ŽELEZARSKI ZBORNIK Stran VSEBINA Ravnik Karel — Železarna Jesenice Uporaba ognjestalnega materiala in mas na elektroobločnih pečeh Železarne Jesenice ... 181 Vizjak Ferdo — Železarna Ravne Vpliv alfa faze na plastičnost Cr-Ni avstenitnih jekel..................195 Vodopivec Franc — Metalurški inštitut Ljubljana Nekatere pripombe k identifikaciji in sestavi nekovinskih vključkov v jeklih.......215 Uranc Franc — Železarna Ravne Žilavost kot odpornost proti sunkom .... 231 Segel Jože — Železarna Ravne Vloga računalniške obdelave podatkov v sistemu povratnih informacij kontrole kakovosti . 237 LETO 6 ST. 4 1972 ŽEZB BQ 6 (4) 181-244 (1972) IZD A JA JO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT a; ■C*./ VSEBINA Stran Uporaba ognjestalnega materiala in mas na elektroobločnih pečeh železarne Jesenice . . 181 DK: 666.76:669.187.2 ASM/SLA: RM-h 38 Vizjak Ferdo — Železarna Ravne Vpliv alfa faze na plastičnost Cr-Ni avstenit-nih jekel..............195 DK: 669.15—194:669.24 126 ASM/SLA: SSa Vodopivec Franc — Metalurški inštitut Ljubljana Nekatere pripombe k identifikaciji in sestavi nekovinskih vključkov v jeklih......215 DK: 620.18:669.14 ASM/SLA: M21c,e, Nq-69 Uranc Franc — železarna Ravne žilavost kot odpornost proti sunkom ... 231 DK: 620.178.746.22:620.178.786 ASM/SLA: Q6P Šegel Jože — Železarna Ravne Vloga računalniške obdelave podatkov v sistemu povratnih informacij, kontrole kakovosti ................237 DK: 658.562.012.7 ASM/SLA: A9, S12 INHALT Seite Die Anvvendung feuerfester Steine und feuer-fester Massen im Lichtbogenofen.....181 DK: 666.76:669.187.2 ASM/SLA: RM-h 38 Vizjak Ferdo — Železarna Ravne Einfluss der a Phase auf die Plastizitat auste-nitischer Cr-Ni Stahle.........195 DK: 669.15—194:669.24 126 ASM/SLA: SSa Vodopivec Franc — Metalurški inštitut Ljubljana Einige Bemerkungen zu der Identifizierung und der Zusammensetzung der nichtmetalli-schen Einschliisse im Stahl.......215 DK: 620.18:669.14 ASM/SLA: M21c,e, Nq-69 Uranc Franc — Železarna Ravne Kerbschlagzahigkeit als Stossfestigkeit . . 231 DK: 620.178.746.22:620.178.786 ASM/SLA: Q6P Šegel Jože — Železarna Ravne Die Rolle der Datenbearbeitung im System der Ruckinformationen bei der Qualitats-kontrolle . . ,..............237 DK: 658.562.012.7 ASM/SLA: A9, S12 CONTENTS Page Use of refractory materials and mixes on electric are furnaces in Jesenice ironvvorks 181 DK: 666.76:669.187.2 ASM/SLA: RM-h 38 Vizjak Ferdo — Železarna Ravne Influence of alpha phase on the plasticity of Cr-Ni austenitic steels.........195 DK: 669.15—194:669.24 126 ASM/SLA: SSa Vodopivec Franc — Metalurški inštitut Ljubljana Some remarks on identification and compo-sition of non-metallic inclusions in steel . . 215 DK: 620.18:669.14 ASM/SLA: M21c,e, Nq-69 Uranc Franc — Železarna Ravne Impact toughness as resistance against shoeks...............231 DK: 620.178.746.22:620.178.786 ASM/SLA: Q6P Šegel Jože — Železarna Ravne Role of computer treatment of data in the system of return informations on the control ^ of quality..............237 DK: 658.562.012.7 ASM/SLA: A9, S12 CO AEP5KAHHE Ravnik Karel — železarna Jesenice ripHMeHeHHe orHeYnopHora MaTepnnAa n orHeynopHbix Macc b 3AeKTp0Ayr0B0H nem MeTaAAVprHHecKora 3aBOAa Jesenice . . . . 181 DK: 666.76:669.187.2 ASM/SLA: RM-h 38 Vizjak Ferdo — Železarna Ravne BAHflHne aAt(J>a <|>a3bi Ha nAacTHHnocTt, Cr-Ni aycTeHHTHbix CTaAefl.........195 DK: 669.15—194:669.24 126 ASM/SLA: SSa Vodopivec Franc — Metalurški inštitut Ljubljana HeK0T0pwe nphmcnahhh k haehth3, ognjevzdržnost 1650° C, granulacijska sestava 0—3 mm. Pri uporabi te mase smo ugotovili, da se sicer prilepi na stene v redu, toda po krajšem času »steče«. Sama kemična analiza ter visoka poraba mase (2 x večja od Ankergun OW 70) za eno delovno obdobje peči je dokaz za precej slabšo ognjestalnost te mase, od Ankergun OW 70 mase. Probna zidava stene elektro-obločne peči z magnezitno opeko firme Veitsch — Avstrija V delovnem obdobju ASEA elektro-obločne peči od 4.12. 1971 do 27. 12. 1971 je bila stena peči zidana s probno opeko firme Veitsch. Uporabili smo opeko z oznako Anker D-l, pozicije Q 22 in Anker pozicije 2 VL-76. Način zidave je razviden iz si. 10. Dolobloke smo morali skrajšati za 300 mm, zakaj ta del (8 vrst) je bil zidan s poskusno opeko. Del stene pod to opeko pa je bil zidan z Mg opeko, poz. Q 22 firme Magnohrom. Peč je bila dana v remont po 89 šaržah. Takšno vzdržnost stene peči smo dosegli predvsem zaradi torkretiranja z maso Ankergun OW 70. Kot je razvidno iz si. 11 in tabele 7, ki prikazujeta območje torkretiranja, je bila stena peči Zidava stene ASEA elektro-obločne peči z Mg opeko firme Veitsch — Avstrija 7 7 13 Slika 11 Torkretiranje stene ASEA elektro-obločne peči zidane z opeko firme Veitsch — Avstrija do 30 šarž dobra. Takoj zatem se je močno poslabšala. Pri 52 šaržah smo jo pričeli torkretirati in porabili 11.550 kg mase. Torkretirali smo predvsem v območju vroče faze (8—11) in ob stebričih peči (7—5). Pri rušenju stene smo ugotovili, da je bil poskusni del stene popolnoma izrabljen, tja do plašča peči, odstraniti pa je bilo treba še 6 vrst ostankov Mg opeke — Q 22 Magnohrom. Tabela 7: Torkretiranje stene ASIL4 elektro-obločne peči zidane z opeko firme Veitsch Štev. tork. štev. šarž poraba mase v kg območje brizganja ASEA peči traj. tork. v min. 1 52 550 7—6 20 2 57 400 7—5 10 3 59 750 8—9, 7—5 15 4 61 400 9—10, 7—5 20 5 62 700 9—10, 7—5 10 6 64 600 9—11, 7—5 30 7 65 400 8—10, 7—5 10 8 70 550 6—5, 8—10 15 9 72 600 8—11, 7—5 10 10 74 450 6—5, 10—11 10 7—5 11 79 700 8—11, 6—5, 1—2 10 12 80 800 8—10 (stena gola) 15 13 83 400 6—5, 8—11 10 14 85 650 6—5, 8—10 20 15 86 1000 5—11 25 16 86 850 6—3 30 17 87 1150 6—4, 8—10 35 18 89 600 8—11, 1—3 20 Skupaj: 11.550 kg Ce primerjamo navedeno zidavo z dolomitno, ugotovimo, da je zidava z dolobloki ekonomičnejša pri obstoječem programu izdelave jekla. Povprečno porabljamo za eno delovno obdobje peči ca. 4 t torkretirne mase, pri navedenem poskusu smo jo porabili 11.550 kg. Probna zidava stene elektro-obločne peči z Radex opeko (blok) firme Radenthein V delovnem obdobju ASEA peči od 15. 7. 1971 do 15. 8.1971 je bil del stene v območju dolobloka štev. 4, kot je razvidno iz si. 12 in si. 13, zidan z Radeks opeko (Radenthein) v kombinaciji z opeko firme Magnohrom. Poskusni blok je bil sestavljen iz Radex opek, poz. SKCM-I in Radex St, ter delno iz opek Radex, poz. Q 22 (5 vrst). S torkretiranjem stene smo pričeli pri 64 šaržah, ko je bil poskusni blok v spodnjem delu popolnoma izrabljen. Peč smo dali zaradi dotrajanosti stene že pri 76 šaržah v remont. Ob rušenju zidave peči (glej si. 13) je znašala debelina poskusnega bloka ob nogi še 220 mm, toda dosežena Zidava dela stene ASEA elektro-obločne peči z opeko firme Radenthein — Avstrija s torkretiranjem. Tudi spodnjih pet vrst Radex opeke (Q22) in treh vrst Mg opeke (Q 22) — Magnohrom je bilo popolnoma izrabljenih. Probna zidava stene elektro-obločne peči z dolobloki (kombinirani iz opek) firme Silika — Gostivar V delovnem obdobju elektro-obločne peči Lec-tromelt od 20. 12. 1971 do 6. 1. 1972 je bila stena zidana s poskusnimi bloki, sestavljenimi iz dolo-mitne opeke — firme Silika Gostivar. Sestava bloka je razvidna iz si. 14. Bloki so sestavljeni iz opek, pozicij TQ -17, TQ - 45. Z ozirom na prvotno izmero dolomitne opeke (1 = 550 mm) je celotna zidava za ca. 50 mm večja od standardne — dolobloki firme Dolomite Franchi. V tem delovnem obdobju je bilo na peči izdelano 56 šarž jekla za konstrukcije (č 0461, C 0361) s prebodno temperaturo v peči ca. 1630° C. Kot je razvidno iz si. 15 in tabele 8, smo pri 29 šarži pričeli s popravilom stene, v območju stranskih vratic. Vzrok porušitve opeke v tem območju je verjetno v nepravilni vezavi opeke. Pri zakladanju peči se je pri 53 šarži porušil doloblok glavnih vratic, takoj zatem še naslednja dva med glavnimi in stranskimi vraticami. Peč je bila zaradi tega pri 56 šaržah v popravilu. Tabela 8: Torkretiranje stene Lectromelt elektro-obločne peči zidane z dolobloki firme Silika Gostivar Štev. tork. štev. šarž poraba mase v kg območje brizganja Lectromelt peči ' v min. 1 29 300 popravilo nad 5 stranskimi vratci b 2 51 700 6, 6—7, 6—12, 10 (zgornji rob) 3 52 450 6—7, 6, 9—11 5 (zgornji rob) 4 53 — 6—7, b — 5 53 7—5, izzidava novega 555 bloka z Mg opeko 6—8, doloblok odstopljen za 2—3 cm, fugo zasuli s sinter-dolomitom 8—11, zamazano z maso in opeko 6 56 pri obračanju peči sta se porušila dolobloka v območju 6—9 Izraba stene ASEA elektro-obločne peči Torkretiranje stene smo izvajali predvsem v območju 6—7, 8—10. Zanimivo pri tem je, da stene v območju »vroče faze« ni bilo potrebno torkreti-rati. Izraba stene po 56 šaržah je razvidna iz si. 16 in tabele 9. Poskus z dolobloki firme Silika Gostivar smo izvedli še na ASEA peči. Pripominjam, da v tej peči izdelujemo najkvalitetnejša jekla, predvsem nizko in visoko legirana jekla, jekla za cementacijo — poboljšanje, s prebodno temperaturo v peči ca. 1620° C. V tem obdobju (od 20.1.1972 do 31.1.1972) je bilo izdelanih le 45 šarž. Območje torkretiranja je razvidno iz si. 17 in tabele 10. Torkretirali smo predvsem območje desnega ste-briča peči 6—5 in območje »vroče faze« 8—10. Tabela 9: Izraba stene Lectromelt elektro-obločne peči zidane z dolobloki firme Silika Doloblok štev. zgoraj a, v cm Izraba stene sredina b, v cm spodaj c, v cm 1 odpadel — — 2 odpadel 20 14 3 odpadel 17 10 4 23 16 13 5 32 19 14 6 24 17 11 7 25 14 9 8 35 20 14 Slika 14 Sestava dolobloka iz opek firme Silika Gostivar Obrabo doloblokov po 45 šaržah prikazujeta si. 18 in tabela 11. Kljub večji debelini blokov v spodnjem delu (550 mm) je bila stena v spod- njem delu močno izrabljena, saj na dveh mestih sploh ni bilo več opeke, na ostalem preseku pa je znašala debelina 100—120 mm. Presek A-A Pogled A LECTROMELT dolobloki „5ilika Gostivar" 56šarž Slika 15 Torkretiranje stene LECTROMELT elektro-obločne peči zidane z dolobloki firme Silika Gostivar LECTROMELT dolobloki , Silika" Gostivar 56šarž Slika 16 Izraba stene LECTROMELT elektro-obločne peči zadine z dolobloki firme Silika Gostivar dolobloli ASEA dolobloki „ Silika Gostivar" 45šarž -1 --------------3 -------------------------- 4 --------6 Torkretiranje stene ASEA elektro-obločne peči zidane z dolobloki firme Silika Gostivar Tabela 10: Torkretiranje stene ASEA elektro-obločne peči zidane z dolobloki firme Silika — Gostivar Štev. tork. štev. šarž poraba mase v kg območje brizganja traj. tork. v min. 1 27 450 6—5, 8—10 15 2 28 250 6—5 10 3 34 500 6—5, 8—10 15 4 36 150 6—5 10 5 39 150 6—5 25 6 43 500 6—4, 6—7, 8—10 15 Skupaj 2.000 kg Slika 18 Izraba stene ASEA elektro-obločne peči zidane z dolobloki firme Silika Gostivar Tabela 11: Izraba stene ASEA elektro-obločne peči zidane z dolobloki firme Silika — Gostivar Doloblok Izraba stene štev. zgoraj sredina spodaj a, v cm b, v cm c, v cm 1 30—35 10 10—12 2 30—35 10 10—12 3 30—35 10 10—12 4 30—35 10 odpadel 5 30—35 10 10—12 6 30—35 10 10—12 7 30—35 10 odpadel 8 30—35 10 10—12 Raziskava stopnje hidratizacije katrandolomit-ne opeke firme Silika Gostivar in doloblokov firme Dolomite Franchi — Italija Z ozirom na nezadovoljive rezultate glede vzdržnosti katrandolomitne opeke firme Silika Gostivar smo v kemičnem laboratoriju železarne Jesenice ugotovili še stopnjo hidratizacije za te opeke v primerjavi z dolobloki firme Dolomite Franchi — Italija. Metod za ugotavljanje stopnje hidratizacije katrandolomitnih opek je več. Prevzeli smo eno od njih, ki jih opisuje članek v reviji Stahl und Eisen — zvezek 2, leto 1972 in jo prilagodili našim pogojem. Metode za določanje stopnje hidratizacije opek s spremembo dolžine preizkušanca nismo mogli uporabiti, ker se je vzorec pri prijemu drobil, večkratno odpiranje termostata pa bi preveč spremenilo pogoje, to je vlažnost in temperaturo. Za vzorec smo najprej vzeli katrandolomitno opeko (550 X 25 X 162 mm) firme Silika Gostivar, potopljeno v katran in prevlečeno z polivinilasto folijo. Opeka je bila skladiščena ca. 1 mesec. Iz nje smo izrezali 7 kom. preizkušancev, velikosti 120 X 45 X 32 mm s toleranco H--5 mm. Vzorci so bili vzeti v sredini opeke (prečna smer), zunanja plast katrana pa je bila odstranjena. Trdnost preizkušancev je bila 40—60 kp/cm2. Kemična analiza preizkušancev: Si02 = 1,1 %, R2O3 = 1,8 °/o, CaO = 59,2 %, MgO = 30,9 %, C02 = 1,7 %, katran = 5,2 %. Preizkus je bil izveden v laboratorijskem termostatu (volumen komore 251) pri 60° C, v katerega smo dodajali potrebno količino pare, s tem smo dosegli relativno vlažnost atmosfere 80 % in jo ohranili vseskozi, dokler preizkus ni bil končan. Po treh urah je bilo opaziti večji razpad preizkušancev. Zaradi povečanja površine in hitrejše vezave vlage na CaO, MoO v preizkušancih, se je vlaga zniževala in dosegla ob koncu preizkusa po sedmih urah ca. 55 %. Vlažnost atmosfere smo merili s Siemensovim vlagometrom z litijevim kloridom. Da se na površinah preizkušancev ne bi Slika 17 kondenzirala vlaga, če bi jih dali v vlažen termostat, kar bi najbrž povzročilo prehitro reagiranje, smo le-te predhodno segreli 1 uro v dodatnem termostatu na ca. 60° C. Vseh pet preizkušancev smo nato naenkrat dali v termostat, segret na 60° C z relativno vlažnostjo 80 %. Stopnjo hidratizacije smo ocenjevali na teh vzorcih vizuelno po kriterijih od 1—6, kar je razvidno iz si. 19 in tabele 12. Kot je razvidno iz diagrama, se začenja močnejše razpadanje že po treh urah in je po šestih urah že skoraj zaključeno. Naslednji poskus je bil izvršen na vzorcu, (500 X 40 X 30 mm) vzetem iz zgornjega desnega Stopnja hidratizacije za katran dol. opeko f. Silika Gostivar A t / // 123456789 Čas v urah Slika 19 Stopnja hidratizacije doloblokov (opeke) firme Silika Gostivar robu dolobloka firme Dolomite Franchi — Italija. Doloblok je bil pred uporabo skladiščen ca. 18 dni, potopljen v katran in zaščiten z polivinilasto folijo. Iz tega kosa smo v prečni smeri v enakomerni medsebojni razdalji izrezali 3 preizkušance, izmer 120 X 40 X 30 mm, s toleranco H--5 mm. Zunanja plast katrana je bila odstranjena. Trdnost preizkušancev je znašala ca. 30 kp/cm2. Kemična analiza preizkušancev: SiC>2 = 1,3 %, R2O3 = = 1,6%, CaO = 54,1 %, MgO = 36,6 %, C02 = = 0,5 %, katren = 5,7 %. Vzporedno s tem smo iz katrandolomitne opeke firme Silika Gostivar podobno izrezali v prečni smeri 3 preizkušance, izmer 120 X 40 X 30 mm. V laboratorijski termostat (volumen komore 251) pri 60° C smo dali vseh 6 vzorcev, to je tri firme Silika Gostivar, tri firme Dolomite Franchi — Italija. V termostat smo dovajali paro, s tem smo dosegli relativno vlažnost 80 % in jo ohranili vseskozi, dokler poskus ni bil končan. Nadaljevanje postopka dela je že zgoraj omenjeno. Stopnjo hidratizacije smo zopet ocenjevali na vzorcih vizuelno, po kriterijih od 1 do 6, kar je razvidno iz si. 20 in tabele 13. Tabela 12: Stopnja hidratizacije doloblokov (opeke) firme Silika Gostivar Stopnja razpadanja opazovanja Ni spremembe na površini in robovih vzorcev. Sprememba barve (svetlejše barve). Rahle razpoke na površini in robovih vzorcev. Robovi vzorcev odpadajo (na posameznih straneh). Močnejše razpadanje vzorcev po robovih in površini (močnejše razpoke po celi površini). Skoraj dokončni razpad vzorcev — oblika še vidna. Stopnja razpadanja opazovanja Popoln razpad vzorcev. 1 Ni spremembe na obliki in površini. Sprememba barve (svetlejša). 2 Rahle razpoke na površini in robovih vzorcev. 3 Robovi vzorcev odpadajo. 4 Razpadanje vzorcev po površini in robovih. 5 Skoraj že popolno razpadanje vzorcev — oblika še vidna. 6 Popoln razpad vzorcev. Stopnje hidratizacije za katran dol. opeko f. Silika Gostivar-A in za dolobloke f. Dolomit Franchi (Italija ) - B 12 3 4 5 6 7 čas razpadanja v urah Slika 20 Stopnja hidratizacije doloblokov firme Silika Gostivar in firme Dolomite Franchi — Italija Tabela 13: Stopnja hidratizacije doloblokov firme Silika Gostivar in firme Dolomite Franchi V diagramih so prikazane povprečne dobljene vrednosti, in sicer ponazarja krivulja A razpadanje vzorcev firme Silika Gostivar, krivulja B pa razpadanje vzorcev firme Dolomite Franchi — Italija. Ce primerjamo krivulji A in B med seboj, ugotovimo, da začenja razpad vzorcev B v začetku hitreje za ca. 1—2 uri od vzorcev A. Proti koncu poskusa se te spremembe počasi izenačijo in je po ca. 5-urnem trajanju procesa razpadanje pri A in B vzorcih zaključeno. Lahko trdim, da večjih odstopanj med vzorci nismo opazili. Vzrok hitrejšega razpada vzorcev B ob pričetku poskusa je verjetno v različni vsebnosti MgO, različni temperaturi žganja sinterdolomita. Iz navedenega lahko zaključimo, da poteka razpad vseh vzorcev približno enako in da to ni vzrok za slabšo vzdržnost katrandolomitne opeke firme Silika Gostivar. Vzrok je iskati verjetno drugod, to je v sami granulacijski sestavi, v tehnologiji izdelave in predvsem v načinu vezave opek med seboj. To naj bi bil predmet nadaljnjih raziskav. ZAKLJUČKI — Torkretiranje stene elektro-obločnih peči z maso Ankergun OW 70 je dalo povečanje vzdržnosti peči od ca. 62 šarž na povprečno 85 šarž na ASEA peči in 100 šarž na Lectromelt peči. — Poskusna zidava stene ASEA peči z magne-zitno opeko firme Veitsch — Avstrija je sicer dala vzdržnost 89 šarž. Če pa ob tem upoštevamo porabo torkretirne mase (11,5 ton) poleg višje na- bavne cene, omenjeni način zidave zaenkrat iz ekonomskega vidika pri sedanjem kvalitetnem programu ne prednjači pred dolomitno zidavo (dolobloki). — Poskusno torkretiranje stene ASEA elektro-obločne peči z »Termotorkret maso MGF 8« je dalo, kar zadeva samo ognjevzdržnost mase, zadovoljive rezultate. Poskusi se še nadaljujejo. — Pri torkretiranju stene peči z Mahromit-patch 30 maso firme Magnohrom — Kraljevo, se je masa sicer lepila dobro na steno, pač pa je bila njena obstojnost zaradi slabše ognjestalnosti slabša od mase Termotorkret MGF 8. — Poskusna zidava stene (blok) z opeko Radex, firme Radenthein ni dala pozitivnih rezultatov. Poskuse bi bilo treba nadaljevati, tako da bi celotno steno peči zidali s to opeko. — Iz dobljene stopnje hidratizacije za katran-dolomitno opeko firme Silika Gostivar je razvidno, da le-ta ni vzrok za slabšo vzdržnost blokov firme Silika Gostivar. Verjetno je vzrok v sami vezavi opeke, v tehnologiji priprave opek. Ker predstavljajo dobljeni rezultati skromen začetek raziskav, bi bilo treba le-te v tej smeri nadaljevati. Uporabljena literatura Artel P. in Holloh W.: Erfahrungen mit der Hydratations- priifung von Teerdolomitsteinen. »Stahl und Eisen« 2, (1972), str. 67—71. Chesters, J. H.: Steelplantrefractories (1963 — Sheefield) Muster J.: Uvajanje sinterdolomitnih izdelkov. »Metalurški institut Ljubljana« (1967) ZUSAMMENFASSUNG In den Jahren 1971 und 1972 sind im EIektrostahlwerk des Htittemverkes Jesenice einige Versuche zur Verbesser-ung der Bestandigkeit der feuerfesten