2 = jwL„ 24) 25) Impedanco zapišemo navadno5' 6 v brezdimenzijski obliki: = \X . Tj . ka ber' (ka) + j bei' (ka) ber(ka) + j bei(ka) j (1 -T|) 26) pri čemer je t\ = b2 4. Karakteristična frekvenca V Besselovih funkcijah nastopa parameter ka: ka = a V top-Ho0" Forster6) uporablja namesto ka razmerje f/fg, pri čemer je fg karakteristična frekvenca, pri kateri je ka = 1. Včasih pravijo tej frekvenci tudi mejna frekvenca: ka = fg V literaturi večkrat srečamo tudi izraz za vdorno globino: 5 = (ti . f . p,p,0cr)—*/2 5 oziroma brezdimenzijski parameter-. Zveza med omenjenimi parametri je naslednja: ka = f = V 2. a S 5. Gostota in moč vrtinčnih tokov Za gostoto magnetnega polja v palici avtorji13 največkrat navajajo izraz za absolutno vrednost. Tudi slike 3 in 4 so narisane na podlagi formule (28): 'B| = nn0H0 ber2 (kr) + bei2 (kr) ber2 (ka) + bei2 (ka) 1/2 28) Ker smo zanemarili drugi člen na desni strani v enačbi (10), lahko gostoto toka I v palici izračunamo po formuli: f = rot H ber' (kr) + j bei' (kr) I = H k , III = H„.k ber(ka) + j bei(ka) ber'2 (kr) + bei'2 (kr) ber2 (ka) + bei2 (ka) . i 1/2 29) 30) Moč, ki jo trošijo vrtinčni tokovi v okrogli palici s polmerom a in dolžino 1: P = 1 . 2 it . 1. rdr 31) S pomočjo primernega priročnika3.4 lahko izračunamo gornji integral in zapišemo absolutno vrednost moči v obliki: F = P = F. (Re2 + Im2) '/2 it . 1. H„2 (ka)2 o- [ber2 (ka) + bei2 (ka)] 2ber(ka). 32) Re = ber'2 (ka) — bei'2 (ka) 2 .bei(ka) + - [ber(ka). ber'(ka) — ka —-bei (ka) . bei' (ka)] In = ber2 (ka) — bei2 (ka) — 2 ber'(ka) . 2 . bei' (ka) ka [ber (ka) . bei' (ka) ber' (ka) . bei (ka)] Ta izpeljava sicer ni bistvenega pomena pri razumevanju delovanja defectomata. Pri indukcijskih pečeh so pa razmere glede porazdelitve magnetnega polja in vrtinčnih tokov zelo podobne. Moč, ki jo trošijo inducirani tokovi, je pri manjših polmerih zelo majhna, nato pa linearno narašča s polmerom. Iz enačbe (32) in slike 24 se da videti, zakaj ni mogoče v naši visokofrekvenčni peči (P = 15 kW, f = 10 kHz) staliti jeklene žice 0=6 mm, oziroma bakrene palice 0 = 20 mm. Gostota vrtinčnih tokov pri jekleni palici (10 kHz) z naraščanjem polmera od 0 do 10 mm najprej hitro narašča (slika 25), potem se pa praktično ne spreminja več. Moč narašča sicer zaradi večjega obsega palice, kar se odraža v linearnem naraščanju moči s polmerom (slika 24). ratura = 1000° C, oziroma, da je relativna perme-abilnost železa 1. Vrednosti za specifično upornost so seveda tudi višje.13 DODATEK II P [Vm ] H? i A J 7 H 5- 3 - 1 - 0 Fe: f= 10 kHz ■ „ „ mm <•>= 1,25 S ~m~ Cu: f = 10 kHz • . Fe 0 I-f-1-1— 10 20 30 40 50 r (mm} Slika 24 Moč na meter dolžine: P(W/m), H„(A/m) ± Hc 250- 200- 150- 100- f = 10 kHz . „ mm =1,25 Sl-ffT 25 30 35 0^50 o-r 0 10 20 30 40 50 r (mm) Slika 25 Gostota toka v odvisnosti od polmera: I(A/m2), Ho(A/m) 1. Besselove funkcije Pri praktičnemu računanju so povzročale težave funkcije ber, bei, ber' in bei'. V tabelah3 so podane funkcijske vrednosti le za argumente, ki so manjši od 10. Funkcijske vrednosti za argumente, ki so manjši od 6, smo izračunali po formulah: ber(x) = 1 — (2! )2 (4! )2 —■ + ■ ■ • bei (x) = (l!)2 (3!)2 + — . 33) 34) Za ber' in bei' smo uporabili odvode izrazov (33) in (34). Sestavili smo program*, po katerem seštevamo prvih 20 členov. Seštevanje se prekine, če pade vrednost člena pod 1 . xl0—' Za argumente, ki so večji od 6, smo pa uporabili aproksimativne formule, oziroma odvode naslednjih izrazov: , , . 1 V 2 /x tc ber (x) = . e . cos V 2tc x V2 35) bei (x) = _ . e ^ 2 . sin ( — " ) 36) V 2tc x V 2 8 Izkazalo se je, da aproksimativna formula velja dokaj dobro že od x > 2 naprej. Priložene so kopije programov za izračun teh funkcij. Na obeh slikah so navedene absolutne vrednosti moči (na meter dolžine), oziroma gostote vrtinčnih tokov) Pri tem upoštevamo, da je tempe- * Program je izdelal tov. M. Javornik, študent tehniške fizike, ki je bil na počitniški praksi na raziskovalnem oddelku v železarni Jesenice v juliju 1973. FUNCT?ON C C PODPROGRAM ZA IZRAČUN FBI. KOMPONENT': BrSSLOVF FUNKC! Jc r JO?X*?QPTS!on § - BT:i?Xn * T I JM- G.