VSEBINA ŽELEZARSKI ZBORNIK Stran Kejžar Raj ko — Železarna Jesenice UPORABNOST KORUNDNIH NABIJALNIH MAS IN KORUNDNIH MAS ZA VROČA POPRAVILA PRI OBZIDAVI IN OBLAGANJU METALURŠKIH PECI 81 Kovačič Slavko, Kovačič Ivo — Železarna Sisak POSKUSI IZDELAVE MOČNO BAZIČNEGA SINTRA 99 Rodič Alenka — Železarna Ravne DOLOČEVANJE GLOBINE RAZOGLJICENJA PRI RAZLIČNIH VRSTAH JEKLA 105 Ki mo t o So. — Jeol Co. Tokyo, Japonska O RASTRSKI ELEKTRONSKI MIKROSKOPIJI IN RENTGENSKI MIKROANALIZI 121 Stocca Bogdan — Železarna Jesenice KOVINSKA PREVLEKA S CINKOM 133 Jezeršek Aleksander — Železarna Jesenice PROBLEMATIČNOST DOLOČEVANJA NASTOPANJA DELTA FERITA V AVSTENITNIH NE-RJAVNIH JEKLIH 145 1970-LETO IV 2 IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT " ' š & m w 1 r 1 1 ii VSEBINA Mag. Kejžar Rajko, dipl. inž., železarna stran Jesenice Uporabnost korundnih nabijalnih mas in korundnih mas za vroča popravila pri ob-zidavi in oblaganju metalurških peči ... 81 DK: 666.767 ASM/SLA: RM h Kovačič S., dipl. inž., Kovačič I., dipl. inž., Železarna Sisak Poskusi izdelave močno bazičnega sintra . . 99 DK: 620.18 ASM/SLA: B 16 a Rodič Alenka, dipl. inž., Železarna Ravne Določevanje globine razogljičenja pri različnih vrstah jekla..........105 DK: 669—151.84 ASM/SLA: J 4 a, M 21 C Kimoto So, Jeol Co. Tokyo, Japonska O rastrski elektronski mikroskopiji in rentgenski mikroanalizi..........121 DK: 621—385.833 ASM/SLA: M 21 e, S 11 g Stocca Bogdan, dipl. inž., Železarna Jesenice Kovinska prevleka s cinkom......133 DK: 669.586.5 ASM/SLA: L 16, Zn Jezeršek Aleksander, dipl. inž., Železarna Jesenice Problematičnost določevanja nastopanja delta ferita v avstenitnih nerjavnih jeklih . . . 145 DK: 669.112.228.1 ASM/SLA: M26q, SSe INHALT Mag. Rajko Kejžar, dipl. inž., Železarna Seite Jesenice Verwendung der Korundhaltigen Stampf-massen und der Korundhaltigen Massen fur die heissen Remonte bei der Ausmauerung und Verkleidung der Gfen in der Hiitten- betrieben..............81 DK: 666.767 ASM/SLA: RM h Kovačič S., dipl. inž., Kovačič J., dipl. inž. Železarna Sisak Versuche zur Erzeugung von hochbasischen Sinter...............99 DK: 620.18 ASM/SLA: B 16 a Rodič Alenka, dipl. inž., Železarna Ravne Die Bestimmung der Entkohlungstiefe bei verschiedenen Stahlsorten.......105 DK: 669—151.84 ASM/SLA: J 4 a, M 21 c Kimoto S, Jeol Co. Tokyo, Japonska Die Raster Elektronenmikroskopie und die Rontgen-MikroanaIyse.........121 DK: 621.385.833 ASM/SLA: M 21 e, S 11 g Stocca Bogdan, dipl. inž., Železarna Jesenice Metalluberzug mit Zink........133 DK: 699.586.5 ASM/SLA: L 16, Zn Jezeršek Aleksander, dipl. inž., Železarna Jesenice Schwierigkeiten bei der Bestimmung von Deltaferit in den austenitischen nichtrosten- den Stahlen.............145 DK: 669.112.228.1 ASM/SLA: M26q, SSe CONTENTS Mag. Rajko Kejžar, dipl. inž., železarna Page Jesenice Applicability of corundum tamping mixtures and of corundum mixtures for hot repairs for lining metallurgical furnaces.......81 DK: 666.767 ASM/SLA: RM h Kovačič S., dipl. inž., Kovačič J., dipl. inž. Železarna Sisak Trial to make a highly basic sinter .... 99 DK: 620.18 ASM/SLA: B 16 a Rodič Alenka, dipl. inž., Železarna Ravne Determination of the decarburization depth in different steels...........105 DK: 669—151.84 ASM/SLA: J 4 a, M 21 c Kimoto S, Jeol Co. Tokyo, Japonska On the scanning electron microscopy and x-ray microanalysis..........121 DK: 621.385.833 ASM/SLA: M21e, S 11 g Stocca Bogdan, dipl. inž., železarna Jesenice Surface coatings with zine........133 DK: 699.586.5 ASM/SLA: L 16, Zn Jezeršek Aleksander, dipl. inž., Železarna Jesenice Problems in determining appearance of delta ferrite in austenitic rustless steels.....145 DK: 669.112.228.1 ASM/SLA: M26q, SSe CO AEP5KAHHE Mag. Rajko