Ausmauerung an den Lichtbogenofen durchgefiihrt worden. Da die beiden Lichtbogenofen mit Teerdolomitblocken ausgemauert sind, versuchten wir einerseits die Bestandigkeit der Wande durch das Torkretieren mit feuerfesten Massen zu verbessern, anderseits aber versuchten wir die stark beanspruchten Stellen der Ausmauerung mit besser-feuerbestandigen Steinen auf Magnesitbasis zu ersetzen. Es sind folgende feuerfeste Baustoffe verwendet vvorden: Torkret Masse Ankergun OW 70 von der Firma Veitsch — Osterreich. Torkret Masse MGF 8 von der Firma Vatrostalna — Busovača, Jugoslawien. Torkret Masse Mahromitpatsch 30 von der Firma Magnohrom Kraljevo, Jugoslawien. Magnesitsteine der Firma Veitsch, Osterreich. Magnesitsteine der Firma Radenthein, Osterreich. Teerdolomitblocke der Firma Silika, Gostivar, Jugosla-wien. Die besten Ergebnisse sind beim Torkretieren der Lichtbogenofenwande mit der Torkretmasse Ankergun OW 70 erzielt worden. Die Ofenwandhaltbarkeit verbesserte sich bei dem 50 t ASEA Lichtbogenofen von durchschnitt-lich 62 auf 85 Schmelzen und auf durchschnittlich 100 Schmelzen bei dem 60 Tonnen Lectromelt Lichtbogenofen. Trotzdem, dass die Torkretierversuche der Ofemvande mit der Masse Thermotorkret MGF 8 noch nicht beendet sind, kann nach den ersten Ergebnissen ein ausreichendes Kleben dieser Masse an der Ofenwand, sowie eine aus-reichende Feuerfestigkeit festgestellt vverden. Die Torkretmasse Mahromitpatsch 30 hatte zvvar gute Klebeeigenschaften, jedoch war wegen der schlechten Feuerbestandigkeit der Verbrauch dieser Masse fiir eine Ofenreise zvveimal grosser als der der Ankergun OW 70. Hier ist zu bemerken, dass sich diese Masse recht gut beim Torkretieren der SM Ofemvande im Stahlwerk des Hiittenvverkes Jesenice bevvahrt hat. Die Ausmauerung der Lichtbogenofenwand mit den Magnesitsteinen der Firma Veitsch hatte zwar beim star-ken Torkretieren der Ofemvand 89 Schmelzen durchge-halten, jedoch war der Aufwand fiir die teueren Magnesitsteine und einen viel grosseren Verbrauch der Torkretier-masse so gross, dass bei dem heutigen Productionspro-gramm aus ekonomischen Griinden diese Ausmauerung nicht angenwendet werden kann. Die Ausmauerung der Lichtbogenofenwand mit einem Versuchsblock aus Magnesitsteinen der Firma »Radex« — Radenthein und Magnesitsteinen der Firma »Magnohrom« hatte keine guten Ergebnisse erzielt. Auch mit den Teerdolomitblocken der Firma »Silika« Gostivar konnte keine ausreichende Bestandigkeit der Ofemvand erzielt werden. Die Hydratisierungversuche an Doloblocken der beiden Firmen, »Silika« und »Dolomite Franchi« hatten gezeigt, dass der Zerfall der Proben beider verschiedener Materialen annahernd gleich verlauft und dass eine bessere Haltbarkeit der Doloblocke der Firma »Dolomite Franchi« vvahrschenlich die Folge einer besseren Bindung bzw. einer besseren Erzeugungstechnologie ist. SUMMARY To increase life tirne of refractory lining of electric are furnaces some investigations were made in electro-steel works of Jesenice Ironworks in 1971 and 1972. Because electric are furnaces are lined by tar bonded dolomite blocks the life time of furnace walls was tried to be prolonged by gunning — use of various gunning mixes, and simultaneously the more loaded spots were lined by better refractory materials based on magnesite. The follovving refractory materials were used: — Gunning mix Ankergun 0W 70, manufacturer Veitsch, Austria, — Gunning mix Termotorkret MGF 8, manufacturer Vatrostalna, Busovača, Yugoslavia, — Gunning mix Mahromitpatsch 30, manufacturer Magnohrom, Kraljevo, Yugoslavia, — Magnesite bricks, manufacturer Veitsch, Austria, — Magnesite bricks, manufacturer Radenthein, Austria, — Tar bonded dolomite blocks, manufacturer Silika, Gostivar, Yugoslavia. In gunning the walls of electric are furnaces the best results vvere obtained by the gunning mix Ankergun OW 70. Life time of furnaces walls was inereased from 62 to 85 batehes in average with the 50 t ASEA electric are furnace, and to 100 batehes in average with the 60 t Lectro-melt electric are furnace. Though testing of the gunning mix Termotorkret MGF 8 for gunning the furnace walls is stili going on the first test already showed that sticking of the mix to the furnace walls and its refraetoriness are satisfactory. On the other hand the mix Mahromitpatsch 30 sticked vvell to the furnace walls but its life time was lower due to Iower refraetoriness, and comsumption of this mix per one furnace campaign was double in comparison with the mix Ankergun OW 70. But mix Mahromitpatsch was satisfactory used in gunning of the open-hearth furnace in Jesenice Ironworks. Linning of the electric are furnace vvalls by magnesite bricks Veitsch enabled life time of 89 batehes if intensive gunning of the furnace walls was used. Taking in account higher purchase priče of the bricks, inereased cost due to higher comsumption of gunning mixes lining with these bricks has no advantage from the profitableness viewpoint in comparison with the dolomite lining (doloblocks, manufacturer Dolomite-Franchi, Italy) in the present quality program. Lining of the electric are furnace vvalls with the test block composed of Radex bricks combined by Magnohrom magnesite bricks did not give positive results. Test should be continued so that the whole wall was lined by the bricks of the first manufacturer. Lining of the electric are furnace walls by tar bonded dolomite blocks from Silika, Gostivar did not give positive results. Comparison of the dehydratization rate of Silika and Dolomite-Franchi doloblocks gave nearly identical decom-position of samples of both materials but higher life time of Dolomite-Franchi doloblocks is probably due to better chemical bonding of the blocks or due to technology of manufacturing. 3AKAIOTEHHE C LieAbio htoSei noBbicHTB BbiHOCAHBOCTb orHeynopHofi 4>YTePOBK11 3AeKTpoAyroBbix neneK b sAeKTpo-cTaAenAaBHAbHOM 3aBOAe Jesenice beahcb b r. 1971—1972 ueabih p^A HccAeAOBaHHii. TaK KaK 4>yTepoBKa 3AeKTpoAyroBbix neneH coctoht H3 cmoao-AOAOMHTHora KHpnn^a, to, hto6m yAyHHiiiTb BbiHOCAHBOCTb yTepoB-kh npHCTynHAH k TopKpeTHpOBaHHJO arperaTOB c pa3HWMH MaccaMH, a 6oAee Hanpa>KeHHbie Macra 3aMeHJiAH c MaTepusiAOM Ay^meH BbiHOCAHBOCTH Ha 6a3e MarHe3HTa. YnoTpe6HAH CAeAyiomHH orHe-VnopHbiii MaTepiiHA: Maccu aa.h TopKpeTHpoBaHU« hpm: Macca Ankergun OW 70, »Veitsch«, Abctphh; Macca Termotorkret MGF 8 4>HpMbi »Vatrostalna«, lOrocAaBHfl; Macca aah TopicpeTHpOBaHHe Mahromitpatsch 30, (J>HpMbi »Magnohrom« Kraljevo, lOrocAaBHJi; Marne3HTHbiH KHpnHH <|)HpMbi »Radenthhein«, Abctphh; cmoao-aoao-MHTHbie 6aokh, (J>npMbi »Silika«, Gostivar, lOrocAaBHJi. CaMbie AynmHe pe3yAbTaTbi, hto KacaeTcn noBbiuieHHH bmhocah-bocth (J)yTepoBKH 3AeKTpoAyroBbix neqeK, noAy^HAH c Maccoft Ankergun OW 70. IlpH 50 t 3AeKTpoAyroBoft neHKH kohctpykhhh ASEA BbiHOCAHBOCTb b cpeAHeM 62 iiAaBaK noBbicHAacb Ha 85 nAaBaK. IIpu 60 t ne^KH Lektromelt noBbimeHHe b cpeAHeM Sbiao Aaace 100 nAa-bok. OnbiTbi TopKpeTHpoBaHHH c Maccoft Termotorkret MGF 8 eme He 3aKOHHeHbi; ho, HecMOTpa Ha »to, ycTaHOBacho, mto Macca caMa coSoii YAOBAeTBOpHeT; TaioKe ycnemHO BbmoAHaeTCH 3aMacKa ctch ne^H c s^oh Maccoft. MeHee ycneiHHbi noAyHeHbi pe3yAbTaTbi c Maccoft Mahromitpatsch 30. 3aMa3Ka ctch c aiToft Maccoft 6biAa ycnein-Ha, ho, BCAeACTBHH iiaoxoh 0rHeyn0pH0CTH pacxoA Maccbi npH oahoh KaMnaHHH nAaBOK npeB030ineA pacxoA Maccbi Ankergun OW 70 b ABa pa3a. Hy>KHO OTMeTHTb, hto MaCCa AAa TOpKpeTHpOBaHHH MapKH Mahromitpatsch AaAa BecbMa xopouibie pe3VAbTaTbi npHMeHeHHeM npn SM-ne^KH. OyTepoBKa ctch 3AeKTpoAyroBbix neneft c MarHe3HTHbiM KiipnH-HeM 4>HpMbi »Veitsch« AaAa b pe3yAbTaTe BbiHOCAHBOCTb ne^H c 89 nAaBaK, ho AHHib nocAe BecbMa yciiAeHHora TopKpeTHpoBaHHH creH ne^H. B3hbihh b pac^eT BbicoKyio 3aKynHyio ueHy 3Tora khpnnna, a TaioKe noBbimeHHe pacxoAOB BCAeACTBHH noBbimeHora noTpeČAeHHa Maccbi, 4>yTepoBKa c sthm coptom KHpnHna c skohomhhcckoh tomkh 3peHHH He HMeeT npeHMymecTBo nepeA aoaomhthoh 4>yTepoBKH c KiipmmeM 4>npMbi »Dolomite-Franchi, HTaAHa. KAaAKa 3AeKTpoAyroBbix neneft npn KOMSunanHii KupnH^eft »Radex«, c|>HpMbi Radenthein c MarHe3HTHbiMH KiipnHHaMH 4>npMbi »Magnohrom«, Kraljevo, He AaAa noAo^CHTK)AbHbix pe3yAbTaTOB. Ho onbiTbi c KHpnH^aMH (J>HpMbi Magnohrom HaAo npoAOA>KHTib, TaKHM 06pa30M, HTO OČAOKHTb BCe CTeHbl ne^H TOAbKO C 3TOH O0KAaAKOH. yTepoBKa ctch 3AeKTpoAyroBbix neneH c cmoao-aoaomhthmmh ČAOKaMH (f>Hp.Mbi »Silika«, Gostivar, He AaAa n0A05KHTeAbHbix pe3yAb-TaTOB. nPH cpaBHeHHH cTeneHH rHAPOTH3aijHH sthx KHnpHMeii c aoao-MHTHbiMH 6AOKaMH 4)iipMbi »Dolomite-Franchi«, OKa3aAOCb, *ito npo-uecc pa3pymeHHH 06pa3H0B nponcxoAHT npH6AH3HTeAbHO oahh3Kobo. IIpHMHHa AyHHieH BbiHOCAHBOCTH AOAOMHTHbIX ČAOKOB HTaAbHHCKOH 4>HpMbI aokht B03M0JKH0 b XOpOIHOft XHMH^eCKOH CBH3H hx COCTaB-HOft MaCCbl H B TeXHOAOrHIl HX npHrOTOBAeHHJI. Ferdo Vizjak, dipl. inž. Železarna Ravne DK: 669.15-194:669.24'26 ASM/SLA: SSa Vpliv alfa faze na plastičnost Cr-Ni avstenitnih jekel V tehniki je skupina Cr-Ni avstenitnih jekel zastopana z velikim številom vrst jekel, tako da je njihova klasifikacija po kateremkoli standardu komaj še možna. Glede na pogoje proizvodnje in uporabe teh vrst jekel pogostoma nastopa negotovost zaradi nešteto različnih faktorjev, ki odločajo, kolikšna je glede namena uporabe dovoljena vsebnost C in kdaj imajo prednosti stabilizirane vrste Cr-Ni avstenitnih jekel. Cr-Ni avstenitna jekla z minimalno vsebnostjo C, to je ca. 0,03 % so korozijsko najobstojnejša, zlasti še, če se po varjenju zahteva korozijska obstojnost brez naknadne termične obdelave. Korozijska obstojnost teh jekel se z večanjem vsebnosti C zmanjšuje, kot je to razvidno iz slike 1 in 2. Za varjenje Cr-Ni jekel je najprimernejše elektro varjenje, ker se pri varjenju ogreje samo ozko območje ob zvaru, in to kratek čas. Poškodbe strukture, nastale pri varjenju, lahko odstranimo z ustrezno termično obdelavo, kar pa ni vedno izvedljivo. Zato je potrebno izpolniti naslednje pogoje: — vsebnost C naj bo čim manjša (0,03—0,05 %) — dodajati moramo v odnosu do vsebnosti C elemente kot so Nb, Ti ali Ta, ki vežejo prebitni C v stabilnejše spojine kot Cr. Glavni problem predelovalnosti Cr-Ni avstenitnih jekel so karakteristične napake, ki so v glavnem posledica dvofazne strukture. Faktorji, ki vplivajo na nastanek dvofazne strukture, so naslednji: Fluidnost je karakteristična lastnost posameznih vrst jekel, od katere je odvisen potek vlivanja, ki ima direktni vpliv na površino ingotov in s tem na predelovalnost. Z raziskavami je ugotovljeno, da je v površinski plasti vsebnost alfa faze najmanjša, v notranjosti se povečuje in proti jedru ingota ponovno zmanjšuje. Takšna porazdelitev alfa faze po prečnem preseku ingota je posledica toge porazdelitve temperature, ko se jeklo v kokili ohlaja. Glede na velik, pomemben vpliv kemijske sestave na nastanek dvofazne strukture v Cr-Ni avstenitnih jeklih so v članku navedeni vplivi posameznih elementov na nastanek alfa, oziroma gama faze. Ravno tako so navedene formule za izračun potrebnih vsebnosti posameznih elementov za doseganje homogene avstenitne strukture, kakor tudi diagrami za določanje vsebnosti alfa, oziroma gama faze v Cr-Ni avstenitnih jeklih. Z namenom, da bi imelo jeklo zadovoljivo predelovalnost, je potrebno v času izdelave taline dole-girati posamezne elemente tako, da je v končni kemijski sestavi jekla razmerje vsebnosti (Cr + Mo): Ni < 1,85 in Ti: C <5 oziroma Nb : C < 10. Grafični prikazi navedenih odvisnosti so razvidni na slikah 6, 7, 8, 11, 12. Predelovalnost Cr-Ni avstenitnih jekel je ravno tako v znatni meri odvisna od načina ogrevanja pred plastično predelavo, to je od spremembe topnosti C, oziroma karbidov s temperaturo, kar je razvidno na sliki 17 ter odvisnosti premene alfa v gama fazo od temperature in časa ogrevanja. Navedene odvisnosti so prikazane v slikah 19, 20. in 21. Raziskave o vplivu ogrevanja na predelovalnost Cr-Ni avstenitnih jekel so pokazale, da morata biti čas in temperatura ogrevanja Cr-Ni avstenitnih jekel takšni, da se zagotovo raztopijo karbidi in v zadotni stopnji tudi ferit v avstenitni osnovi. Razen navedenih pogojev na predelovalnost Cr-Ni avstenitnih jekel vpliva tudi atmosfera peči za ogrevanje in čiščenje ingotov. Zaradi velike afinitete Ni do S, S atmosfere peči v času ogrevanja difundira po mejah avstenitnih zrn v jeklo, kot je to razvidno iz slike 22, in s tem zmanjšuje njegovo predelavnost. Z raziskavami plastičnosti in porazdelitve alfa faze v prečnem preseku ingotov je ugotovljeno, da je najmanjša vsebnost alfa faze v površinski plasti ingota. S čiščenjem ingotov odstranimo plast z najmanjšo vsebnostjo alfa faze, oziroma z največjo predelovalnostjo. Na ta način čiščenje ingotov negativno vpliva na predelovalnost Cr-Ni avstenitnih jekel. Zaradi karakteristične strukture litega stanja Cr-Ni avstenitnih jekel z majhno plastičnostjo morajo biti pri valjanju ingotov redukcije v začetnih vtikih minimalne. Ravno tako je potrebno za enakomerno porušitev lite strukture obračati va-Ijance po vsakem ali vsaj po vsakem drugem vtiku. UVOD Nerjaveča in kislinsko odporna jekla, ki imajo največje področje uporabe, so Cr-Ni avstenitna jekla s približno 0,02—0,15 % C, 15,00—20,00 % Cr in 7,00—20,00 % Ni ter z Mo ali brez njega. Važen pogoj za zahtevano korozijsko obstojnost je mini- malna možna vsebnost C, ker v nasprotnem primeru izločeni karbidi zmanjšujejo vsebnost Cr v osnovni masi in s tem korozijsko obstojnost. Ko je Krupp pred I. svetovno vojno prvi pričel proizvajati nerjaveča Cr-Ni avstenitna jekla, je bila največja težava izdelati jeklo z ustrezno minimalno vsebnostjo C. Prva proizvedena tovrstna jekla so imela naslednjo kemijsko sestavo. C 0,25 °/o, Cr 20,00 % in 7,00 % Ni. Pri plastični predelavi in kasneje v uporabi takšnega jekla so nastopile velike težave, šele nekaj let po I. svetovni vojni so se nerjaveča Cr-Ni avstenitna jekla uveljavila zato, ker jim je uspelo zmanjšati vsebnost C pod 0,15 % ob istočasnem zmanjšanju vsebnosti Cr in povečanju vsebnosti Ni. S pričetkom proizvodnje Fe-Cr z nizkim C so že leta 1930 uspeli proizvesti Cr-Ni jeklo z 0,05 % C, medtem ko po II. svetovni vojni Cr-Ni jeklo z vsebnostjo 0,03 % C ni več redkost. Zaradi težav pri izdelavi in plastični predelavi Cr-Ni avstenitnih jekel z ustrezno minimalno vsebnostjo C se je uveljavila proizvodnja stabiliziranih vrst nerjavečih Cr-Ni avstenitnih jekel, pri katerih je del C vezan s Ti, Nb, Ta ali s podobnimi elementi v stabilnejše in manj škodljive karbide. Q03 0,07 Q 74 Vsebnost C v % Slika 1 Vpliv vsebnosti C na korozijsko obstojnost Cr-Ni avste-nitnib jekel Glede na pogoje proizvodnje in uporabe Cr-Ni avstenitnih jekel pogostoma nastopa negotovost zaradi nešteto različnih faktorjev, ki odločajo, kolikšna je za določene namene dovoljena vsebnost C in kdaj imajo prednost stabilizirane vrste Cr-Ni avstenitnih jekel. Cr-Ni avstenitna jekla z minimalno vsebnostjo C, to je 0,03—0,05 % so korozijsko najobstojnejša, zlasti še, če se zahteva korozijska obstojnost po varjenju brez naknadne termične obdelave. Na sliki 1 je prikazan vpliv vsebnosti C na korozijsko obstojnost Cr-Ni avstenitnih jekel (Huey-ev poizkus: 5 X 48 ur v vreli 65 % HN03). Iz slike je razvidno, da vsebnost C do ca. 0,06 % nima bistvenega vpliva na korozijsko obstojnost celo v intenzivnih korozijskih sredstvih. Pri vsebnosti C nad 0,06 % korozijska obstojnost sorazmerno hitro pada, vendar je še zadovoljiva do vsebnosti C od 0,09 do 0,10 %. Navedene trditve veljajo samo za ustrezno termično obdelano jeklo. Zvarjeni deli so na zvaru in ob njem korozijsko manj obstojni in imajo krhke kristalne meje. To je posledica izločanja raztopljenih Cr-karbidov v kritičnem temperaturnem območju 500—900° C, zlasti pa med 600 do 700° C. Karbidi se pretežno izločajo po kristalnih mejah in v njihovi neposredni bližini. Izločeni karbidi vsebujejo znatno več Cr kot osnovna masa in s tem nastajajo vzdolž kristalnih mej cone, ki imajo manj Cr in s tem manjšo korozijsko obstojnost, medtem ko ostane notranjost kristalov glede korozijske obstojnosti nespremenjena. Iz tega razloga se na kristalnih mejah pojavi interkristalna korozija, zaradi katere na mejah kristalnih zrn popusti vezava in s tem nastopi tako imenovana »nevarnost razpada zrn«. Za varjenje Cr-Ni avstenitnih jekel je najprimernejše elektro varjenje, ker se pri tem ogreje samo ozko območje ob zvaru, in to kratek čas. Na ta način nastale spremembe, oziroma poškodbe strukture lahko odstranimo z ustrezno termično obdelavo, kar pa ni vedno izvedljivo. Zato je potrebno izpolniti naslednje pogoje: — vsebnost C naj bo čim manjša, — dodajati moramo elemente, ki vežejo pre-bitni C v stabilnejše spojine kakor Cr. V ta namen uporabljamo Ti, Nb in Ta, ki jih dodajamo v takšnih količinah, da vežejo skoraj ves C z izjemo ca. 0,02 %, ki ostane vedno v trdni raztopini. V proizvodnji, zlasti pa pri vlivanju in valjanju Nb in Ta povzročata manj nevšečnosti kot Ti. Izplen Nb je večji kot Ti, to je Nb preide manj v žlindro, kar velja tudi za varjenje. Iz tega sledi, da v zvaru samem Ti hitreje odgori in so s tem podani pogoji za pojav interkristalne korozije. Nevarnost, da nastopi interkristalna korozija, je največja pri naslednjih pogojih: — če je vsebnost C tako velika, da se pri termični obdelavi Cr-karbidi ne raztopijo popolnoma, — če iz določenega vzroka jeklo po termični obdelavi ponovno ogrevamo v območju kritičnih temperatur (500—900° C), kjer nastopi po mejah kristalov izločanje karbidov. Prvi primer lahko nastopi samo pri Cr-Ni avstenitnem jeklu z vsebnostjo C nad 0,12—0,14 % in je manjšega pomena, ker takšna jekla uporabljamo samo v milejših korozijskih pogojih, medtem ko sta ostala dva pogoja veliko pomembnejša. Vpliv vsebnosti C na izločanje karbidov v času varjenja in s tem na nevarnost pojava interkri-stalne korozije so raziskovali številni avtorji. Za ilustracijo navajamo nekaj rezultatov raziskav podjetja AVESTA JERNVERK A. V. — Švedska, ki so razvidni iz slike 2. Slika 2 prikazuje najkrajše čase, ki so potrebni za pričetek izločanja karbidov po kristalnih mejah do tiste stopnje, ki povzroča interkristalno korozijo Cr-Ni avstenitnih jekel z različno vsebnostjo C v temperaturnem območju 500—900° C. Iz slike je razvidno, da je jeklo z 0,08 % C potrebno ogrevati samo ca. 3 minute na 650° C. Pri jeklu z 0,06 % C znaša čas ogrevanja ca. 8 minut na 650° C in pri jeklu z 0,05 % C znaša ta čas ca. 25 minut na 640° C. Značilno za jeklo z 0,03 % C je, da inter-kristalna korozija ni nastopila niti po 50-urnem ogrevanju na 640° C. Primerjava navedenih časov s časom ogrevanja jekla pri varjenju v kritičnem temperaturnem območju daje zadostno orientacijo o dopustni vsebnosti C v Cr-Ni avstenitnih jeklih, ki naj imajo po varjenju zadovoljivo korozijsko obstojnost. Opisane raziskave so bile izvršene v Hadfrid-ovi ali Staus-ovi raztopini (vrenje 72 ur v 10 % raztopini CuS04 v 10 % H2S04). 