Termodinamika v proizvodnji nerjavnih jekel UDK: 669.14, 018.8, 669.184: 681, 34 ASM/SLA SS, Dn; P. 12 N. Smajič Nova spoznanja v metalurški termodinamiki in teoriji metalurških procesov na področju izdelave nerjavnih jekel so rezultat intenzivnega raziskovalnega dela v zadnjih dvajsetih letih. Žal so rezultati teh raziskav praviloma podani v obliki ravnotežnih konstant, interakcijskih koeficientov, koeficientov aktivnosti itd., tj. v taki obliki, da so za jeklarja-praktika neuporabni. Zaradi tega smo iz množice objavljenih rezultatov izbrali najzanesljivejše ter jih z določenimi predpostavkami uporabili za termodinamično analizo sistema Fe-Cr-C-O. Dobljene rezultate podajamo v taki obliki, ki jeklarju-prak-tiku omogoča neposredno aplikacijo termodinamičnih zakonitosti v proizvodnji nerjavnih jekel. 1. UVOD Termodinamične analize in proračuni ravnotežnih stanj v sistemu Fe-Cr-C-0 so zelo aktualni že od uvedbe žilavenja s plinastim kisikom, ki je precej olajšalo proizvodnjo nerjavnih jekel. Žilavenje s kisikom je namreč omogočilo uporabo odpadkov nerjavnega jekla v vložku, ker je čas žilavenja sedaj krajši, temperatura taline pa bistveno višja, zaradi česar so izgube kroma z od-gorom v žlindro precej manjše. Naša tehnologija izdelave nerjavnih jekel temelji na sedaj že klasični tehnologiji iz petdesetih let. Delo jeklarja-topilca sloni na zastarelih tehnoloških predpisih in lastnih izkušnjah in ne na poznavanju in aplikaciji termodinamičnih zakonitosti. Medtem je prišlo do prave revolucije v tehnologiji izdelave nerjavnih jekel. Novi postopki VOD, AOD in CLU so v industrijsko razvitih deželah povsem izpodrinili klasično tehnologijo. Tako se po AOD postopku danes proizvaja 80 % vseh nerjavnih jekel na zahodu in praktično 100 % v ZDA. Osnovni problem pri izdelavi nerjavnih jekel je selektivna oksidacija ogljika v talini, ki že vsebuje krom zaradi uporabe odpadkov nerjavnega jekla Dr. N. Smajič, dipl. ing. metalurgije, samostojni raziskovalec na Metalurškem inštitutu v vložku. Vprašanje, kako pospešiti proces žilavenja, tj. oksidacijo ogljika in obenem preprečiti oksidacijo kroma, oz. zmanjšati odgor dragega kroma na minimum, je za jeklarsko prakso zelo pomembno. Znano je, da je kvaliteta pridelanega jekla veliko odvisna od vsebnosti kisika v jeklu, ki je delno raztopljen, delno pa vezan v obliki oksidnih vključkov. Celo optimalna tehnologija dezoksida-cije nam ne pomaga, če je talina neposredno pred dezoksidacijo vsebovala veliko količino kisika. Dodajmo še, da je od topnosti in vsebnosti kisika v talini močno odvisna tudi hitrost žilavenja, vsaj v prvi fazi (žilavenje do 0,1 % C), saj imamo v začetku oksidacije 12—15 atomov ogljika na en atom kisika, zaradi česar je dovolj velika intenzivnost dovajanja kisika, ki mora zagotavljati stalno nasičenost taline s kisikom, bistvenega pomena. Na osnovi kemijske analize prvega preizku-šanca in temperature taline po končanem taljenju topilec lahko s pomočjo danih diagramov1 takoj odgovori na naslednja vprašanja, ki so odločilnega pomena za nižje proizvodne stroške: — Ali lahko po taljenju v danem primeru takoj začnemo s pihanjem kisika? — Ali lahko zmanjšamo odgor kroma v žlindro in tako skrajšamo redukcijsko periodo in zmanjšamo porabo FeSi za redukcijo, s tem da še pred začetkom pihanja kisika nekoliko dvignemo temperaturo taline in koliko? — Ali lahko del dragega FeCr s. a. nadomestimo z dodatkom cenejšega FeCr carb., oz. še cenejšega odpadnega silikokroma C-kvalitete še pred začetkom oksidacije in kolikšen naj bo ta dodatek? — Kakšna je optimalna sestava vložka pri izdelavi nerjavnega jekla, npr. 18/8? Upamo, da bodo rezultati tega dela prispevali k znižanju proizvodnih stroškov in zanesljivejšemu doseganju predpisane sestave (predvsem C in Cr). Primerno obdelani in preoblikovani v ustrezne algoritme za procesni računalnik ti rezultati lahko pripomorejo k uvajanju računalniškega vodenja procesa žilavenja pri izdelavi nerjavnih jekel. 2. Sistem Fe — O Topnost kisika v čisti Fe-talini je določena z ravnotežno konstanto reakcije, po kateri poteka oksidacija železa s kisikom, raztopljenim v talini: Fe, + /O/ = (FeO) (1) Termodinamični podatki o prosti reakcijski entalpiji, oz. ravnotežni konstanti reakcije (1), ki so objavljeni v literaturi, se med seboj zelo dobro ujemajo. Za izračun aktivnosti in topnosti, oz. vsebnosti kisika v čistih Fe talinah v odvisnosti od temperature smo prevzeli vrednost po Elliotu2: log K = 6320 -2,73 T (2) Ker je pri nasičenju taline s kisikom aktivnost FeO enaka 1, je aktivnost kisika ob nasičenju: 6320 i 7 77 log a0 = —- + 2,7 J Vsebnost kisika ob nasičenju pa je: (3) log o/o /O/ = - — + 2,73 - — e0° % /O/ (4) T T Zadnji člen zgornje enačbe vsebuje interakcij ski parameter, ki ponazarja velikost med-atomnih sil med atomi kisika v talini, korekcijski temperaturni faktor po Nelsonu3 in vsebnost kisika v talini ob nasičenju. Produkt teh treh faktorjev predstavlja logaritem koeficienta aktivnosti kisika pri dani temperaturi. V literaturi je v obdobju od 1936 do danes objavljeno več kot 30 različnih vrednosti za e0°, ki se vse gibljejo v območju med 0 in — 0,53. V novejšem času močno prevladuje vrednost — 0,20 (Floridis in Chipman4, 1958; Elliot, Gleiser in Ramakrishna5, 1963; Pargeter6, 1967; Sig-worth in Elliot7, 1974; Janke in Fischer8, 1976), kar smo tudi mi prevzeli. 