Kejžar, dipl. inž., Železarna Jesenice IlpHMeHeHHe Macc aah Tpa,\iGoBKH h KopyH-AOBbix Macc npn ropanen iiohhhkh h npn o6AHiioBaHiiK) MeTaAAyprnMecKHx nenett 81 DK: 666.767 ASM/SLA: RM h Kovačič S., dipl. inž., Kovačič J., dipl. inž. Železarna Sisak OnbiTbi h3fotobaehhfl arAOMepaTa bucokoh ochobhocth.............99 DK: 620.18 ASM/SLA: B 16 a Rodič Alenka, dipl. inž., OnpeAeAeHHe TAVSHHM npn pa3AHMHbix copxax DK: 669—151.84 ASM/SLA: J 4 a, M 21 c železarna Ravne o6e3yrAepo>KHBaHHH CTaAH......105 Kimoto S, Jeol Co. Tokyo, Japonska O CeTKOBOH eAeKTpOHHOH MHKpOCKOnHH H O peHTreHOBbiM MHKpoanaAH3e.......121 DK: 621.385.833 ASM/SLA: M 21 e, S 11 g Stocca Bogdan, dipl. inž., Železarna Jesenice metaaahneckoe nokpbithe c qhhkom . . . 133 DK: 699.586.5 ASM/SLA: L 16, Zn Jezeršek Aleksander, dipl. inž., Železarna Jesenice IIpoSAeMaTHHHOCTb OIipeAeAeHHH nOHBAeHHH AeAbTa ' ki so v ^enačevalni aredic 7araH?»er1tUrno (izenačevanje temperature turo valjanfa enakomernega P-gretja na tempera- ja ki na "tane~ na° ^^ * j8** rJ^rU „ • v a gredici v ogrevni zoni, delno Omsan lČ6Valni ZOni> "4bolj obremenjeni. iP ; S korundno opeko obzidani del dna topirim H "J38reVnt Peči" Po Približno polletnem ^eke skoraj nena-J.„ 9 p učinkovanja škaje se je poznal le nkrn ™!h l globmo- mehansko poškodovanih -okrusemh pa Je bilo le ca. 10 % opek. smo tih dohT °pisanih Pozitivnih rezultatov, ki p" Saditvi korundnih opek v zad- n žte na BeTaCeVaIne ZOne °grevne Peči v valJar-nnmiftipL Smo Se odločiIi za korundno oblogo pomičnega m nepomičnega dna tudi v ogrevni ™™Pre,osM® delu izenačevalne zone. Zaradi J lmajo nabijalne mase pred ope- srJssss' ™tr ^ hirfvgradi: ponovnem bi odločili, da bomo pri ■ • „ iaganju dna ogrevne peči (ogrevne no maTo 6 ZOne) Up°rabili korundno nabij al- 4 2Stave KORUNDNE NABIJALNE MASE - LABORATORIJSKE RAZISKAVE a) Uporabnost korundnih mas »Sestava I« in »Sestava III« Že pri izbiri najprimernejše sestave korundne aV° korundnih opek (glej članek »rriprava in uporabnost korundnih opek v meta-5eleuzarski zbornik III, 1969, št. 4) smo Sern \ H-bJ bUi >>Sestava * »Sestava III« u ze v Surovem stanju precej trdne korundne izdelke, pa tudi fizikalno kemične lastnosti žganih izdelkov, ki so bili oblikovani pod pritiskom 200 kp/cm2 ali pa z nabijanjem s pnevmatskimi kladivi, so dobre. Priprava korundnih mas »Sestava I« in »Sestava III« je sledeča: Korundni granulat najprej na-vlažimo z raztopino vezivnih dodatkov [A1(H2P04)3 in H3PO4] ter nato navlaženi mešanici korundnih zrn med mešanjem dodamo še surovo glino Blatuša in surovi fosfat, ki vsebuje ca. 90 % Ca3(P04)2 in je tudi dodatek za izboljšanje sintranja korundnih izdelkov, ki jih žgemo pri temp. pod 1400° C. Sestava korundnih mas »Sestava I« in »Sestava III« je naslednja (glej tabelo št. 5): Tabela št. 5 Sestava Sestava Korund 2—3 mm (ut. %) 45 45 Korund 0,25—0,5 mm (ut. %) 25 25 Korund »ciklon« (ut. %) 15 15 Surova glina Blatuša (ut. %) 15 15 Gel Al (H2P04)3 (g/100 g mase) 2 _ Surovi fosfat (g/100 g mase) 0,5 1 Tehn. 10 % H3P04 (ml/100 g mase) 3 _ Tehn. 40 % H3P04 (ml/100 g mase) — 3 Vlažnost opisanih korundnih mas je ca 3—5 %. Priprava gela Al (H2P04)3 je opisana v članku »Priprava in uporabnost korundnih opek v metalurgiji«, železarski zbornik III, 1969 št 4 stran 252. Probna telesa (0 ca. 35 mm, h ca. 35 mm), oblikovana pri 200 kp/cm2 ter po osušenju toplot- Tabela št. 6 — Kemična analiza no obdelana na 3 različne načine (le osušena pri 105° C ter žgana pri 800 in 1400° C) so imela sledeče fizikalno kemične lastnosti (glej tabelo št. 6 in št. 7). Pri določanju Ta-točke nastopi v temperaturnem območju med 1000 in 1500° C malo posedenje — premik korundnih zrn (zgostitev), ki v temperaturnem območju tvorbe evtektikov (steklaste faze) zavzamejo gostejšo postavitev. Posedenje se jasno vidi v temperaturnem diagramu določanja Ta-točke (glej diagram št. 4) Temperaturni diagram določanja Ta — točke 7- Sestava 1. 