~NOTA C ARGUMENT R t A L. c N C VREDNOST FUNKCIJE 35ALN?. C N ,C!N UP C P e* C Y š BER 1 X n C C * PODPROGRAM JE PPT: IZKUŠEN ZA AFGUMcNT!" \BSOLUTNC M^-Jf? CH 6„ •* C ********************* ********************* ******* ************** C * ST VILO ClrNCV VPSli J-7 fl*~J"NO NA 20 * C. ******************************** ********************************** C * ?ZR-*CUN SE PREK I Nt KO J-' ČLEN VRST? MAN J S t KOT t.£~ * C ****************************************************************** C Cf Jc X MANJŠI AH K Več J -MU 6 »RAČUNAMO PO r KS^KTNI FORMULI, r PRI VREDNOSTIH,KI SO VrCjt: OD 6 P 3aČUNA"0 PO P30KSIM T7VNI r C VULI IF?X 6bC55}ČS,5C 55 CŠ$X*Xn*Ix*Xn/16oC SEFR51.0 h Šl o O r.n i 15 .» P r 5 2 * I RIJ 5 RI 1,0 C A 5 -A *Q/?RI*RI*RIl*p11 n 7 r ? BS~ f O -1. Oi.gn?,! ,1 SBFP ŠSBEft +A f i ERR Š SBr:R RcTURN 56 P1Š3.1.41593 SP§SQRT?2.*PI*Xn YŠX/SQRT^20E YYSY~ P1/8o ST§COS^YYc SST§^XP?Yn ZOŽST*?ST PrP5ZG/SP STI5SIM?YYn T3SRT*STT/SP r-b: TUR M "NT FUNCTiftJN BEI*Xn C C PCOcRi!GR.4H ZA IZRAČUN I MAG. KOMPONENTA BESSLOVE FUNKCIJE C jn*X*SQRTSIan § R~R?Xn • BEI?Xn * I I TM&GoENOTi C ARGUMENT RFiLEN C VPECNOST FUNKCIJE REALNA C KACIN UPCfUE?. C Y S Bfcl % X n r Q 1 ********************************************* ************ C * PODPROGRAM J F PREIZKUSEN ZA ARGUMENTE ABSOLUTNO MANJŠE OD 6.0 * *z********.******•?.****************** ************* ************* C * STEV1LP ČLENOV VR.^TE J" OMEJEN'1 NA 20 * c **** ***^*** ************■%*.#* ** *********************************** C * fZMCUN SE PREK!NE KO J! ČLEN VRSTE MANJŠI KOT .1.2-09 * C C C F J F X MANJŠI KVEČJEMU "HA K 6,RAČUNAMO PO PKSAKTNI FOFMULI , C P"! VREDNOSTIH,KI SO VEČJE OD 6 PA RAČUNAMO PO APROKSIMAT!VNl FCR— C V U!. I IF?X £.«nf5,55,£č 55 Qš?X*Xn*£X*XnA16.f < S X * X / S BEI S C DO ? I S 2 , 2C F T 5 2*1 - .1 9H 5 BT '■ l.C C S ™ * Q / % R13 I**RT *RI n 2F?ABS % ,.n~-1. v£- = c2,1,1 SBEI S S B i T + £ C 2 BEI 5 SBEI RSTURM 56 FT 52o 41£93 S F 5 S Q R T ? 2 o * FI * X n Y5X/SQf TZ?.oV VY5Y--r>I/8. ST5COS?YYn SST5"XF?YD ZGSST*SST 2ER5ZG/SP STI5SiN%YYn EEI5SST*ST!/SF P : TUR N E NO FUNCTION B£RC?Xn C C PODPROGRAM ZA IZRACUNAVO ODVOD4 REAL.KOMPONENTE EcSSLOV? PUNKCIJE C JO^X*SQRTflen § BS»«Xn ~ BEtfXn * I I IM»Go^NOTl C ARGUMENT REALEN C VPECNOST FUNKCIJE REALNA C NAČIN UPORABE C Y 5 PERO? X n C c *********************************************^ C * PODPROGRAM JE PREIZKUS?N.7A ARGUMENTE ABSOLUTNO MANJŠE-CD 6.0 * C * ŠTEVILO CLFNCV VRSTE JE CKEJENO NA 20 * C ***********************************************************^^^ C * IZRAČUN SE PREKINE KO JE CLEN VRSTE MANJŠI KOT 1.2-09 * £ ****** t********.*******-********** ********************************** C ČE JE X MAN JŠ1 ALI KVEČJEMU ENAK 6»RAČUNAMO PO EKSAKTNI FORMULI, C PRI VREDNOSTIH,KI SO VEČJE 00 6 PA RAČUNAMO PO A P RDK SIMATIVMI EOR- C KULT IF*X--60o55,55,56 55 Q5?X*Xn*%X*XD/lfc.O SBEROSO.O J F?AB S%Xn-1.E-0 6n3,1,1 1 A § 2o';/X 00 2 15 1, 20 BI 5 2*1 Ril 5 RT-1.0 A5-A*Q/SRI*Rl*RXl*Rllc IE?ABS35An-1.0E"09n3,2,2 2 S9EROŠS8ERO + RI* A C 3 BERO 5SBER0 RcTLRN 56 FI53.141593 SP5SCRT?2.*PI*xn YŠX/SQRT22.n YYŠY~PI/8. STŠCOS?YYn SSTŠEXP%Yn ZG5ST*SST 8ER5ZG/SP STI§SIN2YYn 8EI5SST*STI/SP B E RO 5 % B t, R ■- B EI n / S C R T % 2 . n B E R / % 2 . * X o RETURN ENO function b£io?xn C C podprogram 7J 7zracunavo ODVODA imag.KOMPONENTE BESSLOVE FUNKCIJE c J0%X*SQRT1Ina 5 8ERfXn - bei?Xn * i I IMAG.ENOTA C t s G UM F M Rl-trN c vrednost funkcije realna c način ijpcpjb:: c v 5 beto? x n C C C * PODPROGRAM J F PREIZKUSEN Z/ ARGUMENTE ABSOLUTNO MANJŠE OD 6.0 * C ** ************ ****** *********** * ********************************** C * STFVILO ČLENOV VRSTE JE OMEJENO NA 20 * C ****************************************************************** C * TZRACUN SE PREK IN t KP Jc ČLEN VRSTE MANJŠI KOT I.E-C9 * C *** **** * ********** ******** ********************************** ****** C ČE JE X MANJŠI ALI KVEČJEMU ENAK 6,RAČUNAMO PO EKSAKTNI FORMULI, C PRI VREDNOSTIH,KI SO VEČJ^ OD 6 'PA RAČUNAMO PC APROKSIMATIVNI FCR- C WULI IFIX-6«o £5,55 ,56 55 «SSX*XQ*?X*Xn/16,0 .A 5 X/2 o G SEEIGSA C cn i i 52, 20 PIISRI*1.0 A 5 - A * Q / S RI * RI * RII ♦ R I i n IF %t, BS?mD-1oE-09C2,1, i 1 SBEJ0ŠSBEIC+RI1** c 2 SE ICŠSBEIO cFTURN 56 P I 53 .243,593 SP5SCRT'?2.