1600 1700 Temperatura v °C Slika 1 Aktivnost in topnost kisika v čisti Fe talini Fig. 1 Activity and so!ubility of oxygen in pure Fe melt. Eksaktna matematična rešitev enačbe (4) žal ni mogoča. Obstaja sicer numerična metoda, ki je zelo zamudna in omogoča rešitev, ki ni povsem točna, vendar je možno doseči poljubno točnost, seveda na račun časa, potrebnega za numerični izračun. Ta problem smo rešili tako, da smo izdelali računalniški program za mini računalnik HP-97, ki omogoča rešitve s točnostjo, ki prekaša točnost kemijske analize. Na si. 1 vidimo tako dobljene rezultate (zgornja krivulja) v obliki krivulje, ki ponazarja topnost kisika v Fe talini ob nasičenju v odvisnosti od temperature. Spodnja krivulja na isti sliki kaže ustrezne aktivnosti kisika. Kot vidimo iz slike, topnost in aktivnost kisika v talini razmeroma hitro narašča s temperaturo. Nad zgornjo krivuljo poteka tvorba FeO vključkov, pod njo pa se FeO vključki raztapljajo v talini. 3. Sistem Fe —C —O Topnost kisika v Fe-talinah, ki vsebujejo ogljik, je določena z reakcijo oksidacije ogljika: /C/ + /o/ = CO (5) Za izračun ravnotežne konstante reakcije (5) smo uporabili podatke2.9 -13 ter iz njih izračunali srednjo vrednost: log K = i420 + 1,91 T (6) Aktivnost kisika v odvisnosti od sestave in temperature taline ter tlaka CO smo izračunali po enačbi (7): log a0 = - —0 - 1,91 — log % /C/ + log pco — T — (ecc % /C/ + e0° % /O/) (7) Vsebnost kisika smo računali po enačbi: 1420 log % /O/ = 1,91—log %/C/ + log pco- 1873 T - — (ecc e0c) % /C/ + (ec° + e0°) % /O/ (8) Za računalniški program smo v (7) in (8) vnesli še interakcij ske parametre o vplivu kroma na aktivnost ogljika in kisika, tj.ecCr in e0Cr, tako da lahko določimo tudi vpliv kroma na ravnotežje med ogljikom in kisikom v talini. Krom namreč znižuje aktivnost ogljika in kisika, kar pomeni, da bodo taline s kromom vsebovale več kisika, tj. krom zvišuje topnost kisika v talinah sistema Fe-C-O, oz. Fe-C-Cr-O. Na si. 2 vidimo aktivnosti in topnosti, oz. vsebnosti kisika v sistemu Fe-C-0 pri 1600° C in parcialnem tlaku pco = 1,013 bara v odvisnosti od vsebnosti ogljika v talini. Kot iz slike vidimo, aktivnost kisika stalno pada z rastočo vsebnostjo ogljika. Po drugi strani pa ima krivulja, ki kaže vsebnost Slika 2 Aktivnost in topnost kisika v Fe-C talinah pri 1600° C in pc0 = 1,013 bara Fig. 2 Activity and solubility of oxygen in Fe-C melts at 1600" C and pco = 1.013 bar. kisika v odvisnosti od koncentracije ogljika v talini, minimum (31 ppm kisika pri 1,89 % /C/). Pojav minimuma je tipičen za vse dezoksidante in je posledica dejstva, da z rastočo koncentracijo dezoksidanta raste njegova aktivnost (eMeMe > o), medtem ko aktivnost kisika pri tem pada (e0Me < o). To pomeni, da za vsak dezoksidant obstaja določena optimalna koncentracija, pri kateri je vsebnost kisika v talini najmanjša. Pri nadaljnjem porastu koncentracije dezoksidanta vsebnost kisika (torej tudi oksidnih vključkov) v jeklu narašča in je zato pri dezoksidaciji potrebno paziti, da dodatek dezoksidanta pravilno odmerimo. Ta pojav demonstrira, kako pomembno je poznavanje vpliva sestave, oz. posameznih elementov taline na topnost kisika v talini. Za izračun topnosti kisika v sistemu Fe-C-0 smo za vrednosti interakcij skih parametrov ecc in e0c prevzeli ecc = 0,22 in e0c = — 0,45, ki v novejšem času prevladujejo v literaturi5'7'9.13. 4. Sistem Fe — Cr — O Topnost kisika v Fe talinah, ki vsebujejo krom, je določena s termodinamičnim ravnotežjem med kisikom in kromom, raztopljenim v talini, ki je posledica reakcije oksidacije kroma: 2 /Cr/ + 3 /O/ = Cr203 (9) oziroma: 3 /Cr/ + 4 /O/ = Cr304 (10) Večina avtorjev je v novejšem času mnenja, da reakcija (9) poteka v talinah, ki vsebujejo do 8, oz. 9 °/o Cr, medtem ko reakcija (10) poteka pri višjih koncentracijah kroma. Reakcija (9) je veliko bolj raziskana14—19; pri tem se objavljene vrednosti ravnotežne konstante za to rekacijo razmeroma dobro ujemajo, razen ene14, ki precej odstopa od vrednosti ostalih avtorjev. Zato smo za izračun srednje vrednosti uporabili podatke tistih avtor-jev15—19, ki se med seboj dobro ujemajo. Tako smo za srednjo vrednost ravnotežne konstante za reakcijo (9) dobili: t v 42246 l°gKCra0j = -—--18,37 (11) Za oksidacijo kroma v Cr304 večina avtorjev uporablja podatke J. Chipmana20, ki smo jih tudi mi prevzeli, tj.: , i? 53500 „„ nF lQg KCr,o, = —-- 23,95 (12) Vrednosti za interakcij ske koeficiente eCrCr = = 0 in e0Cr = — 0,045 smo prevzeli iz literature20.21 oziroma od Fischerja in Jankea8. Pri tem smo prevzeli, da je aktivnost Cr-oksidov ob tvorbi vključkov v talini enaka 1. Rezultate izračunov kaže si. 3, na kateri vidimo topnost, oz. maksimalno vsebnost kisika v talinah sistema Fe-Cr-0 v odvisnosti od vsebnosti kroma pri temperaturi 1600° C. Nad krivuljami je talina prenasičena s kisikom in zato nastopa tvorba vključkov Cr203 (spodnja