800 o 700 D C. 3 d \ M ■ F 1 F- ✓ Ferit M . / / 1 0 2 10 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 Vsebnost Cr v % Slika 6 Strukturni diagram Cr-Ni jekel z vsebnostjo 0,10—0,13 % C, 0,30—0,48 % Mn in 0,23—0,37 % Si Za izračun sumarnega vpliva legiranih elementov na strukturo Cr-Ni avstenitnih jekel obstaja vrsta empiričnih formul. Naslednja formula nam omogoča določitev tiste količine Ni v jeklu, ki je potrebna za doseganje popolne avstenitne strukture (Cr + 1,5 Mo — 20)2 Mn -------35 C + 1,53 12 2 14 18 22 26 30 34 38 Ekvivalent Cr= %Cr+ 'AMo+1,5 % Si* 0,5 %Nb Slika 7 Diagram vpliva vsebnosti elementov na strukturo Cr-Ni avstenitnih jekel Potrebno vsebnost Ti lahko izračunamo z naslednjo formulo: % Ti > 5 X (°/o C — 0,03) 3 Če je v jeklu prisoten tudi N2, se del Ti porabi za tvorbo njegovih nitridov in šele preostali del Ti se veže v karbide. Zato moramo v takšnih primerih dodajati večjo količino Ti, ki jo lahko izračunamo z naslednjo formulo: % Ti > 3,43 X (°/o N2 —0,002) 3 Z raziskavami je ugotovljeno, da se s pregretjem pri termični obdelavi ali pri varjenju Cr-Ni avsetnitnih jekel pojavi naklonjenost do med-kristalne korozije, posebno še v primerih, če razmerje Ti: C ne ustreza določenim zahtevam. Za dosego popolne uporabnosti Cr-Ni avstenitnih jekel, stabiliziranih s Ti, je potrebno določiti vsebnost prostega C (nevezanega v karbidih) in razmerje Ti: C določiti z naslednjo formulo: Ti C = — < 626 X 10-5 x y2n-i x X (% Cr—16,7) 3 C. . . . vsebnost C v % Cr . . . vsebnost Cr v % TiC . . vsebnost Ti-karbidov (združeno z ni-tridi) v % n ... . velikost zrna, določena po 8-stopenjski standardni skali Dodatek Ti v količini 0,8 % > Ti > 5 X (% C — — 0,03), zaradi močnega dezoksidacijskega dejstva in velike afinitete do N2 je vzrok nastanka večjih količin Ti-oksidov in Ti-nitridov, ki pri litju splavajo na površino in se oprimejo sten kokil, oziroma površine ingotov. Zaradi tega imajo valjanci skorjasto površino, kar je specifična napaka teh vrst jekel in je znana pod imenom »titanova poroznost«. Razen navedenih raziskav in ugotovitev so po navedbah vzhodnonemške literature na osnovi izvrednotenja valjarskega izmečka Cr-Ni avstenitnih jekel izvršene raziskave kako vplivajo kemijske sestave, vsebnost alfa faze v osnovni avstenit-ni strukturi in raztopitev TiC pri kratkotrajnem pregretju ter izločen Cr-karbid, tipa Cr23C6 na pre-delavnost teh vrst jekel. Raziskane taline so po svoji kemijski sestavi v celoti ustrezale analiznim predpisom tovrstnih jekel. Za vsako talino so vsebnost alfa faze določili metalografsko, in sicer glede na smer valjanja na prečnem in vzdolžnem obrusu kakor tudi na obrusu površinske plasti valjanca. Izceje po kristalnih mejah so raziskovali s pomočjo kolodium odtiska pri 15000-kratni povečavi z elektronskim mikroskopom. Posamezne faze so bile določene rentgensko s Cr-K sevanjem, medtem ko so bili zelo fini delci identificirani s pomočjo odtiskov ekstrakcije z odklonsko metodo. Rezultati teh raziskav so navedeni v tabeli 5 in prikazani na sliki 8.6 Vse raziskane taline so izvrednotene v odvisnosti od razmerij vsebnosti Ti: C in (Cr + Mo) : Ni. Taline, ki so se pod normalnimi pogoji valjale brez izmečka, oziroma z izmečkom, lahko medsebojno ločimo z ločilno črto. S tem načinom ločitve Tabela 5 17 15 • Taline,ki so bile po valjanju izmeček 0 Taline, ki so se normalno valjale o tel -Q 4> 13 11 E N O \ \ \ 1 \ \ \ • > \ • • O \ \ O °\ Oo^ • • \ 0 0 O • 0 0 ' \ 5 v • \ \ N 16 1.7 1,8 1,9 2,0 21 Razmerje vsebnosti (Cr+Mo): Ni 2,2 Slika 8 Predelavnost poizkusnih talin vrst jekel č.4572 (Prok. 11 sp.) in C.4574 (Prok. 12 sp.) v odvisnosti od razmerja vsebnosti Ti : C in (Cr + Mo) : Ni št. taline Vsebnost alfa faze v % Ti : C (Cr Mo) : Ni Oznaka 1 0 5,1 1,93 X 2 0 5,4 1,82 X 3 1 5,2 1,64 X 4 2 4,8 1,70 X 5 2 5,2 1,78 X 6 2 7,7 1,95 X 7 3 9,0 1,95 X 8 3 9,8 1,83 X 9 4 5,4 1,97 X 10 4 5,5 2,00 X 11 4 6,7 2,01 X 12 4 7,6 1,96 X 13 4 8,7 1,74 X 14 5 5,2 2,06 — 15 5 10,5 2,00 _ 16 5 13,0 1,91 _ 17 6 6,7 1,98 _ 18 7 8,0 2,05 _ 19 7 16,0 1,79 X 20 8 11,3 2,00 _ 21 9 8,9 2,04 _ 22 9 11,8 1,98 _ 23 10 11,8 2,00 _ 24 10 12,6 1,80 X 25 11 10,4 2,05 _ 26 11 16,6 2,00 _ 27 12 6,9 2,17 _ 28 15 13,5 2,02 _ 29 15 15,5 2,12 _ 30 17 10,5 2,01 — Legenda: x ... taline, ki so se valjale brez izmečka — ... taline, ki so se valjale z izmečkom so taline, ki so se valjale brez izmečka, levo, in taline, ki so se valjale z izmečkom, desno od ločilne črte. Iz navedenega sledi, da je možnost nastanka izmečka podana s kemijsko sestavo jekla in s tem v zvezi pogojena z vsebnostjo alfa faze v jeklu, če je talina glede na kemijsko sestavo razvrščena desno od ločilne črte, je zelo verjetno, da bo pri valjanju nastopil izmeček, oziroma obratno. Iz tega sledi, da nezadostna predelovalnost Cr-Ni avstenitnih jekel izhaja iz nepravilne kemijske sestave jekla, oz. iz neprimerne strukture jekla. Iz tabele 5 lahko ugotovimo, da sta talini št. 23 in 24 imeli v litem stanju enako vsebnost alfa faze, to je 10 %. Pri valjanju ingotov taline št. 24 izmeček ni nastopil, medtem ko je pri valjanju ingotov taline 23 izmeček nastopil. Vzrok navedenega je razviden iz elektronsko mikroskopskega posnetka (glej sliki 9 in 10). Na mejah kristalnih zrn taline št. 24 lahko ugotovimo samo neznatno količino izločkov (slika 9), medtem ko pri talini št. 23 (slika 10) ob kristalih alfa faze ugotovimo izločke ene tuje faze. Z izolacijo teh je ugotovljeno, da so to Cr-karbidi, tipa Cr23C6. Slika 9 Kristalna meja taline št. 24, kolodium odtisek (15.000 X) Slika 10 Kristalna meja taline št. 23 obdana z Cr23C3, kolodium odtisek (15.000 X) Iz navedenega sledi, da so različne predelovalne lastnosti ferita in avstenita vzrok, da se poveča napetost na kristalnih mejah med alfa in gama fazo. S pojavom teh koncentracij napetosti so podani ugodni energetski pogoji, da se iz trdne raztopine izločijo Cr-karbidi. Prisotnost karbidov na kristalnih mejah povzroča zmanjšanje ali celo izgubo plastičnosti Cr-Ni avstenitnih jekel. Izvršene raziskave predelavnosti Cr-Ni avstenitnih jekel potrjujejo, da ima na predelovalnost Cr-Ni avstenitnih jekel odločujoči vpliv kemijska Hitro ogrevanje Počasno ogrevanje Stanje jekla Stopnja vsebnosti alfa faze po GOST-u 11878-66 ingot 2,23 2,23 gredica 1,48 1,52 Ugotovljeno je, da se s plastično predelavo pri majhni vsebnosti alfa faze, to je do ca. 10 % ta zmanjša na 0 %, oziroma na minimalno vrednost. Pri večjih vsebnostih se količina alfa faze zmanjša za ca. 50 %. Nevšečnosti, ki nastopajo zaradi dvofazne strukture Medtem, ko so majhne vsebnosti ferita manj škodljive za plastično predelavo, so vsebnosti ferita nad 5 % zelo neprijetne, torej direktno vpli- Območje dobre predelave Območje zadovoljive predelave Območje slabe predelave 7 ---- 1,7 7,8 1.9 2,0 2,1 Razmerje vsebnosti Cr: Ni Slika 11 Vpliv razmerja Cr : Ni in Ti: C na vsebnost alfa faze v jeklu č.4572 (Prokron 11 sp.) sestava jekla. Zato je priporočljivo, da se zadnje dolegiranje posameznih elementov izvrši na osnovi navedenih formul ali na osnovi diagrama, prikazanega na slikah 7, 8 in 11, in nomograma, prikazanega na sliki 12. Stanje jekla: Največje vsebnosti alfa faze v nerjavečih Cr-Ni avstenitnih jeklih nastopajo v litem stanju. S plastično predelavo se vsebnost alfa faze znatno zmanjša zaradi drobljenja primarnih kristalov ferita in pri ustrezni temperaturi zaradi možnosti nadaljnje topitve ferita v avstenitu. Konkretnih podatkov o zmanjšanju vsebnosti alfa faze s plastično predelavo še ni. Po podatkih sovjetskih avtorjev se vsebnost alfa faze z valjanjem bram v pločevino zmanjša za 2 do 3-krat. Bochin1 navaja na osnovi statističnih rešitev naslednje zmanjšanje vsebnosti alfa faze pri valjanju ingotov v gredice: Primer: 17, J % C,r 11 ,5% Ni 0,05% C 2,3% Mo vsebnost 0,25%Ti v - analizi 10%^ faze -- Cr -- Ti Slika 12 Nomogram za določitev vsebnosti alfa faze po formuli: % alfa faze = — 9143 + 5,24 Cr — 1,04 Ni + 35,33 Ti + 6,5 Mo vajo na plastičnost teh vrst jekel. Razpoke, ki nastopajo pri vroči predelavi, povzročajo feritni otočki zaradi različnih plastičnosti in duktilnosti obeh faz. Rezultati raziskav raznih avtorjev soglasno potrjujejo negativni vpliv prisotne alfa faze na plastičnost teh jekel. Negativni vpliv alfa faze na plastičnost Cr-Ni avstenitnih jekel je pripisati preoblikovalnim lastnostim in rekristalizacijskim hitrostim avstenita in ferita, ki sta osnovni fazi strukture teh jekel. Odpronost deformacije Cr-Ni avstenitnih jekel se posebno poveča pri povišanih temperaturah in velikih hitrostih deformacije. Velik vpliv na defor- Cr+Mo macijsko odpornost ima povišana vsebnost C. Pri istočasnem povečanju vsebnosti Ti, Nb, Mo in W se plastičnost teh vrst jekel izboljša. Odvisnost kontrakcije od vsebnosti alfa faze in temperature pri Cr-Ni jeklih je raziskoval Geussier in ugotovil, da so najmlajše kontrakcije v območju 1050—1350° C imela jekla z 20—30 % alfa faze, pri večjih vsebnostih se je kontrakcija povečala. Na osnovi laboratorijskih raziskav so Geussier, Castro in Colombier izdelali diagram odvisnosti plastičnosti Cr-Ni jekel od vsebnosti alfa faze in temperature. Najneugodnejši pogoji plastičnosti nastopajo pri jeklih z vsebnostjo alfa faze 15—18 in 30—40 %. Načini določevanja vsebnosti alfa faze v Cr-Ni avstenitnih jeklih: Glede na zapletenost vpliva različnih faktorjev na nastanek in količino alfa faze je večina načinov zasnovanih na osnovi izračunov z empiričnimi formulami. Rezultati posameznih izračunov se med seboj razlikujejo. Posamezne formule za izračun vsebnosti alfa faze v Cr-Ni avstenitnih jeklih so navedene v tabeli 61. Razen navedenih formul literatura navaja za izračun vsebnosti alfa faze v jeklu Č. 4572 (Pro-kron 11 sp.) naslednjo formulo: % alfa faze = — 17,44 — 235,38 C + 7,11 Cr — — 9,62 Ni + 31,59 Ti1 C, Cr, Ni in Ti____vsebnosti posameznih elementov v % Navedena formula je uporabna za izračun vsebnosti alfa faze v jeklih naslednje kemijske sestave: Vsebnost elementov v % C Mn Si Cr Ni Ti Cr:Ni Ti:C Min. 0,07 0,90 0,10 17,00 8,90 0,30 1,70 3,00 Max. 0,15 2,10 0,75 19,30 10,30 0,65 2,10 9,00 Ravno tako literatura navaja za izračun vsebnosti alfa faze v odvisnosti od razmerij Cr:Ni in Ti:C za jeklo C. 4572 (Prokron 11 sp.) naslednjo formulo: Ti Cr1 % alfa faze = — 103,93 + 2,76 — + 53,91 — C Ni Za ovrednotenje plastičnosti, oziroma za ocenitev karakterja taline jekla č. 4572 (Prokron 11 sp.) je izdelan diagram odvisnosti alfa faze od razmerij Cr:Ni in Ti:C, ki je prikazan na sliki 11. če je po diagramu ugotovljena vsebnost alfa faze pod 10 %, je plastičnost jekla zadovoljiva. S povečanjem vsebnosti alfa faze se plastičnost zmanjšuje in končno doseže vrednost, ko je valjanje težavno ali celo neizvedljivo. Kot je iz diagrama razvidno, je vsebnost alfa faze in s tem plastičnost jekla Č. 4572 (Prokron 11 sp.) odvisna od razmerij Cr:Ni in Ti:C. Zato je potrebno, da je v končni kemijski sestavi jekla razmerje Ti:C = 4 in Cr:Ni maksimalno 1,85. Tabela 6 Način po Koriščenje vrednosti 1. Schaeffler 2. Fišman 3. šana 4. Newell-Fleischman Crekv = Cr + Mo + 1,5 Si + 0,5 Nb Crekv = Ni + 30 C + 0,5 Mn stopnja alfa = 1,0 Si + 0,5 Cr + 1,64 Ti—10,86 C — — 0,29 Ni — 0,08 Mn — 4,64 A = 30 C + Ni + 11,8—1,3 Cr % Ni = (Cr + 1,5 Mo + 20)2 Mn 12 ■35 C + 15 Po diagramu si. 7 Vsebnost alfa faze po GOST-u 11878-66 A < 1 — slaba plastičnost A > 1 — dobra plastičnost Niizr < Nistvar monofazna struktura 5. VŽKG 6. Pospišil % Ni = 1,3 Cr + 1,5 Mo + 1,5 Si + + 3 Ti — 0,5 Mn — 30 C — 13,2 % Ni = 0,8 (Cr + 1,5 Mo — 20)2 — — 0,5 Mn — 35 C + 15 Niizr Nistvar monofazna struktura Nijzr Nistvar monofazna struktura Razen formul, navedenih v tabeli 6, je za izračun vsebnosti alfa faze v jeklu Č. 4574 (Prokron 12 sp.) uporabna naslednja formula: % alfa faze = — 91,43 + 5,24 Cr — 1,04 Ni + + 35,33 Ti + 6,50 Mo1 Navedena formula je uporabna za jekla naslednje kemijske sestave: Beavel4. Plastičnost pri tem načinu preiskave določamo na osnovi razpok, ki nastajajo na robovih gnetenih pogač. Pri tej metodi je težko podati numetično oceno plastičnosti, ki bi natančno ovrednotila sposobnost jekla za plastično predelavo. Pri Cr-Ni avstenitnih jeklih z dvofazno strukturo predstavljajo nastale razpoke signal, kje je limita vsebnosti alfa faze, od katere naprej na- Vsebnost elementov v % C Mn Si Cr Ni Ti Mo (Cr + Mo):Ni Ti:C Min. 0,07 1,00 0,20 17,00 9,40 0,20 1,75 1,80 3,00 Max. 0,12 1,60 0,70 19,50 11,20 0,60 2,30 2,30 7,50 Ocena plastičnosti Cr-Ni avstenitnih jekel: Vse metode za ocenitev plastičnosti Cr-Ni avstenitnih jekel moramo aplicirati na lito stanje ingota. V večini primerov je denaturalizacija ingota tista, ki povzroča težave pri plastični predelavi jekla, medtem ko prekristalizacija zabriše lastnosti litega stanja jekla. Pri trgalnih poizkusih surovih prob v vročem stanju redko dobimo pravilni lom, zaradi česar dvomimo o objektivnosti ocene plastičnosti. Pri preiskavah s torzijskim poizkusom v vročem je število obratov do preloma tako majhno, da je vrednost rezultatov dokaj dvomljiva. V praksi je nemogoče dobiti vzorce industrijskega ingota, s katerimi bi dobili veljavne rezultate. Zato moramo bazirati na laboratorijskih poizkusih z vzorci v predelanem stanju, kar imenujemo »intersekcijski poizkus«, s katerim dobimo rezultate orientacijske vrednosti. S takšnimi poizkusi eliminiramo nekaj rezultatov, ki so vezani na lito strukturo in so za prakso velikega pomena. Razen navedenih metod za ocenitev plastičnosti jekel je uporaben tudi poizkus gnetenja in raztržni poizkus v vročem stanju. Uporabo poizkusa gnetenja priporoča Post, Schoffstal in Slika 14 Krčilne probe Cr-Ni avstenitnega jekla z nezadovoljivo plastičnostjo stopajo pri plastični predelavi težave. Na sliki 13 so razvidni preizkušanci po gnetenju Cr-Ni avstenitnega jekla z minimalno vsebnostjo alfa faze, kjer je valjanje potekalo brez težav, medtem ko so na sliki 14 prikazani preizkušanci po gnetenju s povečano vsebnostjo alfa faze, ko valjanje ni bilo izvedljivo. Raztržni poizkus v vročem stanju običajno vršimo na 30-tonskem stroju s hitrostjo 4 %/sek. Ta preiskava je gotovo najuporabnejša in na njeni osnovi lahko ugotovimo odvisnost plastičnosti jekla od temperature in hitrosti deformacije. V ta namen je najprimernejši preizkušanec, premera 10 mm, uporabne dolžine 50 mm in skupne dolžine 100 mm. Ogrevamo običajno v cilindrični peči, in sicer v času 10 min. Plastičnost ocenjujemo na osnovi raztezka, oziroma kontrakcije. Ugotovljeno je, da so rezultati te metode uporabnejši za ocenitev sposobnosti jekla za valjanje kot za kovanje. Za določitev kovnosti Cr-Ni jekel je najprimernejši raztržni poizkus z udarcem v vročem stanju. Pri tem poizkusu preizkušanec ogrevamo v mufel-ni peči z avtomatsko regulacijo. Trgamo ga v vzdolžni smeri z udarcem na Amsler-jevem stroju energije, udarca 30 kpm. V ta namen so najprimernejši preizkušanci premera 6 mm, uporabne dolžine 38 mm in skupne dolžine 100 mm. Preiskujemo običajno v presledkih po 50° C, medtem ko v območju plastične predelave znašajo presledki po 25° C. Kovnost ocenjujemo na osnovi kontrakcije, včasih raztezka ali pa absorbirane energije, kot je to razvidno iz slike 15 in 16. Iz navedenih slik lahko ugotovimo, da kovanje Cr-Ni avstenitnih jekel poteka normalno, če je vrednost kontrakcije večja od 70 %. Če je kontrak-cija 50—70 %, nastopajo pri kovanju težave, medtem ko je pri kontrakciji, manjši od 50 %, kovanje neizvedljivo. S preiskavami plastičnosti je ugotovljeno, da Cr-Ni avstenitna jekla, ki imajo zaradi nepravilne kemijske sestave ali nepravilne tehnologije izdelave več od 15 % alfa faze, niso sposobna za plastično predelavo. Slika 13 Krčilne probe Cr-Ni avstenitnega jekla z zadovoljivo plastičnostjo 1000 1050 1100 1150 1200 1250 Temperatura v °C Slika 15 Vpliv vsebnosti alfa faze in temperature ogrevanja na raztezek —5, kontrakcijo —^ in absorbirano delo —p jekla Č.4572 (Prokron 11 sp.) v? o*- 90 80 70 60 50 40 Prokron 12 i 'P- —-7" --- -l/s ----Vs ebnosi cL faze ~1 V. °bnost J- faze ~3'/. L.. . f Tabela 7 Naziv elementa C Si Mn S Cr Ni Mo Ti Cu izračunana vsebnost alfa faze metalografsko določena vsebnost alfa faze Oznaka taline 2 Vsebnost elementa v 0,04 0,06 0,05 0,72 0,49 0,63 1,20 1,78 1,38 0,027 0,023 0,023 19,00 17,40 18,00 11,90 13,90 12,50 2,45 1,92 2,28 0,23 0,22 0,26 0,17 0,16 0,19 19,8 6,00 13,90 20,00 6,00 14,00 1000 1050 1100 1150 1200 1250 Temperatura v °C Slika 16 Vpliv vsebnosti alfa faze in temperature ogrevanja na raztezek —5, kontrakcijo —v}j in absorbirano delo —p jekla Č.4574 (Prokron 12 sp.) Hitrost deformacije in način delovanja sile pri raztržnem poizkusu z udarcem v vročem stanju sta konstantni in podobni pogojem, ki nastopajo pri kovanju. V železarni Ravne smo odvisnost plastičnosti Cr-Ni avstenitnih jekel od vsebnosti alfa faze in temperature ogrevanja raziskovali s torzijskim poizkusom v vročem stanju. V ta namen smo v 30 kp indukcijski peči izdelali poizkusne taline namensko različnih kemijskih sestav in z različnimi vsebnostmi alfa faze. Zaradi slabe mehanske obdelovalnosti lite strukture Cr-Ni jekel smo vzorce uporabnega dela preizkušancev odlili v pesek. Na konceh litih vzorcev smo topo navarili vpenjalne dele preizkušancev iz jekla Č. 1330. Kemijske sestave in računsko ter metalografsko določena vsebnost alfa faze je razvidna v tabeli 7. Preiskave plastičnosti jekla s torzijskim poizkusom v vročem stanju so bile izvršene v temperaturnem območju 1100—1350° C v presledkih po 50° C in pri vrtilnem momentu 740 obr./min. Ugotovljena plastičnost preizkušancev talin št. 1, 2 in 3 v litem stanju je izredno majhna in ne dosega 5 obratov. Podobne rezultate je dobil G. (BHM, 1968, zvezek 3, stran 114—123) pri preiskavah podobne vrste jekla v temperaturnem območju 1200—1250" C. Glede na vsebnost alfa faze bi talina št. 2 morala imeti največjo plastičnost, je pa ravno obratno. Vzrok je v prisotnosti mikro lunkerjev in rahle sredine, zlasti pri preiskanih vzorcih taline št. 2. Po navedbah literature se plastičnost jekla C. 4574 (Prokron 12 sp.) znatno izboljša s predhodno termično obdelavo. S tem se mrežasta oblika alfa faze spremeni v bolj ali manj krogli-často obliko, kar zlasti nastopa pri žarjenju na 1200° C. Ravno tako so s to termično obdelavo podani pogoji, da se na kristalnih mejah C izloči v obliki drobnih in enakomerno porazdeljenih karbidov in ne v obliki kontinuirne mreže karbidov. Na osnovi navedenih ugotovitev je izvršeno žar j en je vzorcev na temperaturi 1200° C v času 16 ur. Z metalografskim pregledom žar j enih vzorcev so ugotovljene naslednje spremembe: v talini št. 1 se je nekoliko zmanjšala vsebnost alfa faze, občutno pa se je spremenila njena oblika, in sicer iz mrežaste v zrnato obliko. V talini št. 2 alfa faze