*PI*Xo Y5X/SQRT?2.c YY5V-PI/8. ST5CCS£YYn SST5EXP?Yn ZG?ST*SST EER5ZG/SP STI5SIN?YYn Bf :I5SST*STI/SP B~I05??BER+B£Ic/SQRT?2.n-BEJ/?2.*Xn RETURN EN c Literatura: 1. F. Forster, H. Breitfeld: Theoretische und experimentelle Grundlagen der zerstorungsfreien VVerkstoffpriifung mit Wirbelstromverfahren V. Die quantitative Risspriifung von metalischen Werkstoffen mit der Durchlaufspule, Z. Metallkunde, Bd 45 (1954), Heft 4, stran 188. 2. R. M. Bozorth: Ferromagnetism, Van Nostrand Co. Inc. N.Y. 1953, stran 57 in 539. 3. E. Jahnke, F. Emde: Tables of Functions, Dover Publi-cations, New York, stran 146: Differential cquations that give Bessel Functions, 10. enačba. 4. R. Rothe, I. Szabo: Hohere Mathematik, Teil VI., B. G. Teubner Verlagsgesellschaft, Stuttgart 1965, stran 166. 5. H. L. Libby: Introduction to Electromagnetic Nonde-structive Test Methods, Wiley — Interscience, John Wiley & Sons, 1971. 6. E. Siebel, N. Ludvvig: Handbuch der VVerkstoffpriifung. Erster Band, Springer Verlag 1958. Dodatna literatura: Serija člankov, ki jih je napisal F. Forster sam ali s sodelavci, ki so izšli pod skupnim naslovom: Theoretische und experimentelle Grundlagen der zerstorungsfreien VVerkstoffpriifung mit VVirbelstromverfahren: 7. I. Das tastspulverfahren, Z. Metallk., 43, 163—171 (1952). 8. IV. Praktische VVirbelstromgerate mit Durchlaufspule zur quantitativen zerstorungsfreien VVerkstoffpriifung, Z. Metallk., 45, 180—187 (1954). 9. VIII. Die magnetinduktive Riszpriifuns von Stahl, Z. Metallk., 45, 221—226 (1954). 10. III. Verfahren Durchlaufspule zur quantitativen zerstorungsfreien VVerkstoffpriifung, Z. Metallk., 45, 166— —179 (1954). 11. F. Forster: A. Method for the Measurement of DC Magnetic Fields and DC Field Differences and Its Application to Nondestructive Testing, Nondestructive Test-ing., 8, 31—41, 59 (1955). 12. E. Kneller: Ferromagnetismus, Springer Verlag, 1962. 13. Chester A. Tudbury: Basics of Induction Heating, John F. Rider Publisher* Inc., 1960. ZUSAMMENFASSUNG Bei der Untersuchung des Stabstahles auf Ober-1'lachenfehler wird die Probe in eine Spule gesetzt, welche auf Wechselstromspannung angesehlossen ist. Im Stab entsteht ein Magnetfeld, das die Wirbelstrome induziert, vvelehe wieder dieses Feld zu verkleinen versuehen. Die Verteilung des Magnetfeldes im Stab beeinflussen neben der Frequenz auch der Stabdurchmesser, die elektrisehe Leitfahigkeit, Permeabilitat und die Unregelmassigkeit (Risse) im Material. Die Information iiber die Verteilung des Magnetfeldes kann sich in der induzierter Spannung abspiegeln, vvelehe in der Sekundarspule oder in der Impedanz der Primar spule beobachtet werden kann. Bei der kann nicht nur der Einfluss eines inzigen Fakto-res gemessen werden. Mit einer geeignet gevvahlten Fre-quenz ist es moglich, aus der Anderung des beobachteten Signales, auch auf die Oberflachenfehler zu sehliessen. Im Artikel ist auch die Ausfiihrung der Formeln, fiir die Ausrechnung des Magnetfeldes und der Impedanz der Spule, in vveleher der untersuchte Stab angebracht ist, an-gegeben. Auch die Probleme auf die wir bei der Untersuchung Ferromagnetischer Štabe mit dem Aparat Defec-tomat 2.189 vom Institut Dr. Forster gestossen sind, sind angegeben. SUMMARY In control of rod steel the test piece is placed in a solenoid connected to alternating voltage. Magnetic field is induced in the rod and it induces eddy currents which tend to reduce this field. Distribution of the field in the rod is influenced bv frequency, rod diameter, electric conductivity, permeability, and irregularities in the material (cracks). Information on distribution of the field can be obtained by induced voltage which can be observed in the secondary coil, or by impcdance of the primary coil. But the influence of a single influencing parameter cannot be measurcd in this way. By chosing an adequate frequency the change of the observed signal can indicate the surface defeets. Deduction of equations for evaluation of the field and the impedance of coil in vvhich the test piece is placed are given in the paper. Also the problems vvhich appeared in control of ferromagnetic rods by Defectomat 2.189 (manufacturer: Institut dr. Forster) are indicated. 