krivulja), oz. Cr304 (zgornja krivulja). Pod ustrezno krivuljo pa se vključki razkrajajo v /Cr/ in /O/ tako, da imamo v vsakem primeru termodinamično ravnotežje med koncentracijo kroma in ogljika v talini. Tako kot v sistemu Fe-C-0 tudi v sistemu Fe-Cr-0 nastopa minimum na krivulji topnosti kisika. Kot vidimo iz slike 3, je topnost kisika močno odvisna od vsebnosti kroma v talini, minimum pa nastopa pri 6,43 % Cr, ko talina vsebuje le še 227 ppm kisika pri 1600° C. Slika 3 Topnost kisika v Fe-Cr talinah pri 1600° C Fig. 3 Oxygen solubility in Fe-Cr melts at 1600° C. 5. Sistem Fe-Cr-C-O Po analizi binarnega sistema Fe-0 in ternarnih sistemov Fe-C-0 in Fe-Cr-0 sedaj lahko pristopimo k analizi štirikomponentnega sistema Fe-Cr-C-O. V tem štirikomponentnem sistemu nastopata dve različni varianti, oziroma možnosti. V prvem primeru (varianta Fe-Cr-C-O) je vsebnost kisika določena z oksidacijo kroma, to je vsebnost ogljika je enaka, oziroma manjša od takoimenovane kritične koncentracije, ki pri danih pogojih (parcialni tlak CO, sestava in temperatura taline) ravno še zadošča, da ščiti krom pred oksida-cijo1. Ker je torej koncentracija ogljika v talini nižja od kritične, vsebnosti kisika v talini omejuje oksidacija kroma, tj. reakcija (9) v področju do 8 % Cr, oz. reakcija (10) pri talinah, ki vsebujejo več kot 8 % Cr. Topnost kisika, tj. njegovo maksimalno vsebnost v tem primeru označujemo kot /0/Cr za razliko od /0/c, ko je vsebnost kisika določena z oksidacijo ogljika. V tem drugem primeru govorimo o sistemu Fe-C-Cr-O, da bi na ta način poudarili odločilni pomen ogljika na vsebnost kisika v talini. Pravilno sestavljen vložek pri izdelavi ne-rjavnega jekla mora pri dani vsebnosti kroma vsebovati po taljenju nadkritično koncentracijo ogljika, tako da ogljik ščiti krom pred oksidacijo. Vsebnost kisika v talini je torej omejena in določena z reakcijo oksidacije ogljika /C/ + /O/ = = CO. V končni fazi žilavenja, ko med žilave-njem koncentracija ogljika pade na kritično vrednost, se začne oksidacija kroma. Nadaljnje žila-venje poteka ob istočasnem odgoru kroma in ogljika. Vsebnost kisika v talini je v tej fazi določena z vsebnostjo ogljika in z vsebnostjo kroma. Le pri nepravilno sestavljenem vložku, kar sicer sploh ni redek primer, tj. ko vložek vsebuje preveč kroma, oz. premalo ogljika, nastopa takoj oksidacija kroma, vse dokler porast temperature in odgor kroma ne premakneta ravnotežja tako, da se končno doseže kritična koncentracija ogljika, od katere naprej žilavenje poteka ob istočasnem odgoru kroma in ogljika. 1. Varianta Fe-Cr-C-O Topnost kisika v sistemu Fe-Cr-C-0 je določena z vsebnostjo kroma v talini, oz. z reakcijo oksidacije kroma, kot v že obdelanem sistemu Fe-Cr-O. Razlika je v tem, da sedaj talina vsebuje poleg kroma še ogljik. Ker ogljik znižuje aktivnost kroma in kisika, topnost kisika v tem sistemu narašča z rastočo koncentracijo ogljika. V termodinamičnih proračunih smo poleg že omenjenih interakcijskih koeficientov morali tokrat iz literature izbrati najbolj zanesljive inter-akcijske koeficiente, ki ponazarjajo vpliv ogljika na aktivnost kroma in kisika. Po pregledu literature5'21—27 smo ugotovili, da se vrednosti za eCrc gibljejo med —0,058 in —0,157. Izbrali smo vrednost Nakamure21, ker najbolj ustreza vrednosti za ecCr = — 0,023 po Maxwellovi enačbi, ki povezuje vrednosti eyx in exy: = 0,00434 (l—Mv.) (i3) M, l Mx J Za e0c smo izbrali vrednost — 0,45, kateri po relaciji (13) ustreza ec° = — 0,34. Računalniški program, ki smo ga nato izdelali, omogoča izračun vsebnosti kisika /0/Cr v talinah sistema Fe-Cr-C-O, v katerih je topnost kisika določena z vsebnostjo kroma (vsebnost ogljika manjša od kritične), in sicer v odvisnosti od temperature in sestave taline. Na slikah 4, 5 in 6 prikazujemo vsebnost kisika v talinah tega tipa, ki vsebujejo 8, 10, 12, 14 in 16 % Cr, v odvisnosti od vsebnosti ogljika v talini za temperature 1600, 1700 in 1800° C. Kot vidimo iz teh diagramov, ogljik razmeroma močno povečuje topnost kisika v talinah tega tipa. Ta vpliv ogljika je močnejši pri višjih temperaturah. Posebno močen je vpliv temperature, kar vidimo iz primerjave med slikami 4, 5 in 6. Tako npr. talina, ki vsebuje 0,3 °/o C in 12 % Cr, vsebuje 570, 1270, oz. 3000 ppm kisika pri temperaturah 1600. 1700, oz. 1800° C. Pri tem je treba upoštevati, da je pri 1600° C koncentracija ogljika 0,3% manjša od kritične, če talina vsebuje 12 % Cr, medtem ko npr. pri 1800° C ista koncentracija ogljika preprečuje oksidacijo kroma in je v tem o.io Z 0.08 t § 0.06 o, <0 d E O.Oi D .c »G o 0.02 5C °0 0.2 0.4 0.6 Količina mase [CJ v '/. Slika 4 Vpliv kroma in ogljika na topnost kisika v talinah tipa Fe-Cr-C pri 1600" C Fig. 4 Influence of chromium and carbon on the oxygen solu-bility in Fe-Cr-C melts at 1600° C. 0,20 0.18 j; ^ ^ 0.16 0 '-I d) S 0,K E 1 0.12 I 0,10 0.08 0 0.2 0,4 0,6 Količina mase [C] v V. Slika 5 Topnost kisika v talinah tipa Fe-Cr-C pri 1700° C Fig. 5 Oxygen solubility in Fe-Cr-C melts at 1700° C. /16 / /'4 / / •/. [Cr] / /,2 // / / y / ,10 / //* 1700"C 0,50 0.2 O, i Količina mase [C] v V. Slika 6 Topnost kisika