ni bilo več, medtem ko so v talini št. 3 še tu in tam ugotovljeni ostanki alfa faze. Torzijska preiskava plastičnosti je na teh pre-izkušancih izvršena pod enakimi pogoji, in sicer v temperaturnem območju 1200—1300° C. Plastičnost se je z navedenim načinom termične obde- lave pri talini št. 1 izboljšala, pri talini št. 2 se ni in pri talini št. 3 se je znatno izboljšala. Ker je znano, da je odvisnost plastičnosti Cr-Ni avstenitnih jekel od vsebnosti alfa faze zelo velika, lahko sklepamo, da so pri preiskavah plastičnosti litega stanja zelo pomembni še drugi pogoji, kot so: poroznost, porazdelitev in oblika alfa faze, kristalna struktura, izceje itd., kar zlasti potrjujejo doseženi rezultati izvršenih preiskav taline št. 2. Najširše območje obstojnosti avstenita v Fe-Cr--Ni zlitinah je v temperaturnem območju 1100— —1150° C (glej sliko 18). Povečanje temperature nad območje obstoja homogenega avstenita omogoča pojav heterogene strukture z določeno vsebnostjo alfa faze. Vpliv ogrevanja: Plastičnost, oziroma stabilnost avstenitne strukture nerjavečih Cr-Ni jekel je v znatni meri odvisna od spremembe topnosti C, oziroma karbidov s temperaturo. V Cr-Ni avstenitnih jeklih, ki so po svoji kemijski sestavi v bližini meje med alfa in gama fazo, je izločanje karbidov iz trdne raztopine vezano na različne koncentracije elementov, kar v vrsti primerov povzroči premeno alfa faze v gama. Te premene potekajo pretežno po kristalnih mejah, kjer je trdna raztopina najrevnejša s C in Cr. Največji vpliv na topnost C, oziroma karbidov ima temperatura, kar je razvidno iz slike 17. Navedbe o topnosti C v gama trdni raztopini pri sobni temperaturi so zelo različne. Tako znaša topnost C po Bein-u, Krivobok-u 0,02 %, po Binder-u, Resenberg-u in Frenks-u 0,015 %, medtem ko po zadnjih ugotovitvah Resenberg-a in Eirisch-a znaša 0,007 %. O o 1600 1400 1200 * 1000 o 5 800 D 600 S ^ 400 200 f + ct tekoče | 1 ^tttfljr- ^- /7cj"+r f t+y-i kar bidi aiai Avst enit ■j % ?y r v1 vster it + ■ (_ + kc lrbid 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 Vsebnost C v % Slika 17 Psevdobinarni diagram jekla z vsebnostjo 18 0/o Cr in 8 °/o Ni v odvisnosti od vsebnosti C C že v majhnih količinah vpliva na obstojnost posameznih faz in pri višjih temperaturah širi avstenitno območje ter prehaja v trdno raztopino. Pri daljšem ogrevanju na temperaturah pod črto raztapljanja karbidov dobimo prenasičeno raztopino in se prebitni C izloča po kristalnih mejah v obliki karbidov. S tem se zmanjša plastičnost Cr-Ni avstenitnih jekel. Slika 18 Ravnotežni diagram Fe-Cr-Ni pri vsebnosti 8 °/o Ni Z vprašanjem vpliva temperature in časa ogrevanja na pojav alfa faze v Cr-Ni avstenitnih jeklih se je ukvarjala vrsta avtorjev in ugotovitve njihovih raziskav za jekli č. 4572 (Prokron 11 sp.) in C. 4574 (Prokron 12 sp.) so prikazane na slikah 19 in 20'. V temperaturnem območju 400—900° C se vsebnost alfa faze litega stanja jekla praktično ne menja, nastopa samo minimalno izločanje karbidov. V preoblikovanem jeklu se zmanjšanje vsebnosti alfa faze prične že pri 600—800° C, zlasti pa, če znaša čas ogrevanja 2 do 3 ure. Pri daljših časih ogrevanja je zmanjšanje vsebnosti alfa faze neznatno. V litem stanju jekla v temperaturnem območju 1000—1250° C nastopa postopno zmanjšanje vsebnosti alfa faze, medtem ko se v temperaturnem območju 1250—1300° C vsebnost alfa faze postopoma povečuje. Povečanje vsebnosti alfa faze se pričenja na kristalnih mejah in se širi v notranjost. S povečanjem temperature se povečanje vsebnosti alfa faze pospeši. V predelanem jeklu poteka premena alfa faze v gama hitreje in največje zmanjšanje vsebnosti alfa faze nastopi po ogrevanju v času 6 do 8 ur, s katerim dosežemo še neznatni ostanek alfa faze. V ingotu najhitreje poteka premena alfa faze v gama v površinskem sloju, ker je v njem avste-nit manj stabilen in stremi k izravnavi razlik vsebnosti alfa faze površinskega sloja in jedra ingota. ferit+avstenit* talina ferit + talina ferit+1" avstenit ferit tsigma faza avstenit _ ferit + avstenit sigma Jaza_. /avste nitv-Isigma . raza Vsebnost Cr v % C Mn Si Ni Cr Ti % % % % % % 0.09 1,68 0,77 9,01 19,15 0,43 50 40 30 20 10 60 50 40 30 20 Predelano stanje k 1 1 j' i-- l —. ___ ^----- s k \ K' VN ----- 900 1000 1100 1200 1300 Temperatura v °C C % Mn % Si % Ni % Cr % Ti % 0,10 1.76 0,89 8,82 20,0 0,48 54 50 46 42 38 34 30 26 22 18 14 / i . 4 / / / \ h / A • r" i J i 1 7 1 ■ 1 ' t A J s'/ l _____• • — / / -- S / C Mn Si Cr Ni Ti Mo % % % % % % % 0,08 1,26 0,39 18,05 9,96 0,47 2,14 Cas ogrevanja v urah -----0,5 h ----- 3h - I0h Štev. taline 11 28 s. N 10 0 C -Q 01 s 24 20 16 12 8 4 0 i t t, j / ! h / Jf tj u J l 7 / / y "s. r4 j h i i—"""" "H t---- C % Mn % Si % Cr % Ni °/o Ti % Mo % 0.07 1.31 0.45 18,03 /026 0,42 2.12 Štev. taline 12 16 12 8 4 0 / / / j t 1 i — r 900 1000 1100 1200 Temperatura v ° C 1300 1350 C Mn Si Cr Ni Ti Mo % % % % % % % 0.08 1,45 0,81 17.75 13,01 0,47 2.07 Štev. taline 14 Slika 20 Vpliv temperature in časa ogrevanja na vsebnost alfa faze v jeklu č.4574 (Prokron 12 sp.) Slika 19 Vpliv stanja jekla na vsebnost alfa faze v odvisnosti od temperature in časa ogrevanja za jeklo č.4572 (Prokr. 11 sp.) Po francoskih avtorjih je ogrevanje za zmanjšanje vsebnosti alfa faze v tem, da jeklo ogrevamo več ur na 1250—1300° C. Na sliki 21 je prikazan vpliv ogrevanja na vsebnost alfa faze v Cr-Ni avstenitnih jeklih4. Iz slike je razvidno, da največji efekt dosežemo z ogrevanjem na 1300° C. Pri talinah z veliko vsebnostjo alfa faze dobimo zadovoljive rezultate z ogrevanjem na 1250° C pod pogojem, da je čas ogrevanja dovolj dolg. S tem načinom homogenizacije premena alfa faze v gama poteka počasi in parcialno, kar pospešujejo gama geni elementi. v času več ur. Ravno tako moramo pri valjanju ingotov takšnih talin v začetnih vtikih zmanjšati odvzeme. Bolj vroči deli ingotov, to so običajno vogali, imajo povečano vsebnost alfa faze, kar je vzrok, da se na teh mestih pri valjanju pojavijo raztrganine. S prakso valjanja je ugotovljeno, da je v takšnih primerih potrebno podaljšati čas ogrevanja za 2 do 4 ure in istočasno zmanjšati temperaturo ogrevanja za 20 do 30° C. V teh primerih je v začetnih vtikih dovoljena maksimalna redukcija 7 do 10 %. Vpliv faze Po ugotovitvah sovjetskih avtorjev2 mora biti temperatura in čas ogrevanja Cr-Ni avstenitnih jekel takšna, da se gotovo raztopijo karbidi, ker drugače pri valjanju nastajajo razpoke. S pregretjem jekla nastopi povečanje kristalov in vsebnosti alfa faze, zaradi česar se zmanjša plastičnost jekla. V temperaturnem območju 950—1200° C se feritna faza vse bolj topi v avstenitu in pri ca. 1200° C doseže minimalno vsebnost. Z nadaljnim povečanjem temperature ogrevanja se vsebnost alfa faze in velikost kristalov povečata, medtem ko pri 1300" C dobi ferit dendritno zgradbo. Po navedbah literature so s specialnimi raziskavami v zavodih Dnjepospecstal ugotovili, da se pri Cr-Ni avstenitnih jeklih z zmanjšano vsebnostjo nekovinskih vključkov in z vsebnostjo alfa Ti Cr faze pod 15—20 % ter z razmerjem — <1,8 —• C Ni dovoljuje intenzificitat režim ogrevanja in povečati temperaturo ogrevanja na 1270—1280° C. Pri Cr-Ni avstenitnih jeklih z vsebnostjo alfa faze nad 15—20 o/o temperatura ogrevanja ne sme biti večja od 1250° C, medtem ko se moramo pri jeklih z vsebnostjo alfa faze 35—45 % pri ogrevanju posluževati specialnih ukrepov. Za zmanjšanje vsebnosti alfa faze moramo ingote takšnih talin ogrevati v temperaturnem območju 1150—1180° C izredno počasi z enakomernim dviganjem temperature Vpliv atmosfere peči V železarni Ravne smo raziskali vpliv atmosfere peči na plastičnost Cr-Ni avstenitnih jekel. Ogrevanje je bilo izvršeno v potisni peči, kurjeni z generatorskim plinom, ki je vseboval ca. 6 mgS/ Nm3. Skupni čas ogrevanja je znašal 6 do 7 ur, medtem ko je znašala začetna temperatura valjanja 1180—1190° C. V času valjanja so na površini valjancev že po prvih vtikih nastopile večje ali manjše raztrganine. S kemijsko analizo vzorcev površinske plasti valjancev v globini ca. 4 mm je ugotovljeno, da se je vsebnost S povečala od 0,025 na 0,086 % ali za ca. 3-kratno vrednost. Z me-talografskim pregledom vzorcev površinske plasti valjancev je ugotovljeno, da je S atmosfere peči difundiralo po mejah avstenitnih zrn v notranjost do globine ca. 4 mm, kar je razvidno iz slike 22. Slika 22 Avstenit po mejah kristalnih zrn je difundiralo S Z navedenimi raziskavami je ugotovljeno, da ima razen vpliva temperature in časa ogrevanja znaten vpliv na plastičnost Cr-Ni avstenitnih jekel tudi atmosfera peči za ogrevanje jekla. Zaradi afinitete Ni do S, S atmosfere peči difundira po mejah avstenitnih zrn v jeklo in s tem zmanjšuje njegovo plastičnost. V času valjanja Cr-Ni jekla s povečano vsebnostjo S v površinski plasti nastajajo na površini valjancev večje ali manjše raztrganine. Na ta način S atmosfere peči za ogrevanje negativno vpliva na plastičnost Cr-Ni avstenitnih jekel. ^ 8 v) o S 4 -o Oj ■M ^ 0 12 3 4 5 6 7 8 9 10 11 Čas ogrevanja v urah Slika 21 temperature in časa ogrevanja na vsebnost alfa v Cr-Ni avstenitnih jekel Valjanje Začetna temperatura valjanja Cr-Ni avstenitnih jekel je 1150—1200° C, medtem ko znaša končna temperatura valjanja ca. 900° C. Končna temperatura valjanja in stopnja deformacije pri zadnjih vtikih vplivata na velikost zrna, ki ga s toplotno obdelavo v odsotnosti faznih premen ne moremo popraviti. Z znižanjem končne temperature valjanja pod temperaturo rekristali-zacije (850—900° C) nastopa hladna deformacija in delno razpad avstenita, izločanje karbidov ter povečanje vsebnosti alfa faze, kar zmanjša plastičnost jekla in pri valjanju povzroča nastanek raztrganin. Škaja Cr-Ni avstenitnih jekel (za razliko od sorazmerno krhke škaje C-jekel) tvori na površini valjancev tenko, ravno in tesno prilegajočo se kožico, ki se v času valjanja težko odstrani ne samo z obračanjem valjancev, ampak tudi pri valjanju v rebrastih kalibrih. V procesu valjanja, posebno pa še pri valjanju trakov, nastaja motno-rjavkasta škaja. V tabeli 8 je prikazan plan vtikov za valjanje ingotov Cr-Ni avstenitnih jekel na blooming-u. Valjanje poteka z dvojnim ogrevanjem. Najprej se jeklo ogreje na temperaturo valjanja 1180 do 1190° C s počasnim predgrevanjem v času ca. 5 ur. Pri nezadostni začetni temperaturi valjanja valji pri posameznih vtikih zelo slabo prijemajo. Do odstranitve konicitete vršimo valjanje z odvzemi 10 do maksimalno 15 mm. S povečanjem začetne temperature valjanja nad navedeno nastopi intenzivno povečanje kristalov in s tem ustrezno zmanjšanje plastičnosti. Po drugem ogrevanju na temperaturo valjanja 1230 do 1240° C lahko izvršimo valjanje z odvzemi 15 do 25 mm in v rebrastih kalibrih do 40 mm na vtik. Valjanje manjših ingotov in predvaljanih gredic lahko izvršimo po planih vtikov za legirana konstrukcijska jekla. Vpliv čiščenja ingotov in polproizvodov V železarni Ravne je raziskan vpliv čiščenja ingotov in polproizvodov na predelovalnost Cr-Ni avstenitnih jekel. V ta namen je bila s površine določenega števila ingotov poizkusnih talin s struženjem na specialnih stružnicah odstranjena površinska plast, debeline 10 mm, kar predstavlja ca. 9,5 % teže ingota. Na ta način so bile odstranjene vse površinske napake, ki bi lahko vplivale na predelovalnost, oziroma na kakovost površine polproizvodov. Od istih talin je bilo pod enakimi pogoji izvaljano v polproizvode določeno število surovin in čiščenih ingotov. Z brušenjem površine polproizvodov do zahtevane kakovosti za valjanje v končne proizvode je bilo potrebno pri valjancih, izvaljanih iz struženih ingotov, odbrušiti 3,8 do 4,2 o/o, in pri valjancih, izvaljanih iz surovih ingotov, samo 3,0 do 3,2 % teže valjancev. Z namenom, da bi ugotovili vzroke doseženih rezultatov raziskav vpliva čiščenja ingotov na plastičnost Cr-Ni avstenitnih jekel, smo raziskali plastičnost s torzijskim poizkusom v vročem na vzorcih zunanje in prehodne plasti ter jedra, prečnega preseka 2 t ingotov. Za primerjavo so izdelane tudi preiskave plastičnosti na vzorcih pred-kovanega jekla. Pri vseh raziskanih talinah je ugotovljeno, da imata zunanji coni, oznake Z-l in Z-2 približno enaki predelovalnosti, prav tako tudi prehodni in Tabela 8 št. vtika Dimenzija valjanca v mm Presek v mm Redukcija višine Absolutna Relativna Redukcija preseka Absolutna Relativna Temperatura v °C Debelina Širina v mm v % v mm v % 0 740 740 — — — — — 1170 1 488 740 361120 — — — — — 2 470 750 352500 18 3,7 8620 2,4 — 3 451 755 340505 19 4,0 11995 3,4 — 4 433 760 329080 18 4,0 11425 3,4 — 5 423 765 323595 10 2,3 5485 1,7 — 6 406 770 312620 17 4,0 10975 3,4 — 7* 758 410 310780 12 1,6 1840 0,6 — 8 719 415 298385 39 5,1 12395 4,0 — 9 690 420 289800 29 4,0 8585 2,9 1140 10 670 425 284750 20 2,9 5050 1,7 — 11* 409 672 274848 16 3,8 9902 3,4 — 12 389 675 262575 20 4,9 12273 4,4 — 13 372 677 251844 17 4,4 10731 4,1 — 14 352 680 239360 20 5,4 12484 5,0 — 15 329 683 244707 23 6,5 14653 6,1 1110 Opomba: * — obračanje valjanca jedro ingota, vendar je predelovalnost teh za približno 30 % slabša od zunanjih con. Predelovalnost jekla v kovanem stanju je največja in če jo ovrednotimo z indeksom 100, so indeksi predelo-valnosti posameznih con naslednji: — kovano stanje..........100 — lito stanje — zunanja plast (coni Z-l in Z-2).........63 — lito stanje — prehodna plast (coni P-l in P-2).........40 — lito stanje — jedro ingota (cona J-l) . 40 Navedeni odnosi predelovalnosti posameznih plasti, oziroma con so približno enaki pri vseh raziskanih talinah in v celotnem temperaturnem območju plastične predelave. Z raziskavami plastičnosti in porazdelitve vsebnosti alfa faze posameznih plasti prečnega preseka ingota je ugotovljeno, da ima zunanja plast ingota največjo plastičnost in najmanjšo vsebnost alfa faze. S struženjem — čiščenjem ingotov odstranimo plast z največjo plastičnostjo, od katere je odvisna predelovalna sposobnost jekla. Na osnovi navedenih raziskav je ugotovljeno, da čiščenje ingotov negativno vpliva na predelovalnost Cr-Ni avstenitnih jekel. Cr-Ni avstenitna jekla so zaradi svojih lastnosti in slabe prevodnosti toplote (toplotno pre-vodnostno število pri 100° C je ca. 14, pri 600° C je ca. 20 kcal/m, h, °C) pri brušenju zelo občutljiva, lahko se pojavijo brusilne razpoke. Iz tega razloga je potrebno Cr-Ni jekla brusiti z mehkimi brusilnimi sredstvi. Komaj vidne brusilne razpoke, ki nastajajo pri brušenju polproizvodov, so lahko vzrok površinskih napak na končnih proizvodih. Vpliv ohlajanja in dodatkov cepiv Z namenom, da bi ugotovili vpliv ohlajevanja in dodatkov cepiv na plastičnost Cr-Ni avstenitnih jekel smo izdelali poizkusne taline. Od vsake taline je bila ena polovica odlita v kokilo in druga v 600—750° C predgreti peščeni kalup, oziroma je bila ena polovica izdelana brez dodatka cepiva in druga z dodatkom. Za cepivo je bil uporabljen Ce v količini 0,2 % ali B v količini 0,005 % ali Mg v obliki Mg-Al. Iz poskusnih ingotov, oziroma ulitkov so bile izdelani vzorci za torzijski poizkus v vročem, ki je bil izvršen samo pri temperaturi 1150° C. V naslednjem pregledu so navedene značilnosti talin, pogoji litja in povprečja predelovalnosti določena s torzijskim poizkusom: Značaj taline Vrsta kalupa Predelovalnost št. obratov do preloma brez cepiva kokila 3,3—4,5 brez cepiva pesek 2,5—3,0 dodatek Ce kokila 2,1—3,0 dodatek B kokila 0,7—1,6 dodatek Mg kokila 4,0—4,6 Iz navedenega pregleda je razvidno, da dodatek Mg malo izboljša, dodatek Ce poslabša in dodatek B znatno poslabša predelovalnost Cr-Ni avstenitnih jekel. Doseženi rezultati so namreč v nasprotju z dokaj razširjenim mnenjem, da Ce in B izboljšata predelovalnost jekel. Omeniti je pa potrebno članek R. H. Gautsch-a in F. C. Langenberga, ki sta ugotovila, da redke zemlje (Cer, Lantan in Miš-metal) nimajo nobenega vpliva na velikost kristalnih zrn in strukturo Cr-Ni jekel8. ZAKLJUČEK Izvršene raziskave potrjujejo, da je za uspešno plastično predelavo Cr-Ni avstenitnih jekel potrebno izpolniti naslednje pogoje: — Kemijska sestava jekla mora biti takšna, da ima jeklo v litem stanju maksimalno 15 % alfa faze. To zahtevo dosežemo s tem, da je v končni kemijski sestavi jekla razmerje vsebnosti (Cr -f Mo):Ni < 1,85 in Ti:C < 5. — Ogrevanje Cr-Ni avstenitnih jekel mora biti izvršeno izven območja kritičnih temperatur povečanja vsebnosti alfa faze, v atmosferi z minimalno vsebnostjo S in pod pogoji, da se raztopijo karbidi. Te zahteve dosežemo z ogrevanjem na začetno temperaturo valjanja 1180—1230° C v času, ki je odvisen od vsebnosti alfa faze v litem stanju jekla. — Če je jeklo namenjeno za nadaljno plastično predelavo v hladnem ali varjenje brez naknadne termične obdelave, se priporoča uporaba Cr-Ni avstenitnega jekla, stabiliziranega z Nb. — če Cr-Ni avstenitno jeklo ni namenjeno za naknadno plastično predelavo v hladnem ali varjenje brez naknadne termične obdelave, se priporoča uporaba Cr-Ni avstenitnega jekla, stabiliziranega s Ti. — če proces proizvodnje omogoča brez povečanja proizvodnih stroškov proizvodnjo Cr-Ni jekel z vsebnostjo C pod 0,05 °/o, tedaj za doseganje medkristalne korozijske obstojnosti ni potrebno dodajati stabilizatorjev, kot so Nb, Ti ali Ta. Literatura 1. Židek M., Vliv faze alfa na podminky valcovani nereza-vejicich austenitickych oceli za tepla, Hutnicke listy 1965, št. 9, stran 637—644. 2. Zajkov M. A., Režimi deformacii i usilija pri gorjačej prokatke, Sverdlovsk — Metallurgizdat 1960, stran 257—284. 3. Gudcov H. T., M. L. Bernštejna, A. G. Rahštandta, Me-tallovedenie i termičeskaja obrabotka, Moskva, Metallurgizdat 1957, stran 846—881 in 887—916. 4. Masi A., F. Mancini, Relation entre la ferneur end ferrite et la forgea bifite des inoxydables 18-8. Revue de Metal-lurgie, št. 12, 1966, stran 977—985. 5. Rapatz F., Die Edelstahle, Berlin, Springer Verlag 1962, stran 599—607. 6. Ježek, J., P. Humel, J. Reineshova, Untersuchungen zum Formanderungsverhalten von Cr-Ni Stahlen, Neue Hiitte 1967, št. 2, stran 88—91. 7. Zidek, M., Optymalne temperatury plastycznej stali nierdzewnych, Hutnik 1966, št. 2, stran 47—54. 