3AKAIOTEHHE 06pa3eij npvTKOBOH CTaAH npeAHasnanen aah HCCAeAOBaHHH BCTaB-AfleM b KaTYiUKY nepeMeHHora nanpji>KeHH5i. B npyTKe o6pa3yeTC$i MarHHTHOe nOAe, KOTOpOe HHAyi*HPYeT TypQyAeHTHblH: nOTOK, 3TOT >Ke, b cbok) o^epeAt, CTpeMHTCH ymehbuihtb MarHHTHoe noAe. Ha pa3MeiueHHe noah b npyTKe bahhiot kpome MacTOTbi: AnaMeTp npyTKa, 3aektphqeckaa npoboahmoctb, npohhuaemoctb h nopoKH b matephhae (TpeniHHbi). HH(J>opMaijHH o pa3MemeHHH noAfl OTpa^KaeTCH Tan^ce b HHAYUHpaHOM Hanpa^ceHim, KOTopoe HaSAioAaeM b btophhhoh o6xmotke, takjke b hmnehaahije nepbh^hoh oSmotkh. 3pn stom, ko- ne^Ho, He MO>KeM H3MepaTb bahhhhc T0AbK0 OAHora aKTopa. Ilpu npaBHAbHOM Bblčope *iaCTOTbI MO^KHO, Ha OCHOBaHHH HaSAIOAeHHH nepe\ieH CHrHaAa, AaTb 3aKAioneHHe o n0BepxH0CTbHbix nopoKax. B CTaTbe paCCMOTpeHO H3AO>KeHHe ypaBH6HHH aah BbIHHCAeHHH noAH h HMneHAaHca o6motkh b KOTopbiH HaxoAHTCH o6pa3en npyTKa. npHBeAeHbi TaK^e npoSAeMbi KOTOpbie bo3hhkah npn hccaeaobahhh 4>eppoMarHHTHbix npyTKOB c npuSopoM Defectomat 2.189 HHCTHTyTa Dr. Forster. Tehnične novice Preiskave zvarjenih spojev na pločevini Nioval 47 Stojan Mihael Proizvodnja finozrnatih mikrolegiranih jekel v Železarni Jesenice že dosegla tak obseg in kvaliteto, da se poraja zahteva po proučevanju uporabnih lastnosti teh jekel. Ena izmed zelo važnih lastnosti je dobra varivost teh jekel in ker razvoj dodajnega materiala stalno napreduje, moramo za uvajanje v prakso določiti in podati rezultate, ki potrošnika najbolj zanimajo. Jeklo Nioval 47 je mikrolegirano konstrukcijsko jeklo s povišano mejo plastičnosti z nazivno vrednostjo 47 kp/mm2 in dobro žilavostjo. Enako dobre vrednosti želimo doseči tudi v zvarnem spoju. Ker predpisano trdnost zvarjenega spoja lahko dosežemo bodisi pri ročnem varjenju z elektrodo ali z avtomatskim varjenjem pod praškom, jo v tem članku ne bomo navajali. Zanimiva pa je žilavost zvarjenega spoja, kajti pogosto se izdeluje iz pločevine Nioval 47 objekte, kjer je žilavost velike važnosti, posebno še pri nizkih temperaturah. 1. Ročno varjenje z elektrodo Priprava robov pločevine vzorcev je bila strojna in sicer za 15 mm »V« zvar s kotom 60°. Robovi ob korenu so ostri. Do debeline 10 mm ni potrebno predgrevanje, za večje debeline pa je pripravljeno predgrevanje od 150 do 200° C, odvisno od debeline. Te temperature predgrevanja so bile določene računsko in praktično. Po zavaritvi zvarni spoj izpostavimo različnim toplotnim obremenitvam, da lahko tako določimo, oziroma damo podatke o najrazličnejših pogojih pod katerimi se zvar nahaja. Rezultati žilavosti so v varjenem stanju, staranem stanju (5 °/o hI. defor., 1/2 ure na 250° C), napetostno žarjenje (580° C s hitrostjo ogrevanja 80°/h), napetostno žarjenje in staranje obenem. Po zavaritvi so vzorci počasi ohlajeni na zraku. Rezultati z elektrodo EVB Ni: V vodoravni legi je uporabljena elektroda 0 3,25 mm za korenske varke, za ostale varke pa 0 5 mm. Pri ver- Zvar it: A Zl 270 150 -zgornji rob ----spodnji rob \ v / i \ \ A \ i i \ ti A v i i • 1 \ !J Js .J f — — / S Oddaljenost od sredine zvara v mm tikalnem in nadglavnem položaju varjenja pa so polnilni varki iz elektrode premera 4 mm. Varilni pogoji za elektrode: 0 3,25 0 4 0 5 mm Jakost toka A 110—130 130—175 220 Napetost toka V 20 22 24 Hitrost varjenja cm/min 10 12—15 25—30 Med varjenjem je potrebno držati temperaturo varjenca 200° C. Varjenje je bilo izvršeno z istosmernim tokom na agregatu Elin. žilavost V-Notch [7] zareza v zvaru vodoravna lega temperatura preizkušanja °C +20 0 —20 ^10 —60 VS stanje 155 136 120 126 86 VS - 5 144 123 113 48 35 NS 158 142 130 122 92 NS - 5 149 106 92 86 28 vertikalna lega varjenja VS 144 132 125 130 86 VS - 5 94 66 57 45 27 NS 134 102 94 86 66 NS - 5 126 78 46 26 25 nadglavna lega varjenja VS 156 152 156 125 108 VS - 5 112 102 98 92 70 NS 158 150 152 123 140 NS - 5 142 122 123 116 48 VS: varjeno stanje VS - 5: varjeno stanje + 5 % starano NS: napetostno žarjeno 580° C NS - 5: napetostno žarjeno 580°C +5% starano Žilavost V-Notch [7] zareza v prehodni coni vodoravna lega temperatura preizkušanja "C varjenja + 20 0 —20 ^10 —60 VS 102 92 62 39 31 VS - 5 94 