v talinah tipa Fe-Cr-C pri 1800" C Fig. 6 Oxygen solubility in Fe-Cr-C melts at 1800° C. primeru vsebnost kisika v talini regulirana z vsebnostjo ogljika. V tem primeru nastopa drugi tip taline, tj. imamo sistem Fe-C-Cr-O. V talinah tipa Fe-C-Cr-O je topnost kisika določena z reakcijo /C/ + /O/ = CO. Pri izdelavi nerjavnega jekla po taljenju vložka in kemični analizi prvega preizkušanca imamo dva možna primera: a) Vložek je bil pravilno sestavljen, tj. za dano vsebnost kroma v talini je koncentracija ogljika višja od kritične, kar pomeni, da topilec lahko takoj začne s pihanjem kisika. Ogljik pri tem zgoreva in ščiti krom pred oksidacijo, temperatura taline narašča, vsebnost ogljika v talini pada, vse dokler ne doseže kritične koncentracije, pri kateri poleg ogljika začne zgorevati tudi krom. Celoten potek žilavenja lahko torej razdelimo v dve sukcesivni fazi. V prvi poteka žilavenje brez odgora kroma, v drugi, končni fazi pa zgorevata istočasno ogljik in krom, ki prehaja v žlindro. Žilavenje moramo voditi tako, da je druga faza čimkrajša, oz. da se ji po možnosti izognemo. b) Vložek je bil nepravilno sestavljen, tj. za dano vsebnost kroma v talini je koncentracija ogljika nižja od kritične in zato imamo nasproten primer, tj. sedaj krom ščiti ogljik pred oksidacijo! S poznavanjem teh ravnotežnih stanj lahko jeklar ukrepa takoj po staljenju vložka, oz. analizi prvega preizkušanca, in sicer tako, da ponovno vključi peč, tj. zviša temperaturo, bodisi z dovajanjem električne energije, bodisi z dodatkom FeSi. Šele potem, ko doseže zahtevano temperaturo, tj. tisto temperaturo, pri kateri ogljik ščiti krom pred oksidacijo, lahko začne s pihanjem kisika. V nasprotnem primeru, tj. če takoj po taljenju vložka začnemo s pihanjem kisika, kot se to običajno danes dela, najprej gori krom, temperatura taline hitro raste, vse dokler ne dosežemo kritično koncentracijo ogljika, pred tem je del kroma že odgorel v žlindro. Prve faze žilavenja v tem primeru sploh ni; imamo le drugo fazo, tj. krom odgoreva v žlindro ves čas pihanja kisika. Za prakso je torej pomembna predvsem topnost kisika v talinah tipa Fe-C-Cr-O, saj je v prvi fazi žilavenja, ki naj bo čimdaljša, vsebnost kisika omejena z ravnotežjem med kisikom, ogljikom in kromom, ki je posledica reakcije oksidacije ogljika v prisotnosti kroma. Ker krom znižuje aktivnost ogljika in kisika (ecCr = —0,023; e0Cr = = —0,045), bo ravnotežje med ogljikom in kisikom, ki je posledica reakcije /C/ + /O/ = CO, premaknjeno proti višjim koncentracijam kisika. Topnost kisika v talinah tipa Fe-C-Cr-O bo torej bistveno večja kot v sistemu Fe-C-O, kot rezultat omenjenega vpliva kroma. V osnovi računalniškega programa, ki smo ga izdelali za izračun topnosti kisika v talinah sistema Fe-C-Cr-O, je algoritem: /C/ /O/ exp. 2,303 1420 + 1,91 + + 1873 i X, % /xy + £ecX'°/0 /X,/ — Pco = O (14) Pri tem so e0Xi in ecx( interakcijski koeficienti, ki ponazarjajo vpliv posameznega elementa X, prisotnega v talini, na aktivnost kisika, oz. ogljika, Xj vsebnosti posameznih elementov v talini, izraženi v ut. % (količina mase), T-absolutna temperatura (K) in pco-parcialni tlak v atmosferah. V izračunih smo uporabili vrednosti interakcij-skih koeficientov pri 1873 K iz tabele 1. Vpliv temperature na interakcij ske koeficiente pa smo računali po korekcijski enačbi Nelsona3: eT = e 1873 1873 (15) Tabela 1: Vrednosti interakcij s kih koeficientov pri 1600° C X eCrx ec" eox 0 — 0,20 — 0,34 — 0,156 C — 0,45 0,22 — 0,113 Si — 0,13 0,106 — 0,024 Mn — 0,026 — — Cr — 0,045 — 0,023 0 Ni 0,005 0,012 — Al -3,9 0,043 — Ca — 3,24 — 0,097 — P + S — 0,13 — — Krivulje na si. 7, 8 in 9 kažejo tako izračunano topnost kisika v odvisnosti od vsebnosti kroma v talinah sistema Fe-C-Cr-O pri različnih vsebnostih ogljika in pri temperaturah 1600, 1700 in 1800° C. 0,30 0.25 * 0.20 o o' 0,15 «0 E a 0,10 o * 0.05 1600"C .0.03 '/. ICl J 0.1 V. [C1 ' 0.2 /.[CJ /0.3 '.[C] '.[C] i 8 12 16 Količina mase [Cr] v % Slika 7 Topnost kisika v talinah tipa Fe-C-Cr pri 1600' C Fig. 7 Oxygen solubility in Fe-C-Cr melts at 1600" C. 0.25 0,20 g 0.15 E a £ 0.10 0.05 0 1700 "C .0.03 •/. ta ,0.1 v. rci ' 0.2 - •/. ici / / / V. [C] //žu V.tCl i 8 12 Količina mase [Cr] v % Slika 8 Topnost kisika v talinah tipa Fe-C-Cr pri 1700° C Fig. 8 Oxygen solubility in Fe-C-Cr melts at 1700" C. 0.35 i 8 12 Količina mase [Cr] v % Slika 9 Topnost kisika v talinah tipa Fe-C-Cr pri 1800° C Fig. 9 Oxygen solubility in Fe-C-Cr melts at 1800" C. 6. Opredelitev kriterijev za oceno dela Termodinamični kriteriji omogočajo oceno pravilnosti sestave vložka ter oceno pravilnosti vodenja poteka oksidacije in takojšnje ukrepanje že po analizi prvega preizkušanca. S tem bi dosedanji način dela, ki temelji na tehnoloških regu-lativih in izkušnjah nadomestili, oz. izpopolnili z aplikacijo termodinamičnih zakonitosti, kar bi lahko pomembno prispevalo k znižanju proizvodnih stroškov pri izdelavi nerjavnih jekel. 