2-Sestava III 7 <05 °C ^t 5% Temperatura (°Cj Velikost probnih teles Pritisk oblikovanja Toplotna obdelava Diagram št. 4 i cca. 35mm, h cca. 35 mm 200 kp/cm1 800 °C Iz kemične analize in rezultatov fizikalno kemičnih določitev je razvidno, da sta obe opisani korundni sestavi mas (Sestava I in Sestava III) primerni kot korundni nabijalni masi. Od korundne mase »Sestava II«, ki se uporablja za izdelavo kompaktnih korozijskih odpornih korundnih opek, ki jih oblikujemo pod visokimi pritiski, se omenjeni sestavi korundnih mas razli- a1a Si02 % % Fe203 % CaO % MgO % Ti02 % p2o5 % alkalije % Sestava I. Sestava III. 82,92 7,00 84,66 7,60 4,00 1,76 0,78 0,78 0,72 0,40 2,71 2,67 1,23 1,26 0,20 0,70 Tabela 7 — Fizikalno kemične lastnosti Topi. obd. »C 0 mm TI. trd. kp/cm2 Sp. teža kp/cm3 Porozn. % Ta toč. °C Temp. sp. Sestava I. 105 35,9 130 800 1400 35,9 36,1 280 750 3,51 21,5 20,5 nad 1700 (1305) nad 10 Sestava III. 105 35,9 85 800 1400 35,9 36,3 250 1005 3,53 23,6 20,4 nad 1700 (1315) nad 10 kujeta le v dodatkih za izboljšanje sintranja (»Sestava II« — ca 0.9 % P2O5 v obliki surovega fosfata, in tehn. 20 % H3P04; »Sestava I« — ca. 1,2 % P205 v obliki gela Al-fosfata, surovega fosfata in tehn. 10 % H3PO4; »Sestava III« — ca 1,3 % P2O5 v obliki surovega fosfata in tehn. 40% H3PO4). Korundna masa »Sestava I« bi bila glede na nekoliko boljše fizikalne lastnosti v osušenem stanju primernejša za nabijanje, ker pa je zaradi uporabe gela Al (H2P04)3, ki ga moramo posebej pripraviti, dražja kot korundna masa »Sestava III«, ki se v fizikalno kemičnih lastnostih ne razlikuje bistveno od korundne mase »sestava I«, je korundna masa »Sestava III« ekonomsko primernejša. b) Priprava korundnih nabijalnih mas na osnovi teoretskih predvidevanj — razvoj korundne mase »Sestava III« v korundno nabijalno maso Ker so pritiski nabijanja korundnih nabijalnih mas s pnevmatskimi kladivi (okoli 200 kp/cm2 in manj) nižji kot pritiski oblikovanja korudnih opek Tabela št. 8 Korund 2—3 mm (ut. %) Korund 0,25—0,5 mm (ut. %) Korund »ciklon« (ut. %) Surova glina Blatuša (ut. %) Surovi fosfat, ca. 90 % Ca3 (P04)2 Tehn. conc H3PO4, a = 1,67 g/cm3 Vlažnost pripravljene korundne nabijalne mase je ca. 3—5 %. Pred uporabo jo moramo po potrebi ponovno navlažiti — pri vskladiščenju se korundna nabijalna masa delno osuši. Pri pripravi korundne nabijalne mase smo korundna zrna navlažili predvsem zato, da se surova glina in surovi fosfat nanje prilepita ter tako enakomerno porazdelita med korundna zrna. Po taki pripravi korundne nabijalne mase je tudi kasneje pri presipanju in transportu razmešanje korundne mase znatno manjše. Iz korundne nabijalne mase pripravljena prob-na telesa (0 ca. 35 mm, h ca. 35 mm), ki so bila oblikovana s stiskanjem na 200 kp/cm2 in po temeljitem osušenju toplotno obdelana sledeče: le osu-šena pri 105° C ter žgana pri 600, 800, 1000, 1200, 1300 in 1400° C, so imela naslednje fizikalno kemične lastnosti (glej tabela št. 9 in št. 10): Tabela št. 9 — Kemična analiza A1203 Si02 Fe203 CaO MgO Ti02 P205 % % % % % % % A 79,15 13,20 1,12 1,12 0,97 2,10 1,41 B 80,58 11,80 2,24 1,57 0,48 1,93 0,51 (200—600 kp/cm2) in ker so zato korundna zrna v pnevmatsko nabitem izdelku bolj razmaknjena kot v stisnjeni surovi korundni opeki (več korundnih zrn zavzame postavitev v obliki kocke), je za pripravo korudnih nabijalnih mas primernejša granulacijska sestava z nekoliko manj grobe korundne frakcije in nekoliko več surove gline (teoretično obdelano v poglavju I. 1. »Osnove sestave korozijsko odpornih korundnih nabijalnih mas«). Korundno nabijalno maso smo pripravili podobno kot korundne mase za