66 42 33 28 NS 96 66 45 34 30 NS - 5 57 37 32 28 27 Slika 1 Prečni presek preko zvara izvedenega ročno z elektrodo EVB Ni in potek trdot Stojan Mihael je diplomirani inženir metalurgije in strokovni sodelavec v raziskovalnem oddelku Železarne Jesenice Poleg žilavosti si oglejmo še porazdelitev trdot preko zvara na pločevini debeline 35 mm (slika 1). Maksimalne trdote v prehodni coni so v mejah dovoljenega na obeh straneh zvara. Sredina vara se po trdoti zelo ujema z osnovnim materialom, torej je elektroda EVB Ni zelo primerna kot dodajni material pri varjenju jekla Nioval 47. Slika 2 Upogib zvara izvedenega ročno z elektrodo EVB Ni Tudi upogibni preizkus da dobre rezultate, torej je zvar dovolj plastičen tako v prehodni coni, kot v varu. Na debelini pločevine 15 mm pri obliki žleba »V« je potek trdot preko zvara podoben. Razlika je samo v tem, da se na strani korenskega varka v prehodni coni pojavijo trdote do 320 HB z razliko od temenske strani, kjer je maksimalna trdota prehodne cone do 250 HB. 2. Avtomatsko varjenje pod praškom Najprimernejši taljeni prašek za avtomatsko varjenje jekla Nioval 47 je EP 40 ob dodatku različnih vrst žic, odvisno od zahtev in namenov uporabe. Rezultati žilavosti veljajo za žice EPP 3, EPP 2 Mo, EPP 2 Ni. Priprava robov pločevine je strojna. Na debelini pločevine 35 mm je 2/3 x s kotoma 60» in nosom 4 mm. Glede predgrevanja in ohlajanja je isto kot pri ročnem varjenju z elektrodo. Vzorci so bili varjeni z izmeničnim tokom. Varilni pogoji za žico premera 4 mm: korenski var Jakost toka A: 580 Napetost V: 32 Hitrost varjenja cm/min.: 45 žilavost V-Notch [7] — zareza v zvaru temperatura preizkušanja °C fcFP 3 + 20 0 —20 -40 —60 vs 110 74 65 59,6 48 VS-5 92 44 28 19,6 25,5 NS 88 66 34,5 33 31 NS-5 68 42 27,5 15,6 14 EPP 2 Mo VS 74 50 36 31 23,5 VS-5 43 31 27,5 15,6 14 NS 55 46,8 33 32,5 23 NS-5 40,5 36,8 27 25,5 12 EPP 2 Ni VS 123 84 73 66,5 36,5 VS-5 117 74 65 47 27 NS 103 80 66 55 36,8 NS-5 104 76 68 50 27,4 Žilavost V - Notch [/] zareza v prehodni coni FPP 3 temperatura preizkušanja °C + 20 0 —20 ^10 —60 VS 62 61 27,5 15,7 6,2 VS-5 31 28 23,5 11,8 4,7 EPP 2 Mo VS 65 62 41 31 18,8 VS-5 35 27,5 26,5 15,5 7,8 EPP 2 Ni VS 78 65 39 35 18,8 VS-5 43 31 27 25 15,3 polnilni varki Oddaljenost od sredine zhtu v mni Slika 3 Prečni presek preko zvara izvedenega z avtomatskim varjenjem pod praškom z žico vrste EPP 2 Ni Rezultati žilavosti prehodnih con so vzeti iz diagramov žilavosti po Cabelki in sicer najnižje vrednosti v prehodni 792 - zvar Nioval 50 , 35mm, EVB Ni u&fe__ ^ '70 60 NDT-ŠČ0 empervtura {'C ) Slika 4 Drop Weight test, vzorec zavarjen ročno z elektrodo EVB Ni 791 - prehodna cona Nioval 50 , 35mm, EVBNi ujetje / ! zlom 1 -ao -70 NDT-73 -60 -50 -tO -30 Temperatura ('C) coni. Pri debelini 15 mm se žilavosti skoraj povsem ujemajo z rezultati iz pločevine debeline 35 mm. Vzorci za žilavost so vzeti na temenski strani zvara. Pri avtomatskem varjenju pod praškom pri vseh treh vrstah žic EPP 3, EPP2Mo in EPP2Ni dobimo skoraj enake rezultate za vrednosti trdot v zvaru. Maksimalna trdota v prehodni coni ne presega 280 HB. Najugodnejši potek trdot pa se pojavlja na zvaru varjenem z žico EPP 2 Ni. (slika 3). Na debelini 15 mm so trdote pri obliki žleba »V« na korenski strani nekoliko višje, vendar ne presegajo 340 HB v prehodni coni. Nagnjenost zvara in prehodne cone napram krhkosti in razširjatiju krhkega loma Za kriterij določanja odpornosti nekega zvarnega spoja proti dinamičnim obremenitvam je važen podatek o nagnjenosti zvara in prehodne cone napram krhkosti in razširjanju krhkega loma. Te lastnosti ocenjujemo po Drop weight testu in Pellinijevi teoriji. Določamo NDT temperaturo, ki podaja tisto temperaturo, pri kateri vzorec še ravno krhko poči. Razlika med NDT (Nil Ductility Transi-tion) in CAT (Crack Arresting temperature) temperaturo je v diagramu Pellinija ca. 33° C. Zato lahko rečemo, da v primeru, če leži delovna temperatura varjenca 30° C in več nad NDT, ni nevarnosti, da bi nastopil krhki lom. V diagramih 4, 5, podajamo rezultate za ročno varjenje vzorca z elektrodo EVB Ni in avtomatsko varjene vzorce pod praškom EP 40 in žico EPP 2 Ni. Omenjeni