1. Kriterij za pravilnost sestave vložka Pravilno sestavljen vložek preprečuje odgor kroma v žlindro že med taljenjem, kakor tudi v prvi fazi oksidacije, oz. pihanja kisika. To lahko uresničimo tako, da vložek pri dani vsebnosti kroma vsebuje določeno minimalno, oz. večjo vsebnost ogljika. V tem primeru ogljik ščiti krom pred oksidacijo. Potrebna vsebnost ogljika je seveda odvisna od vsebnosti kroma v talini ter od temperature taline. Če prevzamemo, da imamo po taljenju vložka temperaturo ccal550°C, lahko za vsako vsebnost kroma v talini izračunamo ustrezno ravnotežno vsebnost ogljika. To je tista kritična koncentracija ogljika, pri kateri na tem-pearturi 1550° C ni možna oksidacija ogljika brez istočasnega odgora kroma v žlindro. To pomeni, da vložek mora biti sestavljen tako, da analiza prvega preizkušanca pokaže, da talina vsebuje nadkritično koncentracijo ogljika, tj. sestava taline glede na vsebnost kroma in ogljika mora ležali nad zgornjo krivuljo na si. 10. Za oceno pravilnosti sestave vložka je bistveno zgornje črtkano območje na si. 10, ki velja za temperaturo taline 1550° C. Pri tem zgornja polno izrisana krivulja velja za talino, ki praktično ne vsebuje Si, Mn in Ni, spodnja prekinjena izoterma pa se nanaša na talino, ki vsebuje 1 % Si, 1 % Mn ter 8 % Ni. V praksi morajo torej vse taline, ob pravilni sestavi vložka, po taljenju imeti pri določeni vsebnosti kroma toliko ogljika, da njih sestave ležijo nad izotermnim območjem 1550° C ali vsaj znotraj njega. V primeru, da analiza prvega preizkušanca pokaže, da talina vsebuje premalo ogljika, kar zlahka ugotovimo s primerjanjem analize s sliko 10, to pomeni, da vložek ni bil pravilno sestavljen in da ne smemo začeti s pihanjem kisika, temveč moramo takoj ustrezno ukrepati. Najbolj učinkovit ukrep je segrevanje taline na ustrezno višjo temperaturo. Na si. 10 so namreč zaradi boljše preglednosti vrisane le izoterme za 1550 in 1800° C. Med temi izotermami ležijo ostale izoterme za vmesne temperature. S takšnim ukrepanjem v odvisnosti od rezultatov kemične analize prvega preizkušanca se lahko izognemo nepotrebnemu odgoru kroma v žlindro, kar pomeni manjšo porabo kroma, krajši potek redukcije, manjšo porabo FeSi in večjo produktivnost peči, tj. nižje proizvodne stroške. «0 O E o C •C Količina mase [Cr] v % Slika 10 Kritična koncentracija ogljika pri pco = 1,013 bara za 1550 in 1800" C. Polno izrisana krivulja: 0 °/o Si, Mn in Ni. Črtkana krivulja: 1 % Si, 1 % Mn in 8 °/o Ni. Primer uporabnosti diagrama: At, Bi, Ci — analiza prve probe šarž A, B in C Ai in B; — analiza druge probe (po oksidaciji) A'2 in B'z — optimalna analiza po oksidaciji A3, Bi, C3 — končne analize A1A2 in B B2 — dejanski potek žilavenja AjA'2 in BiB'i — teoretično optimalni potek žilavenja Fig.10 Critical carbon concentration at pco = 1-013 bar, and 1550 and 1800° C. Full line: 0 % Si, Mn, and Ni. Dashed line: 1 % Si, 1 % Mn, and 8 % Ni. Applicability of the graph: A,, Bi, Ci — analyses of the first probes of A, B, and C heats Ai, and Bi — analyses of the second probes (after oxyda-tion) Ai' and Bi' — optimal analyses after oxydation A3, B3, Ci — final analyses A. A^, and Bi B2 — actual course of refining Ai Ai, and Bi Bi — theoretica!ly optimal course of refining 2. Kriterij za oceno pravilnosti poteka žilavenja Optimalni potek žilavenja definirajmo kot tisti potek žilavenja, ki omogoča doseganje predpisanega ogljika pri zgornji dopustni temperaturi obratovanja ob najmanjšem možnem odgoru kroma v žlindro in najmanjši toplotni obremenitvi peči. Če žilavimo ob prenizki temperaturi, bomo imeli prevelik odgor kroma; če zgornjo dopustno temperaturo presežemo ali če pri tej temperaturi obratujemo dalj časa, kot je to nujno potrebno, bomo imeli preveliko porabo ognjevarnega gradiva. Pravilna izbira zgornje dopustne temperature obratovanja je seveda odvisna od stroškov, oz. prihrankov, je torej rezultat kompromisa. Če prevzamemo, da je zgornja dopustna temperatura obratovanja 1800° C, potem optimalni potek žilavenja taline, ki vsebuje 13 % Cr, kaže diagram na si. 11. Za problem določanja optimalnega poteka žilavenja smo morali izdelati poseben program za računalnik. Program je prirejen tako, da izračuna krivuljo sinhroniziranega ogrevanja taline in od-gora ogljika tako, da dosežemo predpisani ogljik točno pri zgornji dopustni temperaturi in ob mini- i —i u 01 a c Temperatura v °C Slika 11 Optimalni potek žilavenja taline s 13 % Cr pri Pco = 1.013 bara. x, y, z — maksimalno možne vsebnosti kroma v talini ob koncu žilavenja pri 0,08 % C pri zgornji dopustni temperaturi 1700, 1750 in 1800° C. Fig. 11 Optimal course of refining the melt vvith 13 % Cr at pco = = 1.013 bar. x, y, z — maximal possible chromium contents in the melt after refining if C = 0.08 % and the upper permissible temperatures are 1700, 1750, and 1800° C. malnem odgoru kroma v žlindro. Sinhronizacija poteka ogrevanja in žilavenja je izredno pomembna, ker je optimalni potek, ki ga kažeta krivulji, oz. črtkano območje na si. 11, možno uresničiti, oz. se mu v praksi približati le ob striktni kontroli temperature in vsebnosti ogljika v talini. Če ima talina pri določenem % C nižjo temperaturo, kot to kaže si. 11, bomo imeli prevelik odgor kroma, ki bi se mu lahko izognili. Če pa ima med žilavenjem talina pri danem % C previsoko temperaturo, ki se pozneje zniža tako, da ob koncu pihanja ne presežemo dovoljenih 1800° C, bomo imeli prekomerno porabo obloge peči, ne da bi pri tem zmanjšali odgor kroma. Kriterij za oceno žilavenja je torej vsebnost C in Cr ter temperatura taline ob koncu pihanja. Ta trojna ravnotežna točka C-Cr-T je končni cilj, ki bi ga morali doseči natančno ob koncu pihanja. Optimalnemu poteku žilavenja se seveda lahko približamo predvsem ob uporabi procesnega računalnika, ki bi vodil proces oksidacije tako, da bi prejemal informacije o trenutni temperaturi taline ter vsebnosti C npr. vsake 2—3 minute, nakar bi sproti ukrepal. 