izdelavo opek, in to na sledeč način: Korundni granulat smo najprej navlažili ter zatem med mešanjem primešali še surovo glino Blatuša in surovi fosfat. Surova glina in surovi fosfat oblečeta vlažna korundna zrna — se enakomerno porazdelita med korundna zrna. Dobimo homogeno korundno nabijalno maso. Sestava korundne nabijalne mase, pripravljene na osnovi teoretskih predvidevanj, je naslednja glej tabelo št. 8): A B 40 40 25 25 15 15 20 20 1 2 1,5 — Tabela št. 10 — Fizikalno kemične lastnosti Topi. ob d. "C S g ■O C t. C ■M O a H« Sp. teža g/cm3 Porozn. % Ta-toč. °C Temp. sp. A 105 35,9 180 800 35,9 375 3,48 20,4 1665(1195) 1300 36,6 750 3,32 22,7 1640(1430) nad 10 1400 37,0 660 3,33 25,8 nad 10 B 105 800 1300 1400 35,9 35,9 35,9 36,0 50 280 1030 1110 3,62 3.34 3.35 21,4 12,8 14,1 nad 1700(1440) 1650 4 5 Pri določanju Ta-točke nastopi v temperaturnem območju taljenja evtektikov (1000—1500°C) malo posedenje (premik korundnih zrn — zgostitev), podobno kot pri »Sestavi I« in »Sestavi III«. Posedenje je pri vzorcih pripravljenih iz korundne nabijalne mase sestave »A«, ki vsebuje nekoliko večjo količino dodatkov za izboljšanje sintranja (tvorbo steklaste faze), izrazitejše. Pri predhodno sintranih vzorcih pri temp. 1300° C je posedenje (g/100 g mase) (ml/100 g mase) manj izrazito: tako pri vzorcu sestave »B«, ki je predhodno sintran pri temp. 1300° C, ne nastopi posedenje (glej diagram št. 5 in št. 6). Odvisnost zasintranja korundne mase od temperature sintranja lepo kažejo tlačne trdnosti probnih teles zasintrnaih pri različnih temperaturah (glej tabelo št. 11 in diagram št. 7). Temperaraturni diagram določanja Ta - točke 1 - Sestava A 2- Sestava B e 6 -c mov 1 yb 7 \ 1 T 1 500 1000 1500 Temperatura C C J Odvisnost tlačne trdnosti (sintranja) oblikovanih korundnih nabijalnih mas od toplotne obdelave 1 - uporaba tehnične HjPOi kot dodatek za izboljšanje sintranja (sestava korundne nab. mase „A" J 2 - uporaba surovega fosfata kot dodatek za izboljšanje sintranja (sestava korundne nab. mase .B ) 1500 o -§ o C: 500 _ 7 -1 105 600 800 1000 1200 Toplotna obdelava CC) 1400 Diagram št. 7 e £ ■c M Velikost probnih teles Pritisk oblikovanja Toplotna obdelava Diagram št. 5 i cca. 35 mm, h cca. 35 m m : 200 kp/cm : 800'C Temperaturni diagram določanja Ta - točke 1 - Sestava A 2 - Sestava B KS IT lac t '0 500 1000 1500 Temperatura (°CJ Velikost probnih teles : i cca. 35 mm, h cca. 35 mm Pritisk oblikovanja : 200 kp/cm1 Toplotna obdelava 1300 'C Diagram št. 6 Tabela 11 Toplotna obdelava °C Tlačna trdnost kp/cm2 A B 105 180 50 600 300 200 800 375 280 1000 365 300 1200 620 530 1300 750 1030 1400 680 1110 Iz tabele št. 11 in diagrama št. 7 je razvidno, da je za sintranje korundnih izdelkov in nabitih delov peči, ki jih pripravimo z nabijanjem iz opisanih korundnih nabijalnih mas (sestava »A« in sestava »B«), nujno potrebna temperatura 1250° C. Sestavi korundnih nabijalnih mas »A« in »B« imata zaradi nekoliko večjega dodatka surove gline Blatuša znatno boljšo oblikovalnost kot sestavi »I« in »III«, glede fizikalno kemijskih lastnosti pa se izdelki iz sestav »A« in »B« ne razlikujejo bistveno od izdelkov iz sestave »I« in »III«. Zaradi bolj ugodne granulacijske sestave imajo izdelki iz sestav »A« in »B« tudi nekoliko nižjo poroznost in višjo tlačno trdnost — to je jasno razvidno predvsem pri izdelkih sestave »B«. (Izdelki sestave »A« pri žganju na temp. 1300 in 1400° C nekoliko nabrekajo zaradi kemičnih reakcij med H3P04 in ostalo ko-rundno maso, v kateri je 20 ut. % surove gline Blatuša). Izdelki iz korundne nabijalne mase sestave »A« imajo v osušenem in pri nižjih temperaturah (okoli 800° C) žganem stanju nekoliko boljše fizikalne lastnosti (pri učinkovanju H3PO4 na korund-no maso nastale soli utrdijo te