rezultati so le delni korak k namenu železarne, da v bodoče obdela in poda industriji podatke o vari-vosti mikrolegiranih jekel s povišano mejo plastičnosti. Objava rezultatov naj bo v bodoče naša vsakdanja praksa. zvar, Nioval 43 , 35mm , EPP2Ni, EP 40 ujetje 0 1 l. o. zlom £ _i_i__i_i— -80 -60 -40 -20 Temperatura ('C) prehodna cona , Nioval 47, 35mm , EPP 2 Ni, EP 40 ujetje zlom l i -80 ^60 -40 -20 NDT-40 _ < • Temperatura (°C ) Slika 5 Drop VVeight test vzorec zavarjen avtomatsko pod praškom EP 40 in žico EPP 2 Ni EBNER Industrieofenbau A 4021 Linz/Austria Postfach 345 Tel. 07222 57 4 71 Telex 02/1415 Proizvodnja električno in plinsko ogrevanih industrijskih peči za termično obdelavo jekel, barvastih kovin in zlitin; ter naprav za varovalno atmosfero vseh vrst. Elevatorska peč za proizvodnjo temprane litine; notranje mere: 1.900/1.350! 7.400 mm, priključna moč 600 kw, max. temp. obratovanja 1.050» C. max. teža šar že: 15 t Društvene vesti Razvoj učnih programov Odseka za metalurgijo Univerze v Ljubljani ter poročilo o razgovoru med industrijo in so/o o nadaljnjem razvoju teh programov Strokovna izobrazba, predvsem visokošolska, doma in v svetu vse bolj zahteva, da bodoči strokovnjaki med šolanjem dobe znanje, ki se ne spreminja hitro, namesto enkratnega, enciklopedičnega, ter da se nauče, kako se lahko sami izobražujejo naprej vse življenje. Tak način izobrazbe pa je še posebno pomemben za stroke in geografska območja, kjer ožja specializacija ni primerna. Sem spada brez dvoma metalurgija v Sloveniji in tudi v Jugoslaviji. Razlike v željah in potrebah gospodarstva po profilu metalurških visokošolskih kadrov in profilu kadrov, ki jih daje metalurški odsek pri univerzi, so zahtevale dogovor o bodočem izoblikovanju metalurškega inženirja, ki je potreben slovenskemu gospodarstvu. Pred samo diskusijo o učnih načrtih metalurškega odseka, ki so prvič po ustanovitvi tega odseka na ljubljanski univerzi prišli sedaj v jasno diskusijo, bi bilo zanimivo pogledati študijski in organizacijski razvoj odseka. Metalurški odsek je bil ustanovljen leta 1939, glavni povod za ustanovitev pa je bilo prenehanje možnosti, da bi slovenski metalurgiji še naprej študirali v Leobnu (Avstrija) in Pribramu (Češkoslovaška) zaradi začetka II. svetovne vojne, medtem ko so se potrebe po lastni metalurški visoki šoli kazale že prej. Po vojni je redno pedagoško delo začelo leta 1945/46, zaradi pomanjkanja študentov in učiteljev pa je bil celoten študijski program 9 semestrov predavanj in vaj ter enega semestra za diplomso delo realiziran leta 1949/50. Z reformo visokošolskega študija leta 1960/61 se je dodiplomski študij skrčil na 8 semestrov predavanj in vaj ter en semester predviden za diplomsko delo. Obenem je šola uvedla tristopenjski študij. Leta 1961/62 je bil ustanovljen mineralurški odsek, ki pa je kasneje zaradi premajhnega števila kandidatov postal le usmeritev študija metalurgije po 4. semestru. Leta 1963/64 je šola vpeljala tudi študij tretje stopnje. Danes dodiplomski študij metalurgije traja 8 + 1 semester, tedensko število predavanj in vaj pa je omejeno na 30 ur. Po organizacijski strani se je metalurški odsek leta 1945/46 delil na inštitut za metalografijo, inštitut za toplotno tehniko in peči, inštitut za železarstvo, inštitut za kovi-narstvo ter inštitut za metalurško strojništvo. Leta 1959/60 so se inštituti preimenovali v katedre. Prvo večjo reorga-nizacijsko spremembo je metalurški odsek doživel leta 1969/70, ko sta iz kateder za železarstvo in kovinarstvo nastali bolj smiselni katedri za ekstraktivno metalurgijo oz. za tehnologijo in livarstvo, ki sta obe vključevali področje črne in barvaste metalurgije. Katedra za metalurško strojništvo se je razširila v katedro za metalurško strojništvo in preoblikovanje, katedra za toplotno tehniko in peči v katedro za toplotno tehniko, energetiko in peči, ter katedra za metalografijo v katedro za metalografijo in fiziko kovin. Ta reorganizacija je posledica spoznanja, da postopki v metalurgiji niso ločeni na črne in barvaste kovine, ampak na izdelavo surovin in polizdelkov ter predelavo le-teh. Nadaljnja zanimivost o stanju slovenske metalurgije