7. Primeri uporabe dobljenih rezultatov Uporabnost dobljenih rezultatov lahko preizkusimo z analizo šaržnih kartonov ene izmed naših jeklarn, iz katerih lahko razberemo analize in temperature taline v posameznih fazah izdelave nerjavnih jekel in jih primerjamo z optimalnimi vrednostmi, ki jih dajejo izračunana ravnotežna stanja. 1. Sestava vložka Na si. 10 vidimo tri primere šarž A, B in C. Po analizah prvega preizkušanca — točke Alt B, in C, — bi topilec lahko s pomočjo tega diagrama takoj ocenil, da je vložek v primeru A, pravilno sestavljen in da lahko takoj začne s pihanjem kisika. V primeru B, in C„ ki je posebno kritičen, je jasno, da ne smemo začeti s pihanjem, preden talino ne pregrejemo, in sicer je potrebna temperatura v primeru šarže B cca 1600° C- za šaržo C pa cca 1650° C. Pri šarži C bi verjetno bilo racionalno dodati ustrezno količino 75 ali 90 % FeSi, kar bi olajšalo hitro pregrevanje taline na želeno temperaturo, ker je vsebnost ogljika v tej šarži odločno prenizka. Ker je topilec v vseh treh primerih takoj po taljenju začel s pihanjem kisika, lahko pričakujemo, da so izgube kroma z odgorom v žlindro morale biti izredno velike v primeru C in da sta šarži A in B potekali verjetno normalno. Iz šarž-nih kartonov smo videli, da sta šarži A in B res potekali običajno, analize drugih preizkušancev (tj. po pihanju) sta vrisani na si. 10 kot točki A2 in B2. V kartonu šarže C pa ni bilo rezultata drugega* preizkušanca! Pri šarži C je bila namreč po pihanju tako velika količina zelo viskozne žlindre, da ni bilo mogoče vzeti preizkušanca za analizo. Šarža C je sploh potekala s težavo; čas trajanja šarže je bil dajši kot običajno, poraba kroma je bila tudi večja, produktivnost peči manjša, poraba FeSi večja itd. Vsemu temu se je bilo možno izogniti, če bi topilec analizo prvega preizkušanca (C,) poiskal na diagramu na si 10, ugotovil, da je vsebnost ogljika v tem primeru prenizka in da je potrebno s pregrevanjem taline ali/in z dodatkom FeSi ustvariti "takšne termodinamične pogoje, v katerih bo vsebnost ogljika in temperatura taline vsaj zadoščala, da bi še pred začetkom pihanja bil preprečen odgor kroma v žlindro. Primer šarže C jasno kaže uporabnost, oz. praktično vrednost izvedenih termodinamičnih proračunov, ki so grafično oblikovani na si. 10 v obliki diagrama, ki omogoča takojšnjo oceno pravilnosti sestavljenega vložka in odločitev o potrebnih ukrepih še pred začetkom pihanja. 2. Potek žilavenja Poleg ocene poteka že končanega žilavenja diagram na si. 11 omogoča vodenje procesa oksidacije v skladu z že prej definiranim optimalnim potekom, ki pri danih pogojih zagotavlja minimalne izgube kroma. Na si. 11 vidimo med drugim tri točke X, Y in Z, ki kažejo maksimalno možno vsebnost kroma v talini, ki ima ob koncu oksidacije predpisanih 0,08 % ogljika pri temperaturi 1700, 1750, oziroma 1800° C. Predpostavimo, da je dopustna maksimalna temperatura 1800° C. Na si. 11 vidimo (točka Z), da oksidacijo lahko vodimo tako, da ob koncu pihanja talina doseže istočasno maksimalno dovoljeno temperaturo 1800° C in predpisani ogljik (0,08 % C) ter 12,3 — 14,0 % Cr v odvisnosti od vsebnosti Si in Mn (od 0 % do 1 %) ter Ni (od 0 % do 8 %). Iz slike 10 vidimo, da smo pri šaržah A in B ob koncu pihanja imeli (točki A2 in B,) 8,2, oz. 9,4 %Cr. Torej precej manj kot bi bilo možno, če bi oksidacijo vodili natančno po termodinamično optimalni poti, ki bi nam zagotovila (točka Z) 12,3 — 14,0 % Cr v talini. Ker je vsebnost kroma že v vložku A, oz. po staljenju (A,), bila 12,2 %, te šarže tudi s procesnim računalnikom ne bi mogli voditi tako, da bi ob koncu pihanja imeli 12,3 — 14,0 % Cr. Lahko bi pa znižali ogljik na predpisanih 0,08 % brez od-gora kroma v žlindro tako, da bi talina po pihanju imela enako vsebnost kroma (12,2 %) kot pred pihanjem (točka A'2). Razlika med A'2 in A2 je 12,2 — — 8,2,= 4,0 % Cr, ki je dejansko odgorel v žlindro, kar bi bilo možno preprečiti z vodenjem procesa oksidacije po termodinamično optimalni poti. Žal neposredna uporabnost diagrama na si. 11 ni možna. Optimalno vodenje procesa oksidacije bi bilo možno le ob poprejšnjem uvajanju procesnega računalnika in kontroli temperature in vsebnosti ogljika v talini med pihanjem, in sicer bi potrebovali meritve približno vsake 2—3 minute. Lahko torej zaključimo, da sta tudi šarži A in B, ki sta vodeni razmeroma dobro v sedanjih pogojih dela, še vedno bili precej oddaljeni od opti-murna (primerjaj točki A, in B, s točko