8. R. H. Gautschi, F. C. Langenberg, Transactions of the Metallurgical Society of AIME, February 1960, stran 128—132. ZUSAMMENFASSUNG Die Gruppe der austenitischen Cr-Ni Stahle besteht aus einer Vielzahl verschiedener Stahlsorten so, dass derren Klassifikation nach irgendeinem Standard kaum noch mdglich ist. Es wird bei der Herstellung und Anwendung wegen der vielen Einflussfaktoren noch vielmals die Frage ge-stellt, wie hoch der maximale Kohlenstoffgehalt sein kann und wann den stabilisierten Sorten der Cr-Ni austenitischen Stahlen Vorzug gegeben wird. Austenitische Cr-Ni Stahle mit einem minimalen Kohlenstoffgehalt von 0.03 % sind ambesten korrosions-bestiindig, besonders in dem Fall, wenn nach dem Schwei-ssen die Korrosionsbestandigkeit ohne thermischer Be-handlung gevvahrleistet vverden muss. Die Korrosionsbestandigkeit wird mit wachseridem C Gehalt kleiner wie aus Bild 1 und 2 ersichtlich ist. Fiir das Schweissen der Cr-Ni Stahle ist Lichtbogen-schweissen am besten geeignet, da beim Schweissen nur ein enges Bereich um die Schweissnaht und nur fiir kurze Zeit erwarmt wird. Die durch das Schweissen verursachte Beschadigungen des Gefuges konnen durch eine ent-sprechende thermische Behandlung entfernt werden, was aber nicht immer ausgefiihrt werden kann. Es sollen deshalb folgende Bedingungen erfiillt werden: Kohlenstoffgehalt soli so klein wie moglich sein (0.03 bis 0.05 °/o). Im Verhaltnis zu dem Kohlenstoffgehalt miissen dem Stahl karbidbildende Elemente wie Nb, Ti oder Ta zulegiert werden, um den iiberschiissigen Kohlen-stoff in stabile Verbindungen zu binden. Die grosste Schvvierigkeit bei der Verarbeitung der austenitischen Cr-Ni Stahle sind die charakteristischen Fehler, welche hauptsachlich durch die Zvveiphasenstruk-tur verursacht vverden. Das Auftretten des Zvveiphasen-gefiiges verursachen folgende Einflussfaktoren. Die Fliissigkeitseigenschaften sind charakteristisch fiir die einzelnen Stahlsorten. Von dieser Eigenschaft ist der Giessablauf abhangig und der beeinflusst wieder die Blockoberflache und damit auch die Verformbarkeit. Die Untersuchungen haben ergeben, dass in der ausse-ren Schicht des Blockes der Alphaphasengehalt am klein-sten ist, dass es in das Innere des Blockes zu und gegen den Blockern wieder abnihmt. Eine solche Verteilung der Alphaphase im Blockquerschnitt ist die Folge einer straf-fen Temperaturverteilung in der Abkiihlungszeit des Stahles in der Kokille. Im Bezug auf den charakteristischen Einfluss der chemischen Zusammensetzung auf die Bildung des Zvvei-phasengeftiges in den austenitischen Cr-Ni Stahlen sind im Artikel die Einflussfaktoren einzelner Elemente auf die Alpha oder Gamaphasenbildung angegeben. Ebenso sind die Formeln fiir die Ausrechnung der notigen Gehalte einzelner Elemente fiir ein homogenes austenitisches Ge-fiige, so wie Diagramme fiir die Bestimmung des Alpha bzw. Gemaphasengehaltes in austenitischen Cr Ni Stahlen angegeben. Um eine ausreichende Verformbarkeit zu gewahrleisten ist es notig in der Zeit der Schmelzenherstellung das Legieren einzelner Elemente so zu berechnen, dass in der Endzusammensetzung das Verhaltnis (Cr + Mo) : N < 1.85 und Ti: C < 5 bzvv. Nb : C < 10 ist. Graphische Darstellun-gen dieser Beziehungen sind aus den Bildern 6, 7, 8, 11 und 12 ersichtlich. Die Verformbarkeit der austenitischen Cr-Ni Stahle ist auch im grossen Umfang von der Aufwarmung vor der plastischen Verformung, dass heisst von der Losungsdi-ferenz des Kohlenstoffes mit der Temperatur abhangig, was vom Bild 17 und von der Temperaturabhangigkeit der Alpha-Gama Umwandlung und der Aufvviirmungszeit ersichtlich ist. Die genannten Abhangigkeiten sind in Bildern 19, 20 und 21 dargestellt. Die Untersuchungen iiber den Einfluss der Aufvvarmung auf die Verformbarkeit der Cr-Ni Stahle zeigten, dass die Temperatur und die Auf-warmungszeit so hoch sein miissen, dass die Auflosung der Karbide und des Ferrites im austenitischen Grundge-fiige sicher verlauft. Ausser den genannten Einfliisse beeinflusst die Verformbarkeit der austenitischen Cr-Ni Stahle die Ofen-atmosphare und das Putzen der Blocke. Wegen der grossen Affinitat des Nickels zum Schwef-fel, diffundiert das Schweffel aus der Ofenatmosphare in der Aufwarmezeit auf den Austenitkorngrenzen (siehe Bild 22) und vermindert damit die Verformbarkeit. Durch die Untersuchungen iiber die Plastizitatseigen-schaften und die Ouerschnittverteilung der Alphaphase im Block ist festgestellt vvorden, dass der kleinste Alphaphasengehalt in der ausseren Schicht des Blockes ist. Durch der Blocke wird die aussere Schicht mit dem kleinsten Alphaphasengehalt bzw. mit der besten Verformbarkeit entfernt. Auf diese Weise wird die Verformbarkeit der austenitischen Cr Ni Stahle durch das Putzen negativ beeinflusst. Wegen des charakteristischen Gussgefiiges der Cr-Ni austenitischen Stahle mit kleinster Verformbarkeit miissen beim Walzen der Blocke die Abnahmen in den ersten Stichen nur klein sein. Es ist soeben wichtig um eine gleichmassige Zerstorung des Gussgefiiges zu erreichen, dass die Blocke nach jedem oder mindestens jedem zweiten Stich gekantet werden. SUMMARY Numerous steel types compose the group of Cr-Ni austenitic steels in technics so that their classification by any standard is hardly possible. In production and use of these steels often doubt arises which is the limited carbon content or vvhen stabilized Cr-Ni austenitic steels have preferance. Cr-Ni austenitic steels with minimal carbon content, i. e. about 0.3 °/o, are the most resistant against corrosion especially when good corrosion resistance vvithout addi-tional heat treatment is demanded after \velding. Corrosion resistance of these steels is reduced by inereased carbon content as seen in Figs. 1 and 2. Electrovvelding is the most suitable for Cr-Ni steels because only narrovv region of material along the vveld is heated and stili for only a short time. Structure damages caused by vvelding can be eliminated by corresponding heat treatment vvhich is not always feasible. Therefore the following conciitions must be fulfilled: — carbon content should be the lowest (0.03 to 0.05 °/o) — depending on carbon content elements as Cb, Ti or Ta should be added to bond excessive carbon in more stable compounds as they are formed by chromium. Main problem in working Cr-Ni austenitic steels are characteristic defects often caused by two-phase structure. Causes of the formation of the two-phase structure are follovving: Fluidity is the characteristic property of single steels, and it is important in casting vvhich has direct influence on the obtained ingot surface and indirectly influences the vvorking. Investigations shovved that content of the alpha phase is the lovvest in the surface layer then it increases invvards but in the center of the ingot it is again reduced. Such distribution of alpha phase on the transverse ingot cross section is caused by the temperature distribution during cooling of the ingot in the mould. To make clear the influence of chemical composition on the formation of the tvvo-phase structure the influence of single elements on the formation of alpha or gama phase in the Cr-Ni austenitic steels are discribed in the paper. Also expressions are cited enabling the calculation of necessary contents of single elements in order to obtain homogeneous austenitic structure, and diagrams for deter-mination of alpha or gama phase content in Cr-Ni austenitic steels are given. In order to achieve satisfactorial vvorking some elements must be alloved to the melt so that fina! steel vvill contain: (Cr Mo) : Ni < 1.85, and Ti : C < 5 or Cb : C < 10. The cited relations are plotted in Figs. 6, 7, 8, 11, and 12. Formability of Cr-Ni steels also depends a great deal on the way of heating before vvorking, i. e. on the change of solubility of C or carbides vvith temperature vvhich is shovvn in Fig. 17, and on temperature and time dependance of transition of alpha phase into gama phase. These relations are given in Figs. 19, 20, and 21. Investigations of the influence of heating on the workabi!ity of Cr-Ni austenitic steels shovved that temperature and time of heating Cr-Ni austenitic steels must enable dissolution of carbides, and also dissolution of ferrite in austenitic matrix to a desired degree. Beside the previously cited conditions also furnace atmosphere during soaking, and cleaning of ingots has influence on the workability of Cr-Ni austenitic steels. Due to high afinity of nickel to sulphur the latter diffuses from the furnace atmosphere into steel along the boundaries of austenitic grains, as shovvn in Fig. 22, vvhich reduces workability of steel. Investigations of plasticity and distribution of alpha phase in transverse ingot cross section shovved that the smallest content of alpha phase is in the surface layer of the ingot. By cleaning ingots this layer vvhich has the best workability is removed. Therefore cleaning of ingots have negative influence on the workability of Cr-Ni austenitic steels. Because of characteristic structure of čast Cr-Ni austenitic steels vvith lovv plasticity the reductions in the first passes of rolling ingots must be very small. To destroy uniformly the čast structure ingots must be turned over after each or each second pass. 3AKAIOTEHHE B rpynne Cr-Ni aycTeHHTHbix CTaAen TaKoe SoAbinoe koahhcctbo, *rro hx KAaccn4>ifKai^Hfl no ah6o kzikomy craHAapTy no^TH hgbo3mo2k-Ha. b3hb bo BHHMaHHe ycaobhh npOH3BOACTBa h nOTpeČAeHHe 3thx coptob CTaAH, nacTO HacTynaeT 3aTpyAHeHne bcacactbhh 6oAbinora KOAHHeCTBa <|>aKTOpOB OT KOTOptIX, hto KOCaeTCH ynOTpe6AeHHfl, 3a-bhcht AonycTHMoe coAepzcaHiie yrAepoAa a TaK^ce, KorAa hy>kho AaTb npeHMymecTBO cTaSnAbHhiM copTaM sto j rpynnbi CTaAeii. AycTeHHTHbie Cr-Ni CTaAH c MHHHMaAbHbiM C0Aep>KaHHeM yrAe-poAa npnGA. npn 0.30 °/o noKa3biBaK)T caMyio AyHinyio Koppo3neycTon- HHBOCTb, B OCOČeHHOCTH KOrAa STO CBOHCTBO He06x0AHM0 TpečyeTCH coxpaHHTb nocAe CBapnBaHHH 6e3 AonoAHHTeAbHoii TepMiraecKOH 06-paČOTKH. K0pp03HeyCT0HHHB0CTb STHX CTaA6H yMeHbinaeTCJi c nOBbl-iiieHHeM coAep^caHiia yrAepoAa o mSm yica3aHO Ha pnc. 1 n 2. CBapHBaHne Cr-Ni aycTeHHTHbix CTaAeii BbinoAHaeTCH Aynme Bcero 3AeKTpo-AyroBoii CBapKoft, TaK KaK npn stom cnocoSe HarpeBaeTCH toaj>ko BecbMa y3Kaa oSAacT MaTepnHAa h tomy Ha oneHb kopotkhh npoMe2KyroK BpeMHHH. noBpe^cAeHiie CTpyKTypbi Maccbi CTaAH bcacactbhh CBapHBaHHH mo^KHO OTCTpaHHTb OTBeMaiOIUeH TepMHMeCKOH 06pa60TK0H, HO KOTOpyiO HaCTO HeT B03M0>KH0CTH BbinOAHHTb. Ilo-3TOMy he06x0ahm0 caSAioAaTb coaep>kahhe yrAepoAa KOTopoe aoajkho SbiTb neM HH>Ke, b rpaHnnax 0.3—0.5 %. KpoMe STora, b 3aBHCHM0CTH oa coAep>KaHHa yrAepoAa, Heo(5xoAHMa AoSaBKa OAHora h3 sacmchtob Hnp: Nb, Ti hah Ta, K0T0pwe h36bitohhbin yraepoa bh>kyt b 6oAee ctasnabhbie coeahhenhh nem sto bo3mo>kho noaynhtb c aosabkon SAeMeHTa xpoMa. TAaBHoe 3aTpyAHeHHe aah noAyneHHH xoponion o6pa6aTbiBae-mocth Cr-Ni aycTeHHTHAax CTaAen npeAeraBAHeT hx AByx 4>a3Han CTpyKTypa KaK nocaeactbhe <$>ayhahocth hek0t0pbix coptob. Ot a 4>a3bi HH^ce Bcero b caohx npH n0BepxH0CTH CAHTKa; yBeAHHHBaeTCH nocTeneHno k BHyTpeHHOCTH, a b npeAeAax HApa CHOBa yMeHbiuaeTCH. Taicoe pa3-MemeHHe aAbtJja 4>a3bi no nonepenHOM pa3pe3y CAHTKa nacTynaeT bcacactbhh TyrocTH pacnpeAeAeHHH TenAa bo BpeMH oxAa>KAeHHH CTaAH B H3AO^CHHnaX. B CTaTbe paccMOTpeHbi bahhhhh OTAeAbHbix XHMimecKHx sacmch-tob Ha o6pa3QBaHHe aAb^ja 4>a3bi a TaK>Ke raMMa <|>a3bi; bahhhhc xHMHnecKora cocTaBa Ha 06pa30BaHHe AByx-4>a30B0n cTpyKTypbi; npn-BeAGHbi (popAiyAhi aah pa3vera coAepacaHHH OTAeAHbix sacmeiiTOB c neAbio, MToSbi noAyMHTb roMoreHHyio ayCTeHHTHyio cTpyKTypy. npiiBe-AeHbi h paccMOTpeHbi AnarpaMMbi aah onpeACAeH h h aAb^>a h ramma 4>a3 b 3toh rpynne CTaAH. C ueAbio htočm stot copT ctaah yaobactbopha tpe6oBamiHM no o6pa6aTbiBaexiocTH, bo BpeM% iisfotobaciihh pac-iiaaba heo6xoahma aosabka HeK0T0pbix sacmchtob tak hio6bi okoh-*iaTeAbHbiH xHMHHecKHH cocTaB CTaAH OTBenaA OTHOineHHiiM: (Cr + + Mo) : Ni < 1.85; Ti : C < 5 h Nb : C < 10. Tpa^iraeckh sth otho-memia npHBeAeHbi b pwcyHKax 6, 7, 8, 11, n 12. CnocooHocTb k o6pa-Sotkh Cr-Ni ctaaen 3aBHCHT takjke ot cnoco6a HarpeBa nepeA nAac-thhhoh nepepaSoTKH, t. e. ot h3mehehha pacTBOpHMOcTH yraepoaa, cooTBeTCTBeHo KapSnAOB h 3aBHCHMOCTH ot TeMnepaTypbi, Ha hto yKa3aHO Ha pnc. 17. IIpHBeAeHa TaK^ce 3aBHCHMOCTb aAb(pa h raMMa Ke ra3006pa3HaH aTMoc^epa b nenH HarpeBa cahtkob h hx 3aqncTKa. Bcacactbhh BbicoKora cpoACTBa Ni k S, cepa bo BpeMH HarpeBaHHa AH4)4)yHAHpyeT no rpaHHnax 3epeH aycTeHHTa b CTaAb h yMeHbiuaeT cn0C06H0CTb k o6pa6oTKH, KaK sto yKa3aHO Ha pnc. 22. HccAeAOBaHHeM nAaCTHHHOCTH B 3aBHCHMOCTH OT pacnpeAeAeHHH aAb(J>a 4>a3bi b nonpeHnoM pa3pe3e CAHTKa ycTaH0BAeH0, KaK sto ynoMHHyTo y>Ke Bbirne, hto MeHbrne Bcero aAba (J>a3bi b noBepx-HOCTHOM CAOe CAHTKa. TaK KaK OHHCTKOH yAaAHK)t 3tot CAOH, to mo>KHO YTBepAHTb, mto MexaHHHeCKafl OHHCTKa CAHTKOB ayCTeHHTHbIX Cr-Ni CTaAen He cnoco6cTByeT k YAYxnneHHio o6pa6aTbiBaeMocTH a Hao6pa6oT yMeHbinaeT ee. BcAeACTBHH xapaKTepHOH CTpyKTypbi pacnAaBa Tex coptob aycTe-HHTHbIX CTaAeH KOTOpbie HMeiOT HH3KyiO nAaCTHHHOCTb, o6>KaTHe HanaAbHbix npeKycKOB bo BpeMH nx npoKaTKH aoa^kho 6bTb mhhh-MaAbHoe. TaioKe naAa B3HTb bo BHHMaHHe pa3pymeHne ahtoh CTpyKTypbi: oho aoahcho nponcxoAHTb paBHOMepHO n, n03T0My bo BpeMH npoKaTKH, 3aroTOBKH HaAo noBopanHBaTb nocAe Ka>KA,ora hah Ka>KAora BTopora nponycKa. Dr. Franc Vodopivec, dipl. inž. Boško Ralič, Metalurški inštitut Ljubljana DK: 620.18 : 669.14 ASM/SLA: M21c,e; Nq-69 Nekatere pripombe k indentifikaciji in sestavi nekovinskih vključkov v jeklih Opis povezave med videzom vključkov oksid-nega tipa v metalografskem mikroskopu in njihovo realno sestavo, določeno s površinsko analizo v elektronskem mikroanalizatorju; zanesljivost optične identifikacije na osnovi barve, oblike, prosojnosti in ponašanja v polarizirani svetlobi; zna-čilnoti analize na elektronskem mikroanalizatorju, predvsem geometrična ločljivost in napake pri analizi majhnih nekovinskih vključkov in demonstracija heterogenosti v setavi mikroskopskih ne-kovinkih vključkov alumosilikatnega porekla. Naše izkušnje in izkušnje, katere povzemamo iz tujih strokovnih publikacij, kažejo, da je elektronski mikroanalizator sedanje najboljše orodje za določitev resnične sestave nekovinskih vključkov v jeklih. Na osnovi rezultatov analiz v elektronskem mikroanaliaztorju je bilo potrebno spremeniti nekatere nazore o nekovinskih vključkih, ki so bili osnovani na rezultatih analiz po drugih metodah. V tem sestavku želimo pokazati na osnovi naših eksperimentalnih rezultatov in na primerih, kate- Priloga 1* Zraščen vključek v valjanem jeklu: osnova manganovega alumosilikata z zrni aluminijevega oksida in manganovega sulfida * Na tej in na naslednjih prilogah pomenijo: M — mikroposnetek; MP — mikroposnetek pod dvakrat prekrii-žanima nikoloma; E, ES — elektronski posnetek sestave, ET — elektronski posnetek topografije; Al, Mn, Si — specifični X posnetki za Al, Mn in Si. re smo povzeli iz strokovnega tiska, možnosti mikroanalizatorja za analizo vključkov in na primerih pokazati kolikšna je zanesljivost mikroskopske določitve narave nekovinskih vključkov. V prispevku uporabljamo metode za analize, katere smo opisali v že objavljenem delu1. Praktični primeri v sestavku so vzeti iz analiz, katere smo na Metalurškem inštitutu opravili za slovenske železarne in preiskav, katere smo opravili s pomočjo sredstev Udruženja Jugoslovenskih željezara Beograd. 1. Sestava nekovinskih vključkov in njihov videz v metalografskem mikroskopu Geometrična ločljivost je pri analizi nekovinskih vključkov v elektronskem mikroanalizatorju bolj važna kot koncentracijska občutljivost. Praksa kaže, da nimamo praktično nikdar opravka z vključki, v katerih bi bile vsebnosti sestavnih elementov ali nečistoč tako nizke (pod 0,1 %), da bi nastale težave pri analizi na elektronskem mikroanalizatorju. Naše izkušnje kažejo, da so vsebnosti primesi praktično vedno nad 1 %. Pač pa so pogosto vključki tako majhni, ali pa so tako majhni njihovi sestavni deli, da so na meji geometrične ločljivosti elektronskega mikroanalizatorja. Na mikroposnetku na prilogi 1 vidimo pri povečavi 500 X v sivi osnovi* drobne svetlejše lamele, katerih širina v ravnini obruska na posnetku je ca. 0,5 mm ali v naravi 0,001 mm. Te lamele še razločimo na elektronskem posnetku, ki je bil posnet pri povečavi 600 X in tudi na specifičnih X posnetkih za mangan in žveplo. Primerjava posnetkov površinske analize pokaže, da so lamele manganov sulfid, temnejša siva zrna so vključki aluminijevega oksida, osnova pa je manganov alu-mosilikat, ki vsebuje nekaj železa. Lahko torej trdimo, da je s površinsko analizo mogoče v elektronskem mikroanalizatorju razločiti nekovinske vključke z linearno dimenzijo 0,001 mm v ravnini opazovanja. Metalograf oceni tip nekovinskih vključkov na osnovi oblike in barve. Če je v dvomu si pomaga še s polarizirano svetlobo in mikrotrdoto. Analize v elektronskem mikroanalizatorju pa kažejo, da oblika in barva nista zanesljiva kriterija za identifikacijo, prav tako ni zanesljivo ponašanje pri opazovanju pod navzkrižnimi nikoli. Na primer vključke aluminijevega oksida vidimo v obruskih litega jekla lahko kot siva zrna, ki pokažejo ali ne notranje odseve pri opazovanju pod navzkrižnimi nikoli, ali pa kot kroglice (priloga 2), ki pokažejo pod navzkrižnimi nikoli odseve ali celo značilni križ. O tem več nekoliko dalje. Zelo pogosto so vključki aluminijevega oksida zraščeni z vključki manganovega sulfida. * Vse oznake o barvi veljajo za opazovanje v metalografskem mikroskopu z uporabo zelenega filtra in obvestitve z navadno žarnico. M MP E 0 Al Mn Si Fe Priloga 2 Okrogli vključki aluminijevega oksida in zrnati vključki, ki vsebujejo okside aluminija, mangana in silicija v litem jeklu V valjanem jeklu imajo nezraščeni vključki aluminijevega oksida navadno ostre robove, so sive barve in nastopajo v skupinah ali nizih, ki so potegnjeni v smeri valjanja. Vključki so bolj ali manj prosojni ter dajo različen odsev pri opazovanju pod navzkrižnimi nikoli (priloga 3). Večinoma imajo zrnato obliko, najdejo pa se tudi krogličasti vključki (priloga 4). V močno onečiščenih jeklih so lahko vključki aluminijevega oksida zbrani v večjih skupkih, ki so bolj ali manj sploščeni. Posamezna zrna v takih skupkih so slabo zraščena, zato se odluščijo pri pripravi obruskov. Cesto so posamezna zrna v zra-ščenih tvorbah na obruskih močno reliefna in imajo modrikast odtenek. Vključki mangan-železovega silikata so v litem jeklu, sive barve, okrogle oblike in več ali manj prosojni (priloga 5). Zelo redko so alumosilikatni vključki prozorni. Pri opazovanju pod navzkrižnimi nikoli pokažejo značilen križ tem jasneje, čim bolj so prosojni ali prozorni, čisti aluminijev sili-kat ne pokaže križa, čeprav je prozoren. Križ pa ni značilen samo za alumosilikate, marveč ga dobimo lahko tudi na vključkih aluminijevega oksida (prilogi 2 in 3), ki lahko vsebujejo do 2 % mangana in podobno železa in so krogličaste ali zaoblje- M MP E Al Mn 5 Fe Priloga 3 Vključki aluminijevega oksida v valjanem jeklu M MP E5 Al Si Mn S Fe Priloga 4 Okrogli in zrnati vključki manganovega oksida ter vključki manganovega sulfida v valjanem jeklu ; -* ; . i fi- stj ijl 5OM .*>M ^ A * W , . f • • . •■ t . : - .