je slika o zaposlitvi diplomantov metalurškega odseka od prvih let obstoja do danes (slika 1): Slika 1 Zaposlitev metalurških inženirjev, ki so diplomirali v Ljubljani od prvih let obstoja odseka za metalurgijo do danes. — razvojni, kontrolni oddelki v metalurških obratih 25 % — ekstraktivna metalurgija 19 % kovine 14 % nekovine 5 % — inštituti 10 % — visoke šole 6 % — ostalo 10 % In končno, da dobimo bolj zaokroženo sliko o razvoju učnih programov metalurškega odseka, naj ta razvoj predstavi naslednja tabela: Študijska leto 1959/60 1963/64 1968/69 1973/74 Ure predavanj* 1976 2025 1778 1875 Vaj* 1904 1575 1522 1395 Ure za diplomsko delo 420 420 420 420 Število predmetov 40 35 30 31 Delitev ur (%) na: osnovne predmete" 22/22 25/24 21/21 inženirske predmeteb 32/34 22/26 23/22 osnovne metalurške pr.c 15/15 18/20 23/22 23/26 proizvodne metal. pred.c 31/29 35/28 31/29 36/32 metal, osnov. pr. 1:1,65 razmerje -1:2 1:1,35 1:1,4 metal, proizv. pr. tehnologija in livarstvo livarstvo tehnologija jekla tehnologija kovin 30 % 13,5 % 10% 6 % *izvzeto: osnove narodne obrambe, telesna vzgoja "matematika,fizika, kemija, mehanika, ipd. bstrojništvo v metalurgiji, elektrotehnika v metalurgiji, ipd. cmetalografija, nauk o kovinah, teorija metalurških procesov, ipd. 'železarstvo, kovinarstvo, metalurška tehnologija, preoblikovanje, ipd. Tabela ter diagram na sliki 2 nedvoumno kažeta, da na račun t. i. inženirskih predmetov stalno raste delež čistih metalurških predmetov v učnih programih in ta delež je narastel od 45 % leta 1959/60 na 58, 5 % v letu 1973/74, so pa še notranje rezerve kot npr. mehanika II, elektrotehnika v metalurgiji, mineralogija, ipd. S 60 o. ^ iO 1 20 - Osnovni predmeti Inženirski predmeti Osnovni metalurški predmeti Proizvodni metalurški predmeti S 3000** ~ 59/60 63/6£ 68/69 Študijska teto Slika 2 Razvoj učnih programov metalurškega odseka FNT. Zavestna usmeritev šole je namreč dati splošnega metalurga, ki naj bi bil teoretično podkovan, t. j. da razume bistvo pojavov, procesov, ipd. in naj bi znal svoje osnovno teoretično znanje aplicirati na reševanje praktičnih problemov. Pripombe na učne načrte so v pismeni ali ustni obliki dala vsa večja metalurška podjetja v SRS: Cinkarna Celje, Rudnik živega srebra Idrija, IMMPOL, Železarna Jesenice, TGA Kidričevo, Litostroj, Mariborska livarna, Metalurški inštitut v Ljubljani, Rudnik svinca in topilnica Mežica, železarna Ravne, Tovarna dušika Ruše, Železarna Štore, Zavod za varjenje, Združeno podjetje slovenske železarne, t. j. vsi, katerim je metalurški odsek poslal svoje učne programe v razpravo. Vse pripombe je možno uvrstiti v pet glavnih skupin: —• zahteve po bolj ali manj ozki specializaciji metalurškega inženirja — potreba po večji povezanosti med šolo in prakso — uvesti še nekatere novitete kot več energetike, statistično matematiko, probleme ekonomike, ipd. — še vedno je prevelik poudarek na črni metalurgiji ter na metalurgiji pridobivanja surovin in polizdelkov — specifične pripombe na nekatere posamezne predmete. V diskusiji, ki se je razvila, se je izkazalo, da kljub željam in potrebam gospodarstva po bolj specializiranih kadrih študentje pred diplomo v glavnem še ne vedo, na kakšnih delovnih mestih bodo delali, zato se je težko specializirati. Tudi podjetjem je v trenutni situaciji težko programirati diplomanta, kam bo šel. Na vprašanje ali je možna usmeritev n. pr. v črno metalurgijo, barvasto metalurgijo in livarstvo, se je izkazalo, da pregloboka usmeritev za metalurge v Sloveniji ni primerna, pač pa bi bilo treba najti možnosti večje usmerjenosti n. pr. v zadnjem semestru z večjo izbiro izbirnih predmetov, šola lahko da in mora dati diplomanta temeljito teoretsko pripravo, tako da razumejo bistvo pojavov in procesov ter da se skrči opisni enciklopedični del na minimum, vrzel, ki se pojavlja, ko pride mladi inženir v podjetje zaradi premajhne praktične pripravljenosti, pa je treba nujno premostiti. To bi bilo možno doseči v povezavi s podjetji, da skupno s šolo pripravijo programe za počitniške prakse študentov, terenske vaje, diplomska dela in pripravništvo, ter poiščejo rešitve za ostale specialne potrebe gospodarstva. Predvsem