izdelke) kot izdelki, narejeni iz korundne nabijalne mase sestave »B«, ki pa so trdnejši in gostejši po žganju pri višjih temperaturah (nad 1200° C), ker skoraj ne nabrekajo. Slabo stran korundne nabijalne mase sestave »B« — nizko trdnost v surovem stanju — odstranimo tako, da po nabijanju površino nabite korundne mase tanko premažemo s H3PO4. Del peči, obložen s korundno nabijalno maso sestave »B«, tanko površinsko premazan s H3PO4, ima dobre fizikalne lastnosti tako v surovem kot v zasintra-nem stanju. Slaba stran korundne nabijalne mase sestave »A« je poleg nabrekanja pri visokih temperaturah sintranja (nad 1200° C) še sproščanje H2S (ta problem nastopi tudi pri premazovanju dela peči, ki je obložen s korundno nabijalno maso sestave »B«, s H3PO4), ki nastaja pri učinkovanju H3PO4 na korundna zrna, ki vsebujejo primesi kovinskih sulfidov (elektro taljeni korund se za tehnične namene pripravlja s taljenjem boskita; pri tem se žveplo, ki ga boksit vsebuje, reducira v sulfidno obliko). Večina H2S se razvije že pri izdelavi te korundne nabijalne mase, tako da mora imeti mešalec, v katerega dodajamo H3PO4, dobro urejeno zračenje — močne ventilatorje. Ker pa se del H2S lahko sprošča tudi pri sami vgraditvi — nabijanju omenjene mase, moramo tudi tu poskrbeti za zračenje. 5. Izdelava korundne ognjeodporne obloge — uporaba korundne nabijalne mase a) Vgraditev S korundno nabijalno maso sestave »B«, ki je cenejša (H3PO4 je zamenjana s surovim fosfatom), primernejša za nabijanje (H2S se ne razvija) glede fizikalnih lastnosti v vgrajenem zasintranem stanju pa boljša kot korundna nabijalna masa sestave »A«, smo obložili pomično in nepomično dno ogrevne in izenačevalne zone ogrevne peči v valjar-ni žice na Beli. Tik pred vgraditvijo (nabijanjem) smo korundno nabijalno maso primerno navlažili. Med prevozom in vskladiščenjem se je delno osušila, da je postala primerna za nabijanje, zato smo morali manjkajočo vlago nadomestiti. Najprimernejša vlažnost korundne nabijalne mase je 3—5 °/o. Primerno navlaženo korundno nabijalno maso smo nabijali s pnevmatskimi kladivi. Nabijati moramo pazljivo in v tankih plasteh, tako da postane nabita korundna masa skoraj brez plasti (monolitna), gosta in trda. Da pri segrevanju ne bi prišlo v nabiti korundni masi zaradi raztezanja do napetosti, moramo s korundno nabijalno maso nabite večje dele peči fugirati, podobno kot podobne Plibrico mase, to je 1 cm/m. Pri vgradnji (nabijanju) korundne nabijalne mase v dno ogrevne peči smo fugirali z lesenimi deskami debeline ca. 1 cm, ki smo jih vgradili v nabito korundno maso na razdalji ca. 1 m (glej skico št. 4). Fugiranje pri vgraditvi korundne nabijalne mase v dno ogrevne peči Skica št. 4 Zaradi boljšega sušenja nabite korundne mase moramo vanjo zvrtati luknje (0 ca. 5 mm in globine min. 70 % debeline nabite korundne mase) na razdalji 15—20 cm (glej skico št. 5). Lega lukenj, ki omogočajo dobro sušenje nabite korundne mase h = globina lukenj H= debelina nabite korundne mase min. 0,7 Skica št. 5 Zaradi površinske utrditve in utrditve robov smo nabito korundno maso površinsko tanko pre-vlekli s tehnično fosforno kislino (1:1). Fosforna kislina reagira s korundno maso, nastale soli utrdijo premazane dele površine, zaradi sproščanja H2S pa moramo poskrbeti za intenzivno zračenje (postavitev ventilatorjev). b) Sušenje, segrevanje in žganje Dolgotrajno sušenje, segrevanje in žganje je slaba stran ognjeodpornih betonov in nabijalnih mas. Ker te ognjeodporne proizvode vgrajujemo v vlažnem stanju, moramo prisotno vodo počasi in previdno odpraviti. Vgrajeni ognjeodporni beton, oz. nabijalno maso moramo zato najprej temeljito osušiti ter šele za tem počasi segrevati (hitro segrevanje in nezadostno osušenje povzroči prehitro odhlapevanje