-f - ■ .s : V ::: * # g M ES Al MP Ca Mg Si Mn Priloga 5 Okrogla vključka v litem jeklu; manganov alumosiiikat, ki vsebuje kalcij in sled magnezija ter aluminijev silikat, ki vsebuje sled mangana in kalcija Priloga 6 Okrogel vključek manganovega alumosilikata, ki vsebuje žveplo, obdan z drobnimi vključki sulfidne narave v litem jeklu Priloga 7 Zraščen vključek v litem jeklu, osnova je manganov alumosilikat, ki vsebuje sled kalcija in žvepla, zrastek je zrno aluminijevega oksida ne oblike. Teh dveh elementov ne najdemo v zrnatih vključkih aluminijevega oksida. Razlika v obliki in sestavi je dokaz za različno poreklo vključkov. Očitno je namreč, da so bili zaobljeni vključki staljeni v staljenem jeklu in da so s kristalizacijo iz taline dobili značilno teksturo, katere znak je križ pri opazovanju v mikroskopu pod navzkrižnimi nikoli. V optično izotropnih in homogenih vključkih manganovega alumosilikata, ki so bili temno-sive barve in neprosojni smo našli tudi kalcij in magnezij ter celo žveplo (priloga 5). Po videzu v metalografskem mikroskopu in po rezultatih analize v elektronskem mikroanalizatorju ni mogoče razločiti kako je žveplo vgrajeno v vključek. Malo se nam zdi verjetno, da bi bilo raztopljeno v manganovem alumosilikatu, verjetneje so taki vključki fino dispergirana zmes oksidne sestavine in manganovega sulfida. Cesto so vključki manganovega alumosilikata zraščeni s poligonalnimi zrni aluminijevega oksida (priloga 7). Tudi v valjanem jeklu pri našem delu še nismo naleteli na čiste manganove silikate, marveč le na manganove alumosilikate in redko na vključke aluminijevega silikata, ki ohranijo krogličasto ali zrnato obliko iz litega jekla tudi v valjenem jeklu (priloga 8) ter so često obdani še z manganovim sulfidom. V alumosilikatih je tudi železo, vendar je njegova vsebnost približno 10-krat nižja od vsebnosti mangana, zato jih označujemo kot manganove alumosilikate. So temno sive barve in slabo prosojni. Pri opazovanju pod navzkrižnimi nikoli pokažejo le bolj ali manj intenziven odsev, pogosto pa ostanejo temni (priloga 9). Imajo značilno razpoteg-njeno obliko z nitastimi podaljški in so pri isti stopnji vroče predelave in isti vsebnosti železa in mangana tem tanjši čimveč je v njih silicija in čim manj aluminija. Po obliki jih je v nekaterih primerih mogoče zamenjati s sulfidnimi vključki, vendar se eni od drugih zelo jasno ločijo po barvi, saj imajo sulfidi vedno značilno golobje sivo barvo. Zelo pogosto so vključki manganovega alumosilikata zraščeni z vključki manganovega sulfida. V litem jeklu so vključki kalcijevega aluminata lahko v obliki bolj ali manj prosojnih ali celo prozornih lamel (priloga 10) ali zrn, katera po videzu m Priloga 8 Krogličast vključek, zrno aluminijevega silikata, obdano z manganovim sulfidom Priloga 9 Temno sivi vključki plastičnega manganovega alumosilikata in svetlo sivi vključki manganovega sulfida v mikroskopu težko ločimo od vključkov aluminijevega oksida (priloga 11). Po Salterju in Picke-ringu2 nastaja v jeklu za kroglične ležaje v obliki lamel aluminat CA06A1203, ki ima najvišje tališče od vseh spojin obeh oksidov. Pri našem delu smo zelo redko naleteli na kristalaste vključke kalcijevega aluminata. Pogostejši so krogličasti vključki, ki vsebujejo kalcij. Pogosto ima oksidna notranjost takih vključkov, ki je sive barve in ima pod navzkrižnimi nikoli rumen odsev, obod sulfidne narave, kjer je žveplo vezano s kalcijem ali manganom (prilogi 12 in 13). Značilna za take vključke je drobno nagubana površina, kar jih loči od kro-gličastih vključkov aluminijevega oksida, manganovega alumosilikata in aluminijevega silikata. Taki aluminati so verjetno steklasti in po sestavi ne ustrezajo nobeni definirani stehiometrični spojini. čiste steklaste vključke najdemo redko, česti pa so aluminatni vključki, ki so zraščeni z zrni aluminijevega oksida, zrni aluminatov z več alumi- Priloga 12 Vključek kalcijevega aluminata steklaste narave obdan z vencem kalcijevega oksida. V aluminatu je sled magnezija in aluminija Priloga 10 Okrogli vključki aluminijevega oksida in zrna kalcijevega aluminata Priloga 11 Zrnati vključki aluminijevega oksida in kalcijevega aluminata v litem jeklu Priloga 14 Vključek kalcijevega aluminata z zrnom magnezijevega aluminata in obdan z vencem kalcijevega Priloga 13 Vključek sestavljen iz različnih kalcijevih aluminatov, zraščen z zrni aluminijevega silikata in obdar z vencem kalcijevega sulfida nija (priloga 13), redko pa zraščeni z zrni magnezijevega oksida ali magnezijevega aluminata (priloga 14). Najpogosteje pa so v aluminatnem steklu zrna aluminatov z več aluminijevega oksida, ki so kristalizirana in imajo višje tališče ter so najverjetneje definirane spojine. Okrogli vključki kalcijevega aluminata so manj plastični od po obliki podobnih vključkov manganovega alumosilikata, zato se pri valjanju le malo deformirajo in dobijo ovalno obliko (prilogi 15 in 16) ali pa se zdrobijo v nize zrn, ki se po barvi in obliki ne razlikujejo od vključkov aluminijevega oksida (priloga 17). Taki vključki pogosto vsebujejo tudi magnezij. Z razliko od vključkov aluminijevega oksida imajo kdaj pa kdaj rahlo ovalno ali drobno nagubano površino (priloga 18). V valjanem jeklu se vključki kalcijevega aluminata v večjih skupkih slabo držijo skupaj, zato se posamezna zrna luščijo pri pripravi obruskov. Vključki manganovega aluminata (galaksita) so redki. V litem jeklu imajo okroglasto obliko in heterogen videz. Pogosto so obdani s plaščem aluminijevega oksida (priloga 19), kar je znak da je vključek reagiral z aluminijem v talini. Vključke galaksita najdemo v valjanih jeklih redko. Pri opazovanju v mikroskopu so podobni kot vključki aluminijevega oksida, le da imajo rjav odtenek (priloga 20). V nerjavnih jeklih najdemo podobne vključke galaksita, v katerih pa je del aluminija izomorfno nadomeščen s kromom (priloga 21). 2. Kvantitativna analiza nekovinskih vključkov Omenili smo že možnost, da je v nekovinskih vključkih manganovega alumosilikata dispergirana tudi sulfidna faza. Razumljivo je, da sestave takih vključkov ni mogoče določiti po nobeni metodi razen z »in situ« analizo na elektronskem mikro-analizatorju. Vse metode, ki slonijo na izolaciji vključkov, dajo namreč le poprečno sestavo, rezultati rentgenske analize pa nam odkrijejo posamezne faze, ne povedo pa ničesar o tem kako so faze med seboj povezane. HM«i»I......i I Priloga 15 Vključek kalcijevega aluminata v valjanem jeklu Po obodu vključka so sulfidna zrna M ES Al Ca Mn 0 S Si »V - , Priloga 16 Vključki kalcijevega aluminata, zraščeni z zrni aluminijevega silikata in sulfidnim vencem Priloga 18 Niz vključkov aluminijevega oksida in kalcijevega aluminata M E 0 Al Mn Si Fe S M ES 0 Al Mn Cr Priloga 20 Skupina vključkov aluminijevega oksida in galaksita Priloga 19 Večji vključek, sestavljen iz galaksitne notranjosti z zrni aluminijevega silikata in obdan z vencem aluminijevega oksida Enofazni vključki, na primer zrna aluminijevega oksida, imajo po vsej prostornini enako sestavo. Vprašanje pa je, če je sestava vključkov povsod enaka, če vsebujejo majhne primesi drugih elementov, na primer mangana, kalcija in magnezija. Priloga 21 Niz vključkov galaksita v nerjavnem jeklu Najlažje je odkriti heterogenost v sestavi na alu-mosilikatnih vključkih. Za primer, ki naj pokaže analitske možnosti elektronskega mikroanalizator-ja in demonstrira mikroheterogenost vključkov smo izbrali vključek na prilogi 22, to je vključek sestavljen iz osnove manganovega alumosilikata in zrastkov manganovega sulfida. Poglejmo najprej kakšna je napaka pri analizi tako majhnih vključkov na elektronskem mikro-analizatorju. Na sliki 1 prikazujemo profile koncentracije, ki so bili posneti pri petih zaporednih prehodih čez isto mesto. Tri serije takih meritev so pokazale, da so odstopanja intenzitete na istih mestih manjša od 2 % od srednje vrednosti, razlike med najnižjo in najvišjo vrednostjo intenzitete za oba elementa pa manjše od 4 %. Pri absolutnih koncentracijah 5 % Al in 20 % Si, kolikor imamo na- M E 0 Mn Si Al Fe S Priloga 22 Vključek manganovega silikata, zraščen z zrni manganovega sulfida vadno v vključkih manganovega aluminata, so torej razlike med najvišjo in najnižjo vrednostjo 0,2 % pri Al in 0,8 % pri Si, kar je zadovoljiva natančnost, tudi če presojamo s stališča drugih načinov analize. Pri standardnem delu pa cenimo, da so odstopanja pri analizi večja in razlike popolnoma zanesljive tedaj, ko odstopajo več od 10 % od povprečja, na primer manjše od 4,5 % in večje od 5,5 % za Al in manjše od 18 % in večje od 22 % za Si. Tudi te tolerance so zadovoljive s stališča mikrokemijske analize nekovinskih vključkov. Predno preidemo na prikaz mikroheterogenosti posameznih vključkov še nekaj o tem kako na natančnost analize na elektronskem mikroanalizatorju vpliva velikost vključkov v ravnini obruska. Elektroni z energijo 20 k V lahko vzbujajo v alumo-silikatnem vključku X žarke do globine 0,0029 mm za aluminij, 0,00285 mm za silicij, 0,0025 mm za mangan in 0,00245 mm za železo. Če je globina vključka manjša, potem ne dobimo pravih vrednosti za kvantitativno analizo, kajti elektroni prodirajo skozi vključek, vzbujajo jekleno osnovo in intenzitete rentgenskih žarkov za posamezne elemente ni mogoče primerjati z intenzitetami, katero v istih pogojih izmerimo na masivnih standardih. Vemo pa, da določimo kvantitativno sestavo prav s primerjavo obeh intenzitet. Na srečo imata aluminij in silicij podoben koeficient za absorbcijo rentgenskih žarkov v alumosilikatih. Zaradi tega lahko v prvem približku smatramo, da je razmerje AL : Si konstantno ne glede na to, ali elektroni prodirajo skozi vključek ali pa se X žarki obeh elementov ustvarjajo samo v vključku. Ta predpostavka je dovoljena, ker je vsebnost obeh elementov v jekleni matici zanemarljivo majhna v primerjavi z njuno vsebnostjo v vključkih. r ^JJ 10 jj J Si Al Slika 1 Profil koncentracije za Al in Si pri 5 zaporednih prehodih po isti črti čez vključek na prilogi 22 Profile koncentracije, katere smo določili na petih različnih mestih preje omenjenega vključka kaže slika 2. Analiza krivulj kaže, da se spreminja razmerje intenzitet X žarkov: Si: Al, ki je po primerjavi s standardi sorazmerno s koncentracijami obeh elementov, med 0,31 in 0,47, kar je ± 20 % od povprečja. V istem vključku niha razmerje Mn0/Si02 + A1203 med 0,36 in 0,52 oz. ± 22 % od srednje vrednosti. Eno in drugo odstopanje je mnogo večje kot preje omenjeno analitsko odstopanje in je dokaz, da mikroskopski vključki nimajo enake sestave po celi prostornini in da je mikroanalizator zadosti fino orodje, da je mogoče ugotoviti razlike v koncentraciji v tako majhni prostornini. Sistematično smo analizirali samo en vključek, ni pa razloga, da bi bili drugi alumosilikatni vključki bolj enakomerni. Zato smatramo, da je pri navajanju sestave potrebno navesti interval vsebnosti posameznih elementov, ne pa poprečno sestavo. Tudi bo razumljiva trditev, da je problematična razlaga pomena poprečne sestave, katero daje analiza vključkov, ki so bili izolirani iz jekla in analizirani po klasičnih mikrokemijskih metodah. Ji i J 10fj S/\ 4/. vključki, ki dajejo enake difrakcijske diagrame rentgenskih žarkov in pripadajo zato isti mineralni spojini. V tabeli 1 navajamo nekaj takih spojin po Salterju in Pickeringu ter Kiesslingu in Lan- gejiP, Tabela 1 — Sestava mineralnih faz v nekovinskih vključkih Faza Teoretična sestava Praktične meritve Galaksit Mn0Al203 59 % MnO 41 % AI2O3 35 do 66 0/0 65 do 34 °/o MnO AI2O3 Spessartit 3Mn0Al203Si02 43 % MnO 36 % Si02 21 % AI2O3 37 do 46 °/o 30 do 45 % 13 do 19 % MnO Si02 AI2O3 CaO 2AI2O3 79 °/o AI2O3 78 do 89 % AI2O3 CaO AI2O3 65 % AI2O3 58 do 75 % AI2O3 MgO AI2O3 71,5 0/0 AI2O3 do 90 % AI2O3 Slika 2 Profil koncentracije za Al in Si pri prehodih na 5 različnih mestih preko vključka na prilogi 22 Na voljo imamo še en dokaz za heterogenost v sestavi vključkov manganovega alumosilikata. V jeklu, v katerem smo našli vključek na prilogi 22 in katerega smo sistematično analizirali, smo analizirali še 17 vključkov, ki so bili v ravnini obruska širši od 0,005 mm. V njih smo določili maksimalne vsebnosti silicija, aluminija in mangana ter minimalno vsebnost železa ter jih preračunali v okside, ne da bi upoštevali korekture zaradi razlike v sestavi med vključki in standardi. Vsebnost aluminijevega oksida je bila v mejah od 21 do 56 %, vsebnost silicijevega dioksida je bila v mejah med 26 in 65 %, vsebnost manganovega oksida pa v intervalu 26 do 36 %. Vsota največjih koncentracij teh treh oksidov samo v enem primeru ni presegala 100 %. Edina razlaga za to je, da posamezni vključki nimajo enake sestave po vsej prostornini. Te ugotovitve veljajo za alumosilikatne vključ-ke. Sulfidnih vključkov nismo tako sistematično analizirali. Opazili pa smo, da je v sulfidnih vključkih, ki imajo obliko podolgovatih kapljic, na ode-beljenem koncu vsebnost železa tudi za 100 % višja kot na tanjšem koncu. Pri delu smo naleteli že na vključke manganovega sulfida, ki so vsebovali aluminij (priloga 23), krom, niob, titan in vanadij, pa se po mikroskopskem videzu niso bistveno razlikovali od vključkov manganovega sulfida, ki vedno vsebuje tudi nekaj železa. Ugotovili smo celo, da se z žarjenjem pri 850° C znižuje vsebnost železa v vključkih manganovega sulfida v jeklu za avtomate4. Na osnovi opisanih ugotovitev nam bodo lažje razumljivi in sprejemljivi podatki iz strokovnega tiska o tem, kakšno sestavo imajo lahko nekovinski Mineralne spojine, ne steklaste zmesi, ki sestavljajo nekovinske vključke, nimajo torej stehiome-trične sestave in v njih se topijo različni elementi ali oksidi, čeprav iz ustreznih faznih diagramov ni mogoče sklepati o medsebojni topnosti. Zaradi specifičnosti vključkov, najdemo lahko v istem vzorcu jekla različne mineralne spojine, ki so sestavljene iz istih osnovnih oksidov med seboj povezanih v različnih razmerjih. Tak primer smo našli, ko smo analizirali vključke manganovega alumosilikata v probah litega jekla. Analizirali smo 8 velikih okroglih vključkov in dobili sestave, ki so podane v tabeli 2. Da bi dobili predstavo o velikosti korektur pri kvantitativni analizi ne navajamo v tabeli ne samo prave sestave vključkov, marveč tudi sestave izračunane na osnovi razmerja intenzitet (prvi približek po Castaingu) in ko-rekturne faktorje izračunane po metodi Biichnerja in Pitscha.5 Vidimo, da vključki ne ustrezajo točno nobeni stehiometrični mineralni spojini, pač pa je mogoče na osnovi preje omenjenih področij obstojnosti posameznih mineralnih spojin sklepati da je večina vključkov spessartitnega tipa, ki ima stehiometrično sestavo 3Mn0Al203Si02, vključek 4 pa je verjetno anortitne narave in bi imel stehiometrično sestavo Mn0Al203Si02. V vseh vključkih je del manganovega oksida izomorfno nadomeščen za železovim oksidom. SKLEP V tem zapisu smo poizkusili na kratko opisati značilnosti v sestavi nekovinskih vključkov v jeklih in možnosti, katere nam nudi za njihovo identifikacijo elektronski mikroanalizator. Na osnovi opisanih rezultatov bi lahko oblikovali naslednje sklepe: Tabela 2 Razmerje intenzitet Korekturni faktor Vključek MnO* FeO Si02 AljOj Vsota MnO FeO Si02 A1203 1 33,2 4,4 24,1 11,1 72,8 1,01 1,0 1,77 1,67 2 24,7 3,1 20,2 22,3 70,3 1,01 1,0 1,98 1,40 3 28,5 3,3 25,4 16,1 73,3 1,01 1,0 1,80 1,45 4 30,0 4,4 27,8 11,3 73,5 1,01 1,0 1,71 1,60 5 32,8 4,6 32,0 7,7 79,1 1,01 1,0 1,61 1,55 Sestava vključkov v % Molarno razmerje 1 33,8 4,4 42,6 18,5 99,3 0,68 0,09 1 0,25 2 25,0 3,1 40,0 31,2 99,3 0,52 0,06 1 0,46 3 29,0 3,3 45,8 23,3 101,4 0,54 0,06 1 0,30 4 30,5 4,4 47,5 18.1 100,5 0,54 0,08 1 0,23 5 33,3 4,6 51,4 11,9 101,2 0,55 0,07 1 0,14 Vsebnosti oksidov so izračunane iz izmerjenih vsebnosti posameznih elementov. a) ocena vrste vključkov na osnovi mikroskopskega videza ni enostavna, problematično pa je sklepati o točni sestavi vključkov samo na osnovi podatkov, katere nudi opazovanje v metalograf-skem mikroskopu. b) V primeru, da je sestava vključkov večfazna, na primer ko vključki vsebujejo istočasno okside kalcija, aluminija in magnezija, ali pa okside mangana, silicija in aluminija, se posamezni vključki toliko razlikujejo po sestavi, da poprečna sestava, katero dobimo na osnovi analize velikega števila vključkov, ki so izolirani iz jekla, ne daje prave predstave o dejanski sestavi vključkov. c) Pri presoji mineralne pripadnosti posameznih vključkov moramo upoštevati dejstvo, da zaradi specifičnih pogojev nastanka mineralne faze v vključkih lahko močno odstopajo od stehiome-tričnih sestav po razmerju med osnovnimi kompo- nentami ter so v njih raztopljeni še drugi elementi. Zato lahko najdemo v nekovinskih vključkih mineralne spojine, katerih ne najdemo v naravi. Literatura 1. F. Vodopivec: »Elektronska mikroanaliza kovinskih in nekovinskih snovi«, železarski zbornik, bo objavljeno. 2. W. J. Salter in F. B. Pickering: Journal of the Iron and Steel Institute 207, julij 1969, str. 992—1002. 3. R. Kiessling in N. Lange: Non Metallic Inclusion in steel, ISI Publication 90, 100 in 115, Iron and Steel Institute, London, 1964, 1966 in 1968 4. T. Lavrič in F. Vodopivec: Študij izolacije sulfidnih vključkov iz nelegiranega in legiranega jekla; Poročilo MI Ljubljana, november 1969. 5. A. R. Biichner in W. Pitsch: A new correction for absorp-tion and atomic number in quantitative microprobe analysis of metals: Z. Metali Kunde 62, 1971, št. 5, 392—400. ZUSAMMENFASSUNG Das Aussehen nichtmetallischer Einschliisse im Licht-mikroskop ist kein zuverlassiges Mittel fiir eine sichere Identifizierung der Einschliisse. Die paralellen Untersuchungen am Lichtmikroskop und Elektronnenmikroanalysator zeigen, dass die Einschliisse von einem Aluminiumoksid und die Einschliisse einiger Kalziumaluminate und Magnesiumaluminate, der Farbe und Form nach sehr ahnlich sind. Die galaksitischen Einschliisse unterscheiden sich nach dem mikroskopischen Aussehen nur wenig. Dasselbe gilt auch fiir Galaksit in dem Chrom einen Teil von Aluminium ersetzt hat. Auf Grund der Reaktion im polarisiertem Licht ist es nicht moglich zwischen runden Einschliissen des Aluminiumoksid, welche etwas Mangan und Eisen enthalten, und den Einschliissen von Manganalumosilikat ahnlicher Form zu unterscheiden, da die beiden Einschlussorten den charak-terischen Kreuz bilden. Bei der Analyse der nichtmetallischen Einschliisse im Elektronnenmikroanalisator ist vvichtig nur die geometri-sche Trennbarkeit dieser Einrichtung. Es ist dabei noch nie passiert, das irgendein Einschluss so einen ki einen Gehalt von einem Elementen hatte, dass seine Bestimmung am Mikroanalisator schvvierig sein vviirde. Die alumosili-katischen Einschliisse sind im gesamten Volumen nicht derselben Zusammensetzung. Einen starken Unterschied zeigen im Gehalt der Kationen und Anionen im selben Stahl auch die gleichartigen Einschliisse. Diese Tatsache erschvvert sehr die richtige Beurteilung iiber die durch-schnittliche Zusammensetzung der Einschliisse, welche sonst einfach durch die chemische Analyse der aus dem Stahl isolierten Einschliisse erhaltlich ist. SUMMARY Appearance in optical microscope is not a reliable basis for secure identification of non-metallic inclusions as pa-railel investigations by optical microscope and electron microanalyzer shovved that inclusions of pure alumina and of some calcium aluminates, and of magnesium aiuminate have very similar shape and colour. Inclusions of galaxite differ very little by microscope appearance. The same is valid for galaxite in vvhich some aluminium was substi-tuted by chromium. Polarized light does not give a distinc-tion betvveen the round inclusions of alumina containing some manganese and iron, and the inclusions of manga-nese alumosilicate of similar shape as both types of inclusions give the characteristic cross. In analysis of non-metallic inclusions by electron mi-croanalyzer only geometrical resolving povver of apparatus is important. Till now no čase appeared that an inclusion contained so little of an element that its determination by microanalyzer could cause difficulties. Alumosilicate inclusions have not uniform composition over the volume and even the inclusions of the same kind in the same steel highly differ in content of cations and anions. This ren-ders exact estimation of the mean composition of inclusions more difficult but the mean composition can be obtained by analysis of inclusions vvhich vvere beforehand isolated from steel. 