počitniške prakse naj bodo prave strokovne prakse. Sprejemljiv je tudi predlog, da bi bile počitniške prakse vsako leto po en mesec. Praktikant naj zamenjuje ali sodeluje z mojstrom na določenem delovnem mestu, potem ko si je v začetku (npr. v enem tednu) ogledal celo podjetje, da se bo spoznal s praktičnimi izkušnjami, mojster pa je dolžan razložiti, kar praktikanta zanima. Višje nagrade za dobo počitniške prakse bi študentom omogočile, da bi se bolj posvetili koristnemu strokovnemu delu na praksi, namesto da iščejo možnosti zaslužka. Nadaljnjo povezavo med šolo in prakso ter povečevanje praktične pripravljenosti študentov je možno doseči s tem, da šola vabi strokovnjake iz industrije, da vodijo seminarje iz praktičnih področij (praktično vodenje procesov, delovanje agregatov) v okviru rednih in izbirnih predmetov. Večje praktične izkušnje lahko študentje tudi dobe, če samostojno delajo praktične vaje v laboratorijih tako, da znajo sami postaviti problem in ga skušajo rešiti. Glavna omejitev za to vodenje vaj pa so trenutno še omejeni laboratorijski prostori na šoli ter omejena finančna sredstva ter oprema. Podjetja bi lahko tudi pomagala pri opremi laboratorijev, namenjenih za praktične vaje, vsaj s tem, da odstopijo šoli opremo, ki je več ne uporabljajo v lastnih laboratorijih, a še funkcionira. Poseben problem v metalurgiji, pa tudi v strojništvu, predstavlja poznavanje materiala. Več občutka za material mladim inženirjem šola težko da, ker praktično ne delajo dovolj z materialom med samim študijem, da bi si ta občutek pridobili. Pravilno organizirane vaje lahko pri tem sicer precej pripomorejo. Pač pa bi bilo treba organizirati študij osnovnih predmetov, kot je mehanika, teorija kovin, v to smer. Med poznavanje materiala spada tudi boljše poznavanje standardov. Ker je zelo očitna potreba gospodarstva po bolj specializiranih kadrih, kar navsezadnje zahteva tudi današnje življenje, bi bilo treba v okviru možnosti in potreb razviti tudi podiplomske enoletne specializacije, ki so tudi v Statutu fakultete. ZAKLJUČKI: Pripombe na učne programe ter diskusijo lahko strnemo v naslednje zaključke: 1. Mladim metalurškim inženirjem je potrebna temeljita teoretska osnova. 2. Potrebi gospodarstva po specializiranih kadrih je možno ugoditi z večjo usmerjenostjo študija v zadnjem semestru. 3. Izboljšati je treba povezavo šola — praksa s programiranjem počitniških praks, terenskih vaj, diplomskih del ter pripravništva in z vabljenjem strokovnjakov iz prakse, da v okviru rednih in izbirnih predmetov povedo študentom svoje praktične izkušnje pri vodenju procesov, obratov, podjetij. 4. Več poudarka je treba področju poznavanja materialov. Bolj je treba izkoristiti dano možnost podiplomskim specializacij. 6. Zaradi boljšega vzdrževanja stikov med šolo in metalurškimi podjetji naj podjetja s svoje strani zadolže osebo, ki bo skrbela za to povezavo. 7. Poročilo o tem sestanku naj se kot članek objavi v Rudarsko-metalurškem zborniku, Železarskem zborniku ter Livarskem vestniku, da se s to problematiko seznani čim širši krog metalurgov. Andrej Paulin, Odsek za metalurgijo, FNT Wird in Ihrem Betrieb noch von Hand gewalzt? Morgardshammar hat viele Losungen fur mechanisiertes Vorwalzen aus-gearbeitet. Eine groBe Anzahl von Anlagen sind bereits in Betrieb. Einige Vorteile: • hohere Produktion • verminderter Personalbedarf • groBere Kniippelgevvichte Wir kennen die Probleme und iiber-nehmen es gerne, vvalztechnische Untersuchungen durchzufiihren, um eine Losung fur Ihre Mechanisierung zu finden. Unser Katalog V 220 T iiber mechani-sierte Vorvvalzung wird Ihnen auf Wunsch zugesandt. MORG ARDSHAM MAR Morgžrdshammar AB, Fack, S-777 01 Smedjebacken 1, Schweden Telex: 73243 morverk s Alleinvertreter in der Bundesrepublik: Rhinex Exporl-lmporl GmbH & Co KG, Postfach 2426, 415 Krefeld 1 Telelon: 29688 Telex: 536 04 Odgovorni urednik: Jože Arh, dipl. inž. — Člani Jože Rodič, dipl. inž., Viktor Logar, dipl. inž., 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 20. marca 1973 Naslov uredništva: ZPSŽ — Železarna Jesenice, 64270 Jesenice, tel. št. 81-231 int.385 — Tisk: CP »Gorenjski tisk«, Kranj