vode, površina se hitreje osuši kot notranjost. Zaradi različnega krčenja površine in notranjosti nastopijo napetosti — vgrajeni beton, oz. nabijalna masa razpokata. Vzrok razpokam je tudi zaostala vlaga v notranjosti, ki zaradi krčenja površine pri prehitrem segrevanju ne more dovolj hitro prodreti na površino ter se upari v notranjosti in tako povzroča še dodatne napetosti). Opisanim problemom sušenja in segrevanja so ognjeodporni betoni bolj podvrženi kot ognjeodporne nabijalne mase — vlažnost ognjeodpornih betonov je večja kot vlažnost ognjeodpornih nabijalnih mas. Tudi odstranjevanje vezane H20 in najrazličnejše kristalne spremembe, ki nastopajo pri segrevanju oblog iz ognjeodpornih betonov oz. nabijalnih mas, zahtevajo počasno in pazljivo segrevanje. Pri sušenju korundne nabijalne mase, ki vsebuje ca. 3—5 % vlage, moramo po premazanju nabite korundne mase s tehn. H3P04 (1:1) sušiti brez segrevanja min. 24 ur. Po temeljitem osušenju pri normalni temperaturi pričnemo s počasnim segrevanjem, da do temp. 200° C počasi odstranimo vso nevezano vodo. Segrevanje pri odstranjevanju vezane vode pa je pri korundnih nabijalnih masah vezano le na obnašanje surove gline, saj korundni granulat ne veže vode, dodatki za izboljšanje sintranja (surovi fosfat) pa so prisotni le v majhnih količinah. Kritična temperatura za odstranjevanje vezane vode pri sušenju nabitih korundnih mas je lepo razvidna iz diagrama odstranjevanja vode s segrevanjem glinenih mineralov: kaolinita, montmorilonita in ilita (glej diagram št. 8) in iz diagrama diferencialno termične analize glinenih mineralov: kaolinita, montmorilonita in ilita (glej diagram št. 9). Odstranjevanje vode s segrevanjem iz glinenih mineralov / - kaolinit 2- montmorilonit 3 - Hit Temperatura v °C Diagram št. 8 Izvor kristalnih sprememb med segrevanjem nabite korundne mase so surova glina in dodatki za izboljšanje sintranja. Ker pa je v korundni masi le 20 % surove gline in ca. 2 % dodatkov za izboljšanje sintranja, so kristalne spremembe, kot na primer: — razgradnja glinenih mineralov pri temp. ca 500° C, A1203.2 Si02.2 H20 -» A1203.2 Si02 + 2 H20 Kaolinit Metakaolinit Diferencialno termična anafiza glinenih mineralov 1 - kaolinit 2- montmorilonit 3 - Hit Temperatura v °C Diagram št. 9 — razpad metakaolinita pri temp. območju 700—780° C, A1203.2 Si02 A1203 + 2 Si02 prosti oksidi — nastajanje mulita pri temperaturah nad 900° C, 3 A1203 + 6 Si02 -> 3 A1203. 2 Si02 + 4 Si02 Mulit — pretvorbe prostega in sproščenega Si02, — nastajanje evtektikov; tvorba silikatnih in fosfatnih stekel, — skoraj popolnoma zabrisane, saj se korund-nemu granulatu, ki je mineraloško a A1203, kristalna struktura s segrevanjem ne spreminja. Na osnovi navedenih teoretičnih dejstev je bil postavljen temperaturni režim sušenja, segrevanja in sintranja ognjeodporne obloge iz opisane korundne nabijalne mase po temeljitem osušenju pri normalni temperaturi (glej diagram št. 10). Temperotrni režim sušenja, segrevanja in sintranja ognjeodporne obloge iz korundne nabija/ne mase Sušenje Segrevanje Sintranje v Cas (ure) Diagram št. 10 c) Obnašanje s korund.no nabijalno maso obloženega dna med obratovanjem S korundno nabijalno maso obloženo pomično in nepomično dno ogrevne in izenačevalne zone ogrevne peči, je obratovalo brezhibno — praktično brez okvar ca. 4 mesece. Potrebno je bilo le redno vzdrževanje peči — izravnavanje dna, to je zasipavanje vdolbin (po potrebi) in redno čiščenje škaje, ki pa je enostavneje, če je dno obloženo s korundno maso, kot če je obloženo s šamotno maso, ker se na korundno oblogo škaja manj trdno lepi kot na šamotno oblogo. Po približno štirimesečnem obratovanju je prišlo na dnu ogrevne peči, ki je bilo obloženo s korundno nabijalno maso, do mehanske okvare. Pomično