B', na sliki 10). Sarža A bi lahko pri svoji vsebnosti ogljika vsebovala 14 °/o Cr, če pa pustimo vsebnost kroma v vložku ob strani, potem bi oksidacija lahko bila vodena tako, da bi proces potekal po vertikali A,A',, torej brez izgube kroma v žlindro. Pihanje pri šarži B je bilo možno končati pri točki B'2 namesto v B2 in bi tako v žlindri na koncu pihanja imeli odgor le 1,3 % Cr, namesto 5,9 % Cr. Dodatno bi se bilo možno izogniti predolgemu pihanju, saj je šarža B končana pri nepotrebno prenizkem ogljiku (točka B3) 0,06 %, kar sicer manj velja tudi za šaržo A (0,07 % C — — A3). Tako bi torej z aplikacijo termodinamičnih zakonitosi in uvajanjem merilnih sond za merjenje temperature in vsebnosti ogljika med pihanjem lahko bistveno izboljšali sestavo vložka in vodenje oksidacije pri izdelavi nerjavnih jekel. 8. ZAKLJUČKI 1. Na osnovi določenih v termodinamičnih analizah običajnih predpostavk ter v novejši literaturi objavljenih podatkov o interakcijskih parametrih in ravnotežnih konstantah smo s pomočjo mikroračunalnika HP-97 in ustreznega programa, ki smo ga izdelali, izračunali termodinamična ravnotežna stanja v sistemu Fe-Cr-C-O v staljenem stanju v področju, ki je pomembno za proizvodnjo nerjavnih jekel; 2. opredeljen je kriterij za oceno pravilnosti sestave vložka; 3. opredeljen je kriterij za oceno uspešnosti žilavenja; 4. definiran je teoretično optimalni potek oksi-dacije, pri katerem je odgor kroma v žlindro minimalen pri dani končni vsebnosti ogljika v talini in zgornji dopustni temperaturi taline. Specificirani °/o C in zgornja dopustna temperatura morata biti dosežena istočasno ob koncu pihanja, kar zagotavlja minimalen odgor kroma v žlindro; 5. izdelani so ustrezni diagrami kot pripomoček za sestavljan je optimalnega vložka za oceno uspešnosti žilavenja in za vodenje oksidacije po krivulji termodinamično optimalne poti. Literatura 1. N. Smajič: Termodinamična analiza sistema Fe-Cr-C-O, Poročilo Metalurškega inštituta v Ljubljani, naloga št. 639/1978. 2. J. F. Elliot: 32"'' Electric Furnace Conference, Pittsbourgh 1974 — Proceedings vol. 32, 1975, str. 62—73. 3. E. C. Nelson: Transactions of Metallureical Societv AIME, št. 1, 1963, str. 181—191. 4. T. P. Floridis in J. Chipman: Transactions of Metallur-gical Societv AIME, 212, 1958, str. 549—553. 5. J. F. Elliot et al.: Termochemistrv for Steelmaking, Addison-Wesley, 1963. 6. J. K. Pargeter: Canadian Metallurgical Ouarterlv, 6, št. 1, 1967, str. 21—37. 7. G. K. Sigworth in J. F. Elliot: Metals Sience, št. 9, 1974. 8. W. A. Fischer in D. Janke: Archiv fUr EisenhUttenvvesen, 47, št. 10, 1976, str. 589—594. 9. E. T. Turkdogan et al.: Journal of Iron and Steel Institute, 181, 1955, str. 123—128. 10. S.Banya in S. Matoba: Physical Chemistrv of Process Metallurgv, l.izd., G. R. St. Pierre, 1959. 11. T. Fuwa in J. Chipman: Transactions of Metallurgical Society AIME, 218, 1960, str. 887—891. 12. A. J. Poljakov et al.: Izvestija Akademii Nauk SSSR, Metallurgija i Teplivo, št. 1, 1961, str. 3—9. 13. H.Schenck in H. Hinze: Archiv ftir Eisenhiittenwesen, 32, št. 7, 1966, str. 545—550. 14. B. V. Linčevskij in A. M. Samarin: Dokladi AN SSSR, 89, 1953, str. 701—704. 15. E. T. Turkdogan: Journal of Iron and Steel Institute, 178, 1954, str. 278—283. 16. E. T. Turkdogan in R. J. Fruehan: Canadian Metallurgical Quarterly, 11, št. 2. 1972, str. 371—384. 17. Y. Nakamura et al.: Transactions of Iron and Steel Institute of Japan, 11, 1971, str. 456—459. 18. M. Schmidt: Stahl und Eisen, 88, 1968, str. 135—168. 19. J. S. Kulikov: Raskislenie Metallov, M. Metalluraija, 1975, str. 504. 20. J. Chipman: Journal of Iron and Steel Institute, 180 — II. del, junij 1955, str. 97—106. 21. Y. Nakamura et al.: International Conference Iron and Steel Tokyo, 1970, Proceedings, 1971, str. 455-459. 22. H. Schenck in E. Steinmetz: Stahl und Eisen-Sonder-berichtc, št. 7, 1968. 23. M. G. Frohberg et al.: Archiv fur EisenhUttenvvesen, 39, št. 8, 1968, str. 587—593. 24. F. D. Richardson in W. E. Dennis: Journal of Iron and Steel Institute, 175, 1953, str. 257—263. 25. T. Fu\va in J. Chipman: Transactions of Metallurgical Societv AIME, 218, 1960, str. 887—891. 26. K. Goto et al.: Tetsu-to-Hagane Oversaes, 3, 1963, str. 184—189. 27. H. Schenck et al.: Archiv fur EisenhUttenvvesen, 39, št. 11, 1968, str. 803—808. ZUSAMMENFASSUNG Das Grundproblem bei der Erzeugung von nichtro-stendem Stahl ist die selektive Oxydation von Kohlenstoff in der Frischperiode. Im Artikel vverden die thermodyna-mischen Gleichgevvichtszustande im System Fe-Cr-C-0 im erschmolzenen Zustand und z\var in Abhangigkeit von der Temperatur, der Badzusammensetzung, und von dem CO Partialdruck Uber dem Bad behandelt. Mit Hilfe der Rechenprogramme, welche einem Mikrorechner des Types HP-97 bzw. HP-41c zugeordnet sind, und aus der Fach-literatur ausgesuchten und zuverlassigsten Daten uber die Gleichgevvichtskonstanten und die Wechselwirkungskoeffi-ziente ist die Sauerstoffloslichkeit in Systemen Fe-O, Fe-C-O, Fe-Cr-0 und Fe-Cr-C-0 ausgerechnet vvorden. Die thermodynamischen Bedingungen — kritischer Kohlen-stoffgehalt und thermodynamisch