3AKAIOTEHHE koh4>hrypauhh hemetaaahheckiix bkaiohchhh b ctsah hccacao-bahnem b onTHnecKOM MimpocKone He AOCTaTOHHO naae^cHoe ocho-Banue AAH HX HACHTH^HKaUHH. CpaBHHTCAbHbie HCCAeAOBaHHH npn noMomn onTn^ecKora MHKpocKona h SAeKTpoHHora MHKpoaHaAH3a-Topa noKa3aAii, mto OQHapy>KeHO oneHb ooAbmoe cxoactbo hto Kaca-eTCH ItBeTa II KOH4>lirypaUHH me>KAY HHCTOH OKHCbK) aAIOMHHHfl H B k AIOHe H11H m h HeKOTOpbIX aAIOMHIiaTOB SAeMCHTOB KaAbHHH H MarHIIH. E[oa MHKpocKonoM no bhay Tan>Ke He3HaqHTeAbHO oTAHnaiOTca BKAJo^eHHH raAaKCHTa, TaK^ce bkaiohchhh ra.\aKCHTa b kotopom 3aemeht xpoM 3aMenen c aAioMHHHCM. Ha ocHOBaHHH peaKunn b no-AapH3ai4IIOIIHOM CBeTe HeT B03M05KH0CTH pa3AH4HTb KpyrAOBaTbie BKAIOHeHHH OKHCH 3AIOMHHHH KOTOpbie COAepJKaT He60AbUJ0e KOAH- mectbo maprahlia h >KeAe3a ot bkajohchhh KpeMHeKHCAora oaiomhhiih c coaepjkahhem MapraHua, tak KaK o6a bhaa 3thx bkaiomchiih noKa- 3biBaioT Bbipa3iiTeAbHo xapaKTepHbiH KpecT. ripu onpeAeAeHHH He\ie-TaAAHHeCKHX bkato^CHIIH npii nOMOIHII SAeKTpOHHOTa MHKpoaHaAH3a-Topa HMeeT 3HaMemie TOAbKO reoMeTpHHecKafl cn0C06H0CTb OTAeAb-hocth 3Tora npn6opa. IIpn HCCAeAOBaiiHH He Sbiao hh pa3y cAy^aH 3aTpyAHeHHH onpeacahtb ah6o KaKoe BKAioneHHe HecMOTpn na ne3HaMHTCAbHoe coAep^KaHHe KaKoro Hii5yAb SAeMeHTa. BKAioneHna CHAHKaTOB aAiOMHHHH He HMeioT oahh h tot >Ke cocTaB no Bceii eMKOCTH. no COAep>KaHHK) KaTHOHOB h aHHOHOB HeSOAbLHOe CXOACTBO 06Hapy>KeH0 TaiOKe b oahom h tom >Ke copTe CTaAH b BKAK>yeHHHx oAHoro h Toro a-ce BHAa. 3tot 4>aKT 3aTpyAH$ieT npaBHAbHyio oueHKy AaHHbix o cpeahem cocTaBe BKAioqeHHH K0T0p0e mo>kho onpeACAHTb Ha OCHOBaHHH aHaAH3a BKAIOMeHHH npeABapHTeAbHO H30AHp0BaHblX h3 CTaAH. Oberflachenharten IHHF13E EVinM^H induktiv oder mit Flamme mit Pedcflinghaus Minderung der Ersatzteile Geringer Verzug Geringe Energiekosten Erhflhung der Dauerfestigkeit Erhflhung der Belastbarkeit Erhflhung der Tragfflhigkelt Keine Nacharbeiten Keine Richtarbeiten Geringerer VerschleiB Partieller VerschlelBschutz PAUL FERD. PEDDINGHAUS 582 GEVELSBERG • Postfach 156 hartemaschinen lohnhArtearbeiten DK: 620.178.746.22 : 620.178.786 ASM/SLA: Q6P v Zilavost kot odpornost proti sunkom Precej je znanih načinov za določanje žilavosti jekel. Največ se uporabljajo upogibni in zvojni udarni preizkusi. Ugotovljena je tudi določena prednost statičnih preizkusov pred udarnimi, zato so se začele tudi pri udarnih načinih meriti sile potrebne za deformacijo in zlom. Enostavnost in cenenost udarnih preizkusov prideta posebej do izraza pri trdih orodnih jeklih, kjer se z udarno obremenitvijo lahko zajame skupni vpliv meje plastičnosti in modula elastičnosti na obstojnost proti sunkom sil. so najugodnejše, če želimo določeno trdoto in hkrati čimvečjo obstojnost proti razpokam. Pri jeklih skupine OCR 12 je najugodnejša popuščna temperatura 200° C, kajti, posebno pri OCR 12 extra, se zmanjša obstojnost za 20 %, če se popusti na 300° C namesto na 200° C. Nasprotno pa se jeklu A 3 poveča odpornost proti udarcem za 25 %, če ga popustimo na 300° C namesto na 200° C. To se najlepše vidi iz diagrama na sliki 2, saj je tu tudi upoštevano, da se ne sme s popuščanjem preveč zmanjšati trdota jeklenih izdelkov1. UVOD Če želimo preizkusno metodo, pri kateri nastopajo nagle preobremenitve, ali udarne obremenitve, uporabimo žilavostni preizkus in zarezane probe. Toda pri krhkih jeklih je ta metoda precej neobčutljiva. Določanje dinamične trdnosti pa tudi ne pove kaj drugega, kot kolikšna je odpornost na širjenje razpok, ne daje pa zadosti podatkov o nastajanju razpok. Zaželena je metoda, pri kateri bi lahko izločili vpletanje hitrosti širjenja razpok v rezultat žilavosti. Zato so Charpy kladivo dopolnili z napetostnimi trakovi in osciloskopom, da so lahko analizirali potek deformacije in preloma žilavostne probe. S poskusi so določali silo, ki je potrebna za nastanek razpok in določali so tudi hitrost širjenja razpok. Kot kaže shematski diagram na sliki 1 so se pojavljali pred zlomom probe še majhni valčki napetosti, ki so posledica odboja udarnega vala. Z merjenjem sile odpornosti proti nastanku razpoke so ugotovili, katere popuščne temperature Slika 1 Shematski prikaz časovnega poteka napetosti med udarnim upogibnim preizkusom A 3// ji/ , /yoc8o / Fb--~4Š)CR12ex. 1 /// Y/f UCR2 d i 160 200 300 Popuscna temperatura [°cj Slika 2 Odpornost proti širjenju zareze v odvisnosti od popuščanja Z žilavostnimi preizkusi so ugotovili pri cemen-tacijskih jeklih, da obstaja enostavna povezava med trdnostjo po Wohlerjevi krivulji in silo potrebno za zlom z udarcem. Wohlerjeva krivulja je za presojo materiala zelo primerna, vendar se rezultati lahko razlikujejo od taline do taline v razmerju 1:2. Ugotovljena je podobnost med udarno upogibno žilavosto (kot udarnim delom) in odpornostjo proti nasilnemu zlomu, kar se je preizkušalo na posebni napravi, ki dopušča povečevanje navorov, kateri delujejo na zobnike. Enake rezultate so dobili tudi s preizkusi žilavosti posebnih prob z zobom. Preizkuse so opravili z jekli s trdnostjo 100 kp/mm2, probe so bile cementirane v globino okoli 1 mm. Dobre rezultate dajejo samo udarni preizkusi, ne pa tudi statično upogibni, ker so tam razlike premajhne in v praksi neuporabne. Razvoj elektronskega merjenja udarcev je omogočil konstrukterjem točno dimenzioniranje zobnikov za odpornost na udarce, imenovano tudi udarno trdnost. Račun napetosti v upogibni probi se ravna po DIN 3990 in ta račun je možno uporabiti za primerjavo napetosti v zobnikih. Poskusi 50 55 60 Trdota [HRC] Kaljenje : OC 70 - B00°C/v OC 80 - 800°C/v A3 - 975 °C/z _ OCRl2ex.-97S/z OCR 2- B40°C/a dinamične trdnosti na žilavostnih probah so dali enake rezultate kot žilavostni preizkusi, ki so se izvrednotili kot odpornost proti udarcem. Udarna upogibna žilavost, preračunana na udarno trdnost pride v diagramu dinamične trdnosti kot točka pri številu udarcev n = 10°. Mesto udarne upogibne žilavosti po Wohlerje-vem diagramu se ne more teoretično pojasniti. Preizkusi potekajo v celem območju časovne trdnosti z različnimi hitrostmi, zato ni dane konstante, ki bi vsebovala zmožnost jekla za absorbiranje udarnega dela. Logično lahko razložimo to obna šanje s poenostavitvijo, če imamo eno točko, ki podaja časovno trdnost v VVohlerjevi krivulji in če poznamo žilavost tega jekla, lahko narišemo celo krivuljo časovne trdnosti. Če je udarna upogibna žilavost enaka časovni trdnosti pri 10° udarcev, tedaj dobimo: logffdin (10") = 1OgffB(ud.up.) — _ [l0gg-B(ud.up.) — log°din(W)] n 5 cB(ud.up.) • • • z udarnim upogibnim preizkusom določena udarna trdnost crdin(105) ... časovna trdnost, blizu trajne trdnosti. Izračuna se iz: °din(i03) = 0,1 c7B(ud up ) + 40 (kp/mm2) Dodatek 40 kp/mm2 ni odvisen od trdnosti materiala. Enačba je dobljena s poskusi na cementacijskih jeklih, ki se razmeroma malo deformirajo nasproti jeklom za poboljšanje, če imajo oboja enako trdnost jedra. Zato veljajo za to enačbo določene omejitve. Prva omejitev je kalilna globina cemen-tacijske plasti. Na splošno velja funkcijska odvisnost za zmanjšano preoblikovalnost kaljene ce-mentirane plasti globine od 0,2 do 0,25-krat modul ozobljenja. Tudi trdnost jedra ne sme ležati pod 100 kp/mm2, drugače funkcija ne velja, ne dobijo se zadovoljive merjene vrednosti. Predpisan je tudi padec trdote v globino. Obnašanje cementacijskih jekel je z navadnimi preizkusi težko opredeliti, če pa se meri sila prelamljanja, se lahko ločujejo med seboj tudi posamezne taline jekla. Trošenje rezultatov se je v zadnjih letih zmanjšalo za polovico, saj se je izboljšala talilna tehnika in udarni upogibni preizkusi ne veljajo samo za kontrolo, temveč tu in tam dajejo tudi že kvalitetno spričevalo cementacijskim jeklom. žilavost je pri konstrukcijskih jeklih pomembna, predvsem pri delih z zarezami, kajti žilavost je obstojnost proti preobremenitvam v območju visoke časovne trdnosti. V tem območju pa je trošenje zelo veliko, kar zmanjšuje uporabnost številnih konstrukcijskih jekel. Z žilavostnim preizkusom lahko merimo odpornost materiala enako natančno kot z Wohlerjevim v območju časovne trdnosti. Ker je enostaven, se žilavostni preizkus lahko uporablja za tekočo šaržno kontrolo. Zgovornost preizkusnih rezultatov je zadosti velika, da se lahko neposredno uporabijo za konstrukcijsko dimenzioniranje. Dosedanje podatke v normah bi lahko smotrno dopolnili z značilkami obstojnosti proti udarcem. Izvedba žilavostnega preizkusa je enostavna tudi, če se meri sila preloma in deformacije. Vendar se preizkusi cementacijskih jekel s trdnostjo pod 100 kp/mm2 in preizkusi prob s plitvo cementacijsko plastjo (pod 1 mm) ne priporočajo, ker na rezultate premočno vpliva meja plastičnosti. Z udarnim upogibnim preizkusom lahko nadzorujemo toplotno obdelavo, škodljive vplive obdelovalnih sredstev in spremljajočih elementov v jeklu.2 Z elektronskim posnemanjem sile in raztezka pri različnih žilavostnih preizkusih so odkrili načine prelomov pri raznih preizkusnih metodah. Poslužili so se napetostnih trakov in merilcev, ki so bili za vse razne metode lahko isti. Analiza dobljenih krivulj je pokazala sledeča dejstva: Enostavne krivulje se dobijo po metodah Charpy, Battelle, Schnadt, in s trgalnim načinom. Zapletene krivulje se dobijo po metodi Pellini. Potek krivulj prvega tipa je sledeč: dvig krivulje napetosti ob elastični nato ob plastični deformaciji, kjer se začne že tudi razpokanje zaradi zareze; nato pride do največje obremenitve in plastične deformacije ob padajoči obremenitvi. Po metodi Pellini je potek krivulj bolj zapleten, ker se pojavlja padec obremenitve celo že v začetku plastičnega upogiba. Sile je možno registrirati pri raznih žilavostnih preizkusih in lahko se postavijo kriteriji skupni vsem vrstam preizkusov, posebno še za preizkuse velikih prob. Registracija dopušča podrobno analizo krhkega preloma, registrirajo se lahko sile in udarci kot energije udarcev. Dejansko stanje preizkusov pa ne omogoča, da bi prišli do splošnih zaključkov. Koristnost registriranja sil in deformacij ima določene omejitve, pri preizkusih po metodah Charpy, Battelle in Schnadt se namreč lahko zamenjuje kristaliničnost preloma s padcem sile v diagramu sila — deformacija.3 Pri vseh izboljšavah v metodah merjenja žilavosti trdih ali površinsko utrjenih jekel pa ni žila-vostno obnašanje enosmiselno opredeljeno. Sedanje značilke žilavostnega obnašanja ne zadovoljujejo, ker se pričakuje od različnih izdelkov obstojnost proti različnim vrstam udarcev — zvoj, upogib, iztrgavanje. Težava je bila tudi v tem, da do zdaj niso mogli računsko predvideti obstojnosti posameznega strojnega dela proti sunkom z določenimi hitrostmi in z določeno silo. Poskusi določanja obstojnosti proti sunkom sile dajejo po predpostavki uporabnejše vrednosti za razumevanje žilavostnega obnašanja. Po tej metodi se skuša določiti tisti največji sunek sile, ki ga proba še vzdrži brez plastične deformacije, oziroma brez preloma. Posebej lahko prideta do izraza obe komponenti žilavosti kot udarnega dela: hitrost in masa ob preizkusni kos udarjajoče trde snovi, ki naj ima po predpostavki tudi po naključnem prelomu le zelo majhno preostalo hitrost. S tem je podan globlji vpogled v obstojnost jekel proti sunkom, ki nastajajo iz raznih vzrokov. Predpostavke preizkusa obstojnosti proti sunkom sil Za določanje sunka sile, ki je potreben, da se z udarcem prelomi proba določenega preseka in določene dolžine, se je uporabilo improvizirano nihalo dolžine 0,46 m in teže 0,2 kp. Vso težo nihala predstavlja njegova utež, ki je v obliki valja. Ena stran valja-ovna je izdelana v obliki klina, ki je ustrezno kaljen. Ta oven je prek žic povezan z vrtiščem nihala in leži v spodnji legi nihala vodoravno ter tudi z ostrino klina vodoravno. Nasproti rezini klina ovna se postavi primež za vpenjanje prob, ki jih udarjamo z ovnom. Vpenja se en konec probe, drugi konec in zareza pa gledata iz primeža tako, da oven udari s klinom pravokotno na probo v določeni oddaljenosti od zareze. Poskusne pogoje shematsko prikazuje slika 3. Probe so valjaste, 40 mm dolge in 8 mm debele, v sredini imajo zastruženo zarezo s kotom odprtine 30° in z zaokrožitvijo 2 mm. Debelina probe na mestu zareze je d = 3 mm. Probe se vpenjajo v pokončnem položaju, zgornji konec je toliko iznad primeža, da je razdalja mesta udarca klina nihalnega ovna od sredine zareze (probe) z = 7 mm. Na stojalu, ki nosi nihalo, je kotomer, ki kaže kot, ki ga zavzema srednja obešalna žica z navpično črto, ki gre skozi vrtišče nihala. Ko nihalo spustimo (s klinom proti probi) in se dotakne probe, je ravno v spodnji stabilni legi, kjer ima največ možne žici za obešenje ovna proti sunku sile kinetične energije. Hitrost nihala je v tem trenutku 1 m/s ali 6 m/s, odvisno od višine, s katere smo ga spustili. Teoretično se sunek sile enači s produktom F . t = m (vi — v2) Pri čemer je F sila, s katero oven udari probu, t pa čas trajanja udarca. Ta produkt je enak gibalni količini, to je produktu mase ovna ter njegove hitrosti. Pri teh preizkusih sta se hitrost nihala po zlomu in hitrost probe zanemarila. F . t = m . v v = hitrost nihala v trenutku, ko udari probo. Gibalna količina ovna nihala: G = m.v = mV2gr(l — cosa) r = dolžina nihala (m) a — kot spusta nihala, kot nihala in navpičnice (stopinje) Odpornost proti sunku sile z z-- ffB . t = F . t. — =--mV2g(l—cosa) Wg,W z = razdalja udarjenega dela probe od sredine zareze, (m) W = odpornostni moment probe na mestu preloma, na stanj šanem delu, (m3) g = zemeljski pospešek, (ms—2) cB . t = obstojnost proti sunku sile, (kp . sek/m—2 = kg m—1 sek—') Za nihalo z določenimi lastnostmi se lahko postavi računska konstanta, s katero se skrajša postopek izračuna obstojnosti proti sunku sile. r = 0,46 m m = 0,2 kg z = 0,07 m W = 2,7 .10-9 m3 crB . t = 1,58 .106 V I — cosa Med probo in ovnom nihala pride ob šibkejšem udarcu ovna do elastičnega trka, ko pa je impulz sile zadosti velik, pride do deformacije probe in do preloma. Udarec nihala ob probo se lahko primerja z elastičnim trkom krogle in stene. Proba predstavlja pravzaprav orodje iz določenega jekla in v tem primeru ponazarja steno, v katero se zaletava krogla, katero ponazarja oven, ki predstavlja vključke, robove, nehomogeno obdelovano snov, neenakomerno trdoto obdelovanega materiala. Ce je gibalna količina ovna premajhna za zlom probe, se oven odbije in se mu spremeni gibalna količina za dvakratno vrednost, kar pomeni, da je proba morala prenesti velik, močan sunek. Zaradi tega nastopi zlom probe, ki ima velik elastični modul, razmeroma hitreje kot lom mehkejše probe, kajti v zelo kratkem času se mora spremeniti smer gibalne količine ovna in v tem času pritisne na probo dvakrat večja sila kot pri probi, kjer traja zaustavitev ovna dvakrat dalje. Za merjenje škodljivih učinkov sunkov, ki so blizu tiste velikosti, katera lahko zlomi probo, je ta način merjenja primernejši od standardnega žilavostnega, ki premalo upošteva vpliv modula elastičnosti in vpliv hitrosti udarca na mejo vzdržnosti oziroma mejo lomljivosti jekla. Čimvišjo mejo elastičnosti ima proba in čim-večja je možna elastična deformacija, tem večji kratkotrajni sunek bo proba lahko vzdržala. Predvideva se lahko tudi na osnovi rezultatov statičnih preizkusov, neposredno pa se lahko izračuna obstojnost proti udarcem samo na osnovi preizkusov z različnimi, odmerjenimi sunki sil. Elektronske registracijske naprave pri tem niso nujno potrebne. Ne samo trdo in trdno, temveč predvsem žilavo orodje se dobro obnese pri obdelavi snovi, ki vsebuje zelo trde drobce. Trd vložek v obdelovancu pomeni za orodje sunek sile, ki povzroči elastično deformacijo orodja. Lahko se sam obdelovani trdi kos odbije od orodja, če nastopi neželen dodaten obdelovanec, npr. kamen, žebelj, ki je sredi lesnega drobiža. Trdo orodje pa se odlikuje po tem, da dobro prenaša velike sile, ki se s potekom deformacije ne zmanjšujejo. Žilavo orodje prenese manjše sile kot zelo trdno trdo orodje, toda večje sunke sil. Teh sunkov pa ne more ustrezno ponazoriti zelo težko nihalo, ki v vsakem primeru zlomi vsako probo, le da nekatere lažje, druge pa z večjo potrošnjo energije. Pri takem nihalu ni upoštevan čas udarca, ki pa vendar skupaj z zmožnostjo elastične deformacije odloča o tem, kako veliki sunki še ne porušijo probe. Sunek sile F. t, ki ne poruši orodja in ne povzroči njegove deformacije, se zaradi spremembe smeri za dvakrat poveča. Odbiti udarec brez znatne deformacije je za orodje težka naloga, ker mora prenesti dvojni sunek sile. Za tanka orodja je to nerešljiv problem, v kolikor se ne sme orodje med delom elastično deformirati, niti mu ne smemo povečati mer, mu ne moremo povečati preseka. Rezultati preizkusov Na trgalnem stroju so opravljeni statični upo-gibni preizkusi prob iz jekla OC 100. Probe so bile dveh različnih tipov, ene dimenzij 10 x 10 x X 100 mm, druge 5 x 10 X 100 mm. Kaljene so bile s 780° C v vodi in popuščane eno uro na poskusni temperaturi. Slika 4 kaže upogib in produkt upogiba ter upogibne porušne sile za obe vrsti prob. Posebna značilnost teh krivulj je zmanjšana strmina porasta pri zvišanju popuščne temperature od 150° do 200° C. To ni v skladu z rezultati zvojnih in upogibnih udarnih preizkusov, ki kažejo pri 200° C ravno konico žilavosti zaradi povečane duk- Slika 4 Statični upogibni preizkus jekla OC 100. Sila deluje v treh točkah, razmak fiksnih podpor je 80 mm, hitrost obremenjevanja je 200 kp/min tilnosti. Produkt P . f za debelejše probe