dno, ki je zaradi vpliva temperature delno skrivljeno, je pri pomiku navzgor mehansko poškodovalo nepomično dno, tako da je z naslonitvijo na nepomično dno (konstrukcija pomičnega dna dopušča nihanje pomičnega dna do nepomičnega dna) pri pomiku navzgor odtrgalo del nepomičnega dna (pri pomiku navzdol pa se lahko tudi samo na podoben način poškoduje). Odtrgani del pomičnega ali pa nepomičnega dna je potem vzrok še večjih poškodb, ki jih povzroče gredice, ki pridejo v poškodovani del dna peči. Vzroki za naslonitev pomičnega dna na nepomično dno so: predvsem temperaturna skrivlje-nost pomičnega dna, neenakomeren dvig gredic pri prenašanju teh po peči in skrivljenost gredic (oboje ima za posledico sukanje gredic v peči) ter od oboka odpadli kosi opek (ti se lahko zagozdijo med pomično in nepomično dno, povzroče pa lahko tudi sukanje gredic v peči). Z izboljšavo konstrukcije pomičnega dna ogrevne peči (da se pomično dno ne bo moglo nasloniti na nepomično dno), se bo tudi vzdržnost s korundno nabijalno maso obloženega dna znatno izboljšala, saj so rezultati praktičnega obratovanja tako obloženega dna ogrevne peči pokazali, da je korundna obloga izdelana iz korundne nabijalne mase dobro odporna proti vsem ostalim toplotnim, mehanskim in korozijskim obremenitvam, ki delujejo na dno ogrevne peči. II. KORUNDNE MASE ZA VROČA POPRAVILA PECI 1. Namen vročega popravila Z rednimi vročimi popravili (vzdrževanjem peči) hočemo doseči predvsem skrajšanje zastojev v proizvodnji in izboljšanje vzdržnosti celotne ognjeodporne obloge. Pri popravljanju ognjeodporne obloge peči brez predhodne ohladitve, ki je možno z uporabo korundnih mas za vroča popravlia, odpade dolgotrajno hlajenje ter zatem ponovno segrevanje, ki je nujno pri popravljanju ognjeodporne obloge peči v hladnem. Ker se čas popravila obloge peči znatno skrajša, je možno na ta način oblogo peči redno popravljati — vzdrževati. Zaradi rednega vzdrževanja obloge pride dosti redkeje do večjih okvar (manjše okvare obloge sproti vroče popravljamo), ki zahtevajo popravilo v hladnem stanju, zato tudi redkeje peč ohlajamo in segrevamo. Ognjeodporna obloga peči, ki jo redno vzdržujemo, je torej manj pogosto podvržena pospešenemu ohlajanju in segrevanju, ki zelo neugodno vpliva na njeno vzdržnost. Z uporabo mas za vroča popravila ognjeodporne obloge peči (rednim vzdrževanjem) se torej zmanjšajo zastoji v proizvodnji (vse manjše okvare ognjeodporne obloge popravimo kar pri delovni temperaturi peči — odpade dolgotrajno hlajenje in segrevanje), vzdržnost celotne ognjeodporne obloge peči (obok, stene in dno) pa se poveča (delno posledica rednega popravljanja obloge, delno pa posledica zmanjšanja števila pospešenih ohladitev in segrevanj). 2. Osnovne sestave korundnih mas za vroča popravila peči a) Sestava Podobno kot korundne nabijalne mase so tudi korundne mase za vroča popravila peči sestavljena iz korundnega granulata, surove gline in vezivnih dodatkov. b) Granulacijska sestava Pri popravljanju ognjeodporne obloge s ko-rundnimi masami za vroča popravila so pritiski oblikovanja v primerjavi z nabijanjem in stiskanjem zelo nizki, saj gre pri popravljanju ognjeodporne obloge peči v vročem stanju v glavnem le za zravnanje vnesene korundne mase v vroči peči. Pri takem načinu popravljanja ognjeodporne obloge bo torej še več zrn zavzelo postavitev v obli- ki kocke kot pri oblikovanju s stiskanjem ali pa nabijanjem. Da pa bomo dobili tudi pri tem načinu popravljanja peči popravljeni del ognjeodporne obloge razmeroma gost, moramo izbrati granula-cijsko sestavo tako, da je pri postavitvi večjih zrn v obliki kocke ravno prav srednjih in finih zrn, da zapolnijo prazna mesta med večjimi zrni. Iz teoretično izračunanega trofrakcijskega diagrama poroznosti za postavitev