optimaler Frischverlauf sind bestimmt \vorden. Die selektive Kohlenstoffoxy-dation ist nur in dem Falle moglich, wenn der Kohlen-stoffgehalt in der Schmelze grosser, als der kritische ist. Der kritische Kohlenstoffgehalt ist abhangig, von der Temperatur und der Zusammensetzung der Schmelze, und vom CO Partialdruck uber der Schmelze, und entspricht dem thermodynamischen Gleichgevvicht zwischen Cr und C im System Fe-Cr-C-O. Thermodynamisch optimaler Frischverlauf verlangt eine exakte Kontrolle der Temperatur der Schmelze, und von CO Partialdruck uber der Schmelze, und sichert auch, dass am Ende von Sauer-stoffblasen, der gewUnschte Kohlenstoffgehalt, und die obere zulassige Badtemperatur, bei kleinsten Chromver-lusten in der Schlacke erreicht werden. Es sind zwei Diagramme ausgearbeitet vvorden nach vvelchen der Einsatz regelrecht zusammengesetzt vverden kann, und nach dem Einschmelzen einen uberkritischen Kohlenstoffgehalt haben muss. Die Diagramme dienen auch zur Obervvachung der Frischperiode. Wenn der Kohlenstoffgehalt im Bad nach dem Einschmelzen kleiner als der kritische ist, muss der Schmelzer vor dem Sauer-stoffblasen die Badtemperatur erhohen oder die Badzusammensetzung korrigieren. Die Anvvendung von Prozessrechner fUr die FUhrung der Frischperiode wird empfohlen. SUMMARY The basic problem in manufacturing stainless steel is the selective oxidation of carbon during the oxidation process. The paper treats the thermodynamic equilibria in the molten Fe-Cr-C-0 system depending on temperature, melt composition, and CO partial pressure above the melt. Using computer programs adjusted for the HP-97 and HP-41c microcomputers and taking the most reliable data on equilibrium constants and interaction coefficients from references, the oxygen solubilities were calculated for the Fe-O, Fe-C-O, Fe-Cr-O, and Fe-Cr-C-0 systems. Thermo-dynamic criteria — critical carbon concentration, and thermodinamically optimal oxidation process are defined. Selective oxidation of carbon is possible only if carbon concentration in the melt is above the critical one. Critical carbon concentration depends on the composition and temperature of the melt, and on the CO partial pressure above the melt, and it corresponds to the thermodynamical equilibrium between the Cr and C in the Fe-Cr-C-0 systeni. Thermodynamically optimal oxidation process demands strict monitoring of the melt temperature and the CO partial pressure above the melt, and it ensures that simul-taneously the desired carbon control and the upper allovved melt temperature will be achieved with the mi-nimal chromium loss by the slag at the end of blowing. Diagrams were constructed which enable the correct com-posing the feed which must after melting down contain overcritical carbon concentration, and enable the esti-mation of the control of the oxidation process. If carbon concentration in the melt after melting dovvn is subcritical the smelter must increase the melt temperature and correct the melt composition before the commencement of blowing. Application of the process computer is sug-gested for monitoring the oxidation process. 3AKAK>qEHHE Ochobhoh Bonpoc npH np0H3B0ACTBe HepJKaBeioiueii craAii npeA-CTaBAHeT ceAeKTHBHoe OKHCAeHHe yrAepoAa b a3e 4>pHiueBaHHa. B CTaTbe paccMOTpeHbi TepMGAHHaMHHCCKHC paBHOBecHbie 3HaweHHa B CHCTeiie Fe-Cr-C-0 b pacnAaBAeHHOM coctohhhh CTaAH b 3aBiicn-mocth ot T-piJ, cocTaBa pacnAaBa h napuHaAbiioro AaBAeHiia CO HaA pacnAaBOM. FIpu noMomn nporpaMMi.i aas BMMHCAHTeAbHOH ManniHbi, npnroTOBAeHHOH AAa MHKpocieTMHKa inna HP-97 oth. HP-41 h B3HTbIX h3 AHTCpaTVphI CaMbIX HaAeJKHbIX AaHHbIX O KOH-CT3HTaX paBHOBeCHil h B3aHMOAeHCTByiOIUIIX K034>HUHeHT0B, Bbiqn-cAeHa pacTBopHMOCTb KiiCAopoAa b CHCTeMax Fe-O, Fe-C-O, Fe-Cr-0 n Fe-Cr-C-O. OnpeAeAeHbi t e p m o a n h a m h h e c k h e KpirrepHH — KpHTHMecKaa KOHneHTpaUHH \TAepOAa h XOA TepMOAHHaMHMeCKOrO ornHMaAbHorcj npouecca cjjpmueBaHHa. CeAeKTHBHoe OKHCAeHiie yrAepoAa bo3mo)kho TOAbKo b cAy«ae, ecAH ero KOHueHrpauHH b pacruase SoAbiue Kpir-THMecKOH KouucHTpaHHH. KpunmecKaa KOHueHTpamifl yrAepoAa 3a-bhcht ot cocTaBa h ot t-pbi pacnAaBa, raioKe ot napnuaAbnoro AaBAeHHH CO HaA pacnAaBOM, H OTBCHaer TepMOAHHaMHHecKOM paBHOBecHK) Me>KAy Cr h C b CHCTeMe Fe-Cr-C-O. TcpMOAimaM!iqecKHii onTHMaAbiibiii xoa npouecca 4)PHllICBa,,Ha BbinoAnaeTCH noA ycAOBHeM tohhoto co6AK>AeHHa kohtpoah t-pbi pacnAaBa n napimaAbHOro AaBAeHiia CO HaA pacnAaBOM n 3aBep»eT, ito K kohuv npoAVBaHHH 6yAyT OAHOBpeMeHHO noAyyeHbi: TpeOve-Moe coAepjKaHire yrAepoAa n sepxHaa AonycTKMajr r-pa pacnvasa npw MHHHMaAbHOM nepexoAe xpoMa b uiAaK. Bbipa6oTaHbi ABe Ana-rpaMMbl, KOTOpbie AaK>T BO3M0>KH0CTb aa« COCTaBAeHHa IHHXTbI H nocAe pacn.\aBAeHHa mo>kho TBepAo paciHTbiBaTb Ha HaAKpHTHMe-CKyio KOHueHTpaumo yrAepoAa, a TaiOKe h Ha oueHKy xoAa npouecca piuneBaHna. Ecah KOHueHTpauna yrAepoAa B pacnAaBe nocAe pacnAaBAeHna iuhxtm hhjkc KpHTHiecKoft, to cTaAeBap AOA»ceH ao npoAYBaHHa pacnAaBa c KHCAopoAOM noBbiCHTb t-py, hah 5Ke no-npaBHTb cocTaB pacnAaBa. ynpaBAenna npoueccOM (JjpiimeBaHiia peKOMeHAyeTca npiiMeHeHHe BbmHCAHTeAbHOH ManimiM.