kaže (zaradi zmanjšane zmožnosti upogiba) minimum pri 150° C, kar tudi ni razumljivo. Ugodneje je preizkušati s tanjšimi probami, kajti tedaj krivulji upogiba ter produkta upogiba s končno silo vsaj nakazujeta zmanjšanje porasta žilavosti pri popuščanju nad 200 C, če že ne zmanjšanje žilavosti. Poleg statičnih preizkusov so se opravili posebni preizkusi obstojnosti proti sunkom. Rezultati so prikazani skupaj z rezultati Izodovega preizkusa (slika 5). Vidi se, da je preizkus na sunek občutljivejši, saj se žilavost — obstojnost proti sunkom — pri probah popuščanih nad 250° C kaže kot zelo velika. To daje misliti na močno zmanjšanje modula elastičnosti v tem območju, saj se trdota ne zmanjša tako močno in se verjetno tudi meja plastičnosti ne dvigne znatno glede na upogibno oz. natezno trdnost. Potrdilo k tej domnevi sta krivulji upogiba iz diagrama, ki kaže rezultate statičnih preizkusov. To vse skupaj bi torej potrjevalo domnevo, da se obstojnost proti sunkom pri stalni ali celo zmanjšani meji plastičnosti povečuje s padanjem modula elastičnosti. Slika 6 kaže primerjavo rezultatov dobljenih s statičnim upogibnim preizkusom in preizkusom obstojnosti proti sunkom. Preizkušalo se je jeklo OCR 12 (č.4150), ki je kaljeno z 950° C, oziroma Č. 1940 - OCIOO Katje no 780°i 1/voda v V/A Trdota [hrcJ l J // torz. pr. darni / VK y Z tč-J- \ / / m p/ K \ -V? m0 & Sopmaunn h yAap-Hora H3AOMa o6pa3ua. Ha OCHOBaHHH 3Tora kohctpyktopy aaetcji B03M0>KH0CTb BblHHCACHHH pa3MepOB MaiHHHHbIX MaCTeH Ha OCHOBaHHH AaHHLIX, KOTOpbie MOJKHO HenOCpeACTBeHHO npHMeHHTb npH BbiHHCAeHHH npoHHocTH, npn neM YACAeHO BHHMaHHe Ha xapaKTep yaaph0-pa3pbiBaHH0ra Hanpa^ceHHH. Bfl3K0CTb h AHHaMHHecKaa npo^t-hocth npeACTaBAaiOT, b CAyvazx HečoAbiuora micAa iiiikaob BhicoKora hanpa>kehh5i, oaho h to^ce noHHTHe. B daTbe H3AO^ceH hobmh aoctyh k HcnbnaHHio h npeACTaBAe-HHK) o bh3kocth. YcTOHMHBOCTb Ha TOAbHKH AeHCTBHeM CHAbI pa3Aa-raeTca Kan pe3yAbTaHT toamkob onpeAeAeHHbix tomk Maccbi onpeAe- AeHHbix CKopocTefl. B cTaTbe onncaHO HCCAeAOBaHHe BAHJiaHHe SbICTpOTbI YAapHOH MaCCbl Ha YCT°HUHBOCTb B OTHOUieHHH AeHCTBH* TOAHKOB. YCTaHOBAeHO CXOACTBO H3MCHCHHH CTOHKOCTH Ha toahkh c h3mehehhem ka>kymera npeaeaa tekyiecth h YnPYroCTH pa6oqera K0Mn0HeHTa aah H3AOMa o6pa3na. O bjokocth oneHb TBepAOH CTaAH noAYHHM npeACTaBAeHHe Ha OCHOBaHHH Ka^opMau,ua. Jože šegel, dipl. inž. Železarna Ravne ASM/SLA: A 9, S 12 DK: 658.562.012.7 Vloga računalniške obdelave podatkov v sistemu povratnih informacij kontrole kakovosti Pomemben element sodobne inteligentne kontrole kakovosti je sistem povratnih informacij. V tem sistemu ima avtomatska obdelava podatkov na elektronskem računalniku poseben pomen. Podatki morajo biti tako zbrani in obdelani, da so nastali problemi kvalitete v proizvodnji iz tehnološkega vidika jasno prikazani. V ta namen je potrebno vse elementarne informacije obdelati po različnih nivojih in v različnih oblikah. Pri tem so nam v veliko pomoč matematično statistične metode, od analize distribucije do analize korelacije in regresije. Informacijski sistem je kompleksen in zajetna ter povezuje fazno in končno kontrolo v obratih in laboratorijih. Proizvajalec mora kupcu zagotoviti pravo kvaliteto izdelkov, ki zadovoljujejo njegove zahteve in mu ne nudi več, kakor potrebuje. To pomeni, da mora proizvajalec z ustreznimi ukrepi preprečiti slabo kvaliteto, če pa hoče, da bo ta kvaliteta ekonomska, ne sme biti boljša, oziroma dražja, kakor je nujno potrebno. Usklajevanje kakovosti z zahtevami, zagotovitev kakovostnega nivoja in izboljševanje enako-mernosti kakovosti, je vedno v zvezi z reševanjem tehnoloških problemov. Za uspešno opravljanje teh nalog je potreben sistem in taka metodika raziskovalno-razvojnega dela, da je pot k rešitvi čim krajša in stroški čim manjši. Kontrola moderne proizvodnje je sestavni del v projektu tehnološkega postopka in postaja aktivna tehnološka faza, ki ureja proizvodnjo. Razdelimo jo v vhodno, medfazno in končno kontrolo. Osnovne naloge kontrolne službe so: — izboljšati kakovostni nivo vhodnih surovin, — preprečitev nadaljnje obdelave takih polizdelkov, od katerih ne moremo pričakovati kvalitetnih izdelkov in — usmerjanje proizvodnje k izdelavi prave kakovosti izdelkov. Informacije o kakovosti surovin, polizdelkov in izdelkov služijo za iskanje optimalne tehnologije posameznih delovnih faz, kakor tudi celotnega tehnološkega procesa. Analiza tržišča o kakovostnih zahtevah ima skupno s kontrolo kakovosti v najširšem pomenu besede posebno mesto pri vsklajevanju standar- dov, prevzemnih pogojev in pri garantiranju lastnosti ter uporabnosti izdelkov. Dokumentiranje in analize informacij, vse objektivne primerjave zahtev, stanja in možnosti proizvodnje ter zanesljivosti garantiiranja kakovosti, omogočajo prav tem nalogam prirejene metode matematične statistike v povezavi z uporabo računalnika. Celoten sistem kontrole kakovosti ima svoj zgodovinski razvoj, katerega rezultat je moderna integralna kontrola kakovosti. Shematsko je takšna kontrola prikazana na sliki 1. Prednosti takšnega sistema kontrole v primerjavi s klasičnimi so: — relativno nizki stroški kontrole kakovosti in — največje možnosti za napredek proizvodnje v kakovosti in ekonomiki. Klasična kontrola je imela predvsem varnostno funkcijo s preprečevanjem odpreme neustreznih izdelkov. Moderna vzorčna kontrola s sistemom povratnih informacij pa ima aktivno vlogo kot faza tehnološkega postopka, ki s signalizacijo in s pravočasnimi obdelanimi informacijami o kvaliteti izdelkov in polizdelkov posredno daje osnovo izboljšanju in tekočemu urejanju tehnološkega procesa poleg svoje bivše kontrolne vloge. Informacije kontrole o kvaliteti izdelkov se morajo vsekakor izkoriščati kot povratne informacije in uporabljati za uvajanje sprememb in izboljšav v proizvodnem postopku. Sistem povratnih informacij je elementaren del integralne kontrole kakovosti, zato je tudi pomen povratnih informacij ozko povezan s pomenom in nalogami celotnega sistema integralne kontrole. Vloga računalnika v sistemu povratnih informacij Pri reševanju tehnološke, kakovostne ali kontrolne problematike se v težki industriji skoraj vedno srečamo z množico podatkov, ki so za objektivne analize in raziskave zaradi kompleksnih fizikalno kemijskih procesov skoraj vedno potrebne. Množica podatkov je sama po sebi dokaj nepregledna in le redko daje takšen vpogled v problem, kot to zahteva sodobna raziskava. Težko je večje število podatkov obdelati ročno v uporabno obliko, kajti vložiti je treba veliko dela; nekatere matematično statistične analize pa sploh niso praktično izvedljive (nelinearne multi- dobro Kontrola z vzorčevanjem v kritičnih točkah proizvodnje, povratne informacije in izboljšave projekta tehnološkega postopka LEGENDA: dobro slabo faze tehnološkega postopka \7 100 % -na kontrola Slika 1 Način organizacije kontrole' kontrola z vzorčenjem povratne informacije regresije). Zaradi naštetih problemov si je zelo težko predstavljati realizacijo modernega informacijskega sistema v integralni kontroli kakovosti, brez uporabe elektronskega računalnika. Osnovno povezavo med delovnim procesom, kontrolno službo, tehnologi, razvojno raziskovalno službo in računalnikom kaže slika 2 Po zaključenem delovnem procesu izvrši kontrolna služba kontrolo kakovosti izdelka in polizdelka. Informacije o kakovosti pošlje v računalnik, kjer se obdelajo in shranijo za kasnejše analize. Obdelane informacije dobi razvojno raziskovalna služba in tehnologi v pripravah dela (PD). Tehnologi v povezavi z razvojno raziskovalno službo korigirajo vhodne in vse ostale tehnološke parametre, ki vplivajo na kakovost izdelkov ali polizdelkov. Tist del neobdelanih informacij, ki s takojšnjo obdelavo ne bi pridobil na preglednosti se pošlje neobdelan tudi v pripravo dela v razvojno raziskovalni oddelek. Pri reševanju kakovostne problematike uporablja razvojno raziskovalna služba banko podatkov, zbranih pri fazni in končni kontroli ter predvsem programe za matematično statistične analize. Oglejmo si shematski prikaz toka informacij večjega sistema, ki ga kaže slika 3 skupaj s tehnološkim procesom, ki zajema delovne operacije, medfazno in končno kontrolo. Osnovne podatke zajema obratna medfazna in končna kontrola ter laboratoriji. Ti podatki obsegajo vse pomembne tehnološke in kakovostne parametre (npr. temperature, mehanske lastnosti, kemijske sestave itd.) Klasično zajemanje podatkov zahteva za to fazo dela urejeno zbirno dokumentacijo, ki mora ustrezati vsem pogojem posameznih kontrolnih točk. Te podatke lahko v računalnik vnašamo preko luknjanih kartic ali terminala, nekatere podatke pa celo preko procesnih računalnikov. Pri zajemanju informacij je velikega pomena točnost podatkov. Ta problem je lahko še posebej velik pri zajemanju podatkov v obratu. Meritve v obratih so običajno manj natančne, informacije o slabem delu ali kakovosti izdelkov pa so lahko lažne ali nepopolne. Brez zadovoljive rešitve tega problema, je zbiranje podatkov in obdelava takšnih podatkov, brez pomena. Zbiranje osnovnih podatkov, vizuelna strokovna kontrola podatkov in strokovni nasveti o mož- Adaptiranje specifikacij in standardov Izboljšave projekta proizvodnje Slika 2 Shema toka informacij kontrole kakovosti nostih posebnih obdelav zahtevajo posebno delovno mesto, ki je na sliki 3 prikazano kot vhodna postaja. K osnovnim informacijam prištevamo tudi informacije o reklamacijah in analizi tržišča o zahtevah kakovosti. Del neobdelanih informacij gre takoj do tehnologov, ki predpisujejo tehnologijo za posamezne izdelke. Obdelave podatkov se vršijo na dovolj velikem računalniku, ki neobdelane in obdelane podatke shranjuje na disk ali magnetni trak za kasnejšo uporabo. Tako dobljene datoteke podatkov dajo s pomočjo primernih programov solidno osnovo za reševanje različne tehnološke in kakovostne problematike. V določenih časovnih presledkih daje računalnik v primerni obliki obdelane povratne informacije. Služba za razvoj tehnologije in raziskave dobiva iz oddelka za avtomatsko obdelavo podatkov redna poročila o kakovosti izdelkov, neuspeli proizvodnji in izmečku. Na osnovi teh podatkov pristopi k reševanju tiste problematike, pri kateri bo razvojno-raziskovalno delo imelo največji uči- nek. Pri reševanju izmečka in neuspele proizvodnje bodo imeli prednost izdelki ali polizdelki, pri katerih so odstotki in stroški izmečka ali neuspele proizvodnje največji, ostali pa le toliko, kolikor to dopuščajo proste kapacitete. To pomeni, da bo lahko za določen problematičen izdelek računalnik poiskal iz datoteke vse tiste razpoložljive podatke, ki bi npr. z analizo regresije lahko pokazali vzrok slabe kakovosti izdelka. Pri tem bi tehnolog ali raziskovalec moral samo napisati na primeren formular šifre parametrov, za katere na osnovi strokovnih izkušenj smatra, da lahko pomembno vplivajo na kakovost izdelka. Podobno lahko računalnik zbere in obdela odgovarjajoče podatke iz datoteke za vse ostale matematično statistične in druge analize. Pri adaptiranju specifikacij in standardov ter pri izboljšavi celotnega projekta proizvodnje posameznih izdelkov nam je datoteka podatkov zbranih pri kontroli v veliko pomoč, skupno s programi matematično statističnih analiz. Za ugotavljanje dejanskega nivoja kakovosti, enakomernosti kakovosti ter odstopanj od predpisanih mej, uporabimo poleg omenjene datoteke še datoteko kakovostnih predpisov. V celoten informacijski sistem je vključen tudi INDOK (informacijsko dokumentacijski) center, ki ima na disku shranjene podatke o strokovnih člankih, elaboratih in knjigah ter daje za posamezna področja ali teme hitre in kratke informacije o razpoložljivi literaturi. Opisani sistem zagotavlja tudi avtomatsko obdelavo podatkov o stroških kakovosti, ki jih razdelimo na stroške zaradi slabe kakovosti (notranje in zunanje izgube) in stroške ocene kakovosti skupno s preventivnimi stroški. Pristop k realizaciji Izgradnja informacijskega sistema v kontroli kakovosti zahteva predvsem veliko organizacijskega dela, ker običajno v podjetjih niso standardizirani kontrolni postopki, metode in pogoji kontrole. Kompleksno je treba rešiti organizacijo zbiranja in obdelave podatkov za fazno in končno kontrolo, ki se vrši v obratih in tisto, ki se vrši v različnih laboratorijih. Za jasnejšo predstavo razdelimo delo po področjih: 1. končne kontrole 2. fazne kontrole 3. laboratorijev 4. matematično statične analize in posebnih analiz 5. INDOK centra Vsa področja zahtevajo standardizirane in dokumentirane postopke, metode in pogoje kontrole. Izdelati je potrebno šifrant meritev in kontrolnih točk. Legenda: neobdelane kontrolne in tehnološke informacije neobdelane ali delno obdelane povratne informacije obdelane povratne informacije predlogi izboljšav informacij, standardov, celotnega projekta proizvodnje in posameznih tehnoloških delovnih operacij m fazna kontrola končna kontrola Q © (i) faza tehnološkega postopka dobro slabo Slika 3 Shema toka neobdelanih in obdelanih kontrolnih in tehnoloških informacij Tehnološki predpisi izdelave posameznih izdelkov in kakovostni predpisi za polizdelke in izdelke morajo imeti takšno obliko, da je primerna za obdelavo na računalniku. Glavne matične datoteke so: — datoteka tehnoloških predpisov, — datoteka meritev in kontrolnih točk, — datoteka hodogramov kontrole in — datoteka kakovostnih predpisov. Podatki obratne kontrole in v laboratorijih izmerjene vrednosti se zbirajo v skupni datoteki, ki je osnovni vir informacij za vse različne obdelave. Treba je zagotoviti zbiranje točnih in nelažnih podatkov. Sam sistem zahteva veliko kontrolnih programov, programov za ažuriranje matičnih datotek in urejene podprograme matematično statističnih analiz. Temu sledi velika serija programov, ki dajo poročila in analize iz celotnega spektra kakovostne in tehnološke problematike. Izkušnje železarne Ravne Železarna Ravne dela izdelke, ki morajo biti visoko kakovostni. Zato veliko dela na izgradnji modernega sistema kontrole kakovosti in ima na tem področju že precej izkušenj. Posebno velike izkušnje ima v uporabi matematično statističnih metod na področju tehnoloških operacijskih raziskav in kontrole kakovosti. Z uvajanjem matematično statističnih metod je pričela leta 1959, vendar je bila obdelava z ozirom na razpoložljive možnosti razmeroma primitivna. Postopoma so se odpirale nove možnosti z uporabo računalniških sistemov. Do leta 1969 so bili izdelani programi za računalnik, ki so uporabnost omenjenih metod močno razširili. Lastne izkušnje v uporabi računalnika za področje tehnološke in kakovostne problematike so bile povod za začetek izgradnje kompleksnega informativnega sistema. Pri učinkoviti uporabi metod matematične statistike na računalniku je postala glavna zavora sama priprava podatkov, ker je bilo potrebno za vsako statistično analizo posebej zbirati podatke iz klasične tehnične dokumentacije. Takšen sistem ni bil dovolj hiter pri reševanju tehnološke problematike. Tako se je že v tej fazi pojavila potreba po banki podatkov, ki bi bili v vsakem trenutku pristopni za obdelavo na računalniku. Poseben del dosedanjega razvoja je bilo delo na standardiziranju kontrolnih postopkov, metod in pogojev kontrole. Pri tem so vključene tudi metode mrežnega planiranja in uvedena je priprava dela metalurških laboratorijev. Dela se na izgradnji organizacijskega sistema z avtomatsko obdelavo podatkov, ki bi imel takšno obliko, da bi obsegal in povezoval celokupno tehnološko in kontrolno dokumentacijo o postopkih, agregatih, doseženih rezultatih in drugih tehničnih in ekonomskih podatkih. Celotna izgradnja informacijskega sistema je zelo kompleksna in obširna, zato je bil izdelan PERT mrežni plan, ki predvideva realizacijo v 1975. letu. Literatura: 1. J. Rodič: Železarski zbornik, 1968, II. št. 3, str. 153—163. 2. J. Rodič: Referat na V. konferenci SKUPS 72 — Vrnjač-ka banja. 3. Savas: Computer Control of Industrial Processes, Mc Graw-Hill, London (1971). 4. J. von Ettinger in J. Sitig: Quality 1965, No 2, str. 31—34. ZUSAMMENFASSUNG Ein wichtiges Element der modernen integralen Quali-tatskontrolle ist das System der Riickinformationen. In diesem System hat die automatische Datenbearbeitung auf der elektronischer Rechenmaschine eine besondere Be-deutung. Die Daten miissen so gesammelt und bearbeitet vverden, dass die bei der Production entstehenden Quali-tatsprobleme aus dem technologischen Gesichtspunkt klar dargestellt werden. Zu diesem Zweck miissen alle elemen- taren Informationen auf verschiedenen Niveauen und in verschiedenen Formen bearbeitet vverden. Dabei konnen uns die mathematisch- statistischen Methoden von der Distributionsanalyse bis zu der Korelations und Regre-sionsanalyse zur grossen Hilfe sein. Das Informationssystem ist komplex. Es umfasst und bindet die Phasen und Endkontrolle in Betriben und La-boratorien. SUMMARY Important element of modern integral control of quality is the system of return informations. In this system automatic treatment of data by computer has spe-cial meaning. Data must be gathered and treated in such a way that quality problems vvhich appear in production must be clearly presented from the technological vievv- point. Therefore ali basic informations must be treated on different levels and in different forms. A great help give us mathematicah statistical methods, from analysis of distribution to analysis of correlation and regression. Information system is complex and it includes and connects phase and final control in plants and labora-tories. 3AKAIOTEHHE CymecTBeHHbift 3AeMeHT conpeMeHHoft HHTerpaAbHOH npoBepKH KanecTEa npeACTaBAaeT CHCTeMy B03BpaTHLix HH4>opMauim. B stoh CHCTeMe ocoGeHHoe 3iiaqcmie hmcct aBTOMaTHMecKaa oSpaGoTKa Aan-Hbix npH nomomh 3AeKTpoHHora ojeTHima. AaHHue aoa>khli co6paHbi h o6pa6oTam,i tbkhm 06pa30M hto MoryT AaTb HCHoe npeACTaBAemie o npo6AeMax KaKHMa pauonj. no3TOMy Heo6xoAHMO Bce ocHcraHbie HH4>OpMaUHH o6pa6oTaTb Ha pa3HbIX ypOBHHX H pa3HblMH BHAaMII. KaK BaacHoe BCnoMoraTeAbHoe cpeACTBO npHMeiiaeTCa MaTeManraecKiie CTaTHCTiMecKiie MeTOAU oa aHaAH3a AHCTpn6yi(HH ao KoppeAamiOH-nora anaAH3a a TaKMce h ao anaAH3a perpeccn. B cymHOcra 3Ta HH0pMai^H0HHaa CHCTeMa caMa coSoft KOMnAeKCHaa; oxBaTbiBaeT 11 COeAHHaeT 4>a3HbIft KOHTpOAb C 4>HHaAbHOH IipOBCpKOH B Uexax H Aa6opaTopnax. RHEIN - DONAU - STAHL VIEN - MUNCHEN - CHUR - MILANO OSKRBUJEMO EVROPSKE JEKLARNE IN LIVARNE S STARIM ŽELEZOM. SMO GENERALNI ZASTOPNIK: RHEINSTAHL A. G. KASSEL / B.R.D. V HENSCHELOVIH A.VOIGT BIRKENFELD - ZA KABLE NAHE /B.R.D. NAPRAVAH ZA PREDELAVO STAREGA ŽELEZA KOT: -ŠKARJE ZA STARO ZELEZO -PAKETIRNE STISKALNICE -NAPRAVE ZA SORTIRANJE DELOV IZRABLJENIH AVTOMOBILOV. V ODŽIGALNIH NAPRAVAH VPRAŠANJA IN INFORMACIJE RHEIN - DONAU - STAHL HANDELSGES. M.B.H. A 1030 WIEN, SALESIANERGASSE TELEFON; 735506 SERIE TELEX: 11908 H