zrn v obliki kocke (glej diagram št. 1) je izbrana teoretično najprimernejša granulacijska sestava korundnih zrn za dosego največje gostote sledeča (glej tabelo št. 12): Tabela 12 Sestava korundnih zrn Groba frakcija (korund 2—3 mm) 58 % Srednja frakcija (korund 0,25—0,5 mm) 29 % Fina frakcija (korund »ciklon«) 13 % Ker so pri popravljanju peči v vročem stanju oblikovalni pritiski zelo nizki, moramo pri pripravi korundnih mas za vroča popravila uporabiti enako kot pri pripravi korundnih nabijalnih mas precej surove gline (20—25 ut. %). Surova glina obda ovlažena korundna zrna — tako postane korundna masa plastična, plastičnost pa se še poveča z dodatnim navlaženjem. S podano teoretično sestavo korundnih zrn v korundni masi za vroča popravila dobimo nizko poroznost popravljenih delov ognjeodporne obloge peči le pri idealnem pomešanju. Ker praktično nikdar ne dosežemo idealnega pomešanja, je najprimernejša granulacijska sestava korundnih zrn v korundni masi za vroča popravila enaka kot v korundni nabijalni masi (glej tabelo št. 4). Primanjkljaj finih frakcij (postavitev korundnih zrn je zaradi zelo nizkih oblikovalnih pritiskov redkejša kot pri nabijanju v nabiti korundni nabijalni masi — primerna granulacijska sestava je zato premaknjena še bolj kot pri korundni nabijalni masi v prid finejših zrn — glej diagram št. 3) pa dopolni večja količina fino zmletih dodatkov za izboljšanje sintranja (fino zmleto okensko steklo). c) Dodatki za izboljšanje sintranja Ker so korundna zrna v popravljenem delu ognjeodporne obloge (vroče popravilo) precej razmaknjena (postavitev zrn v obliki kocke), je za njihovo povezavo potrebno, da nastane več steklaste faze kot pri ostalih bolj zbitih, oz. stisnjenih korundnih masah. Količino steklaste faze lahko povečamo tako, da korundni masi kar dodamo potrebno količino zmletega okenskega stekla. Tako dobimo korundne mase, ki so pri temperaturi ca 1300° C plastične, pri delovni temperaturi ogrevne peči (do ca. 1200° C) pa le delno plastične, tako da se popravljeni robovi ne morejo krušiti, temveč se le zaokrožijo, popravljeno dno pa se pod obre- menitvijo delno posede — stisne za ca. 10 °o) ter pri tem pridobi na trdnosti (postopoma dobimo gostejšo postavitev korundnih zrn). 3. Izbira sestave korundne mase za vroča popravila — laboratorijske raziskave a) Izbi ra granulacijske sestave in vpliv surove gline na kvaliteto sintranja korundnih mas za vroča popravila Na osnovi trofrakcijskega diagrama poroznosti (glej diagram št. 3) smo izbrali tako granulacijsko sestavo korundne mase za vroča popravila, da sestava korundnih zrn približno ustreza praktično najprimernejši granulacijski sestavi, pri kateri zrna zaradi nizkih oblikovalnih pritiskov zavzemajo v precejšnjem številu postavitev v obliki kocke (glej tabelo št. 4). Granulacijska sestava korundnih zrn v korundni masi za vroča popravila naj bo torej podobna granulacijski sestavi korundnih zrn v korundni nabijalni masi. Za ugotovitev vpliva surove gline na kvaliteto sintranja smo primerjali korundno maso »Sestava III«, ki vsebuje 15 ut. % surove gline, s korundno maso, ki vsebuje 25 ut. % surove gline. Obe korundni masi imata vlažnost 3 % in enake dodatke za izboljšanje sintranja (obe vsebujeta na 100 g mase po ca. 1 ml tehn. conc. H3P04 in 1 g surovega fosfata), pa tudi v granulacijski sestavi korundnih zrn med obema masama ni bistvenih razlik. Sestava korundne mase »Sestava III« s 15 ut. °/o surove gline je sledeča (glej tabelo št. 13): Tabela 13 Sestava korud-ne mase Granulacija »Sestava III« kor. zrn __(ut.%) % Groba frakcija (korund 2—3 mm) 45 53 Srednja frakcija (korund 0,25—0,5 mm) 25 29 Fina frakcija (korund »ciklon«) 15 18 Surova glina Blatuša 15 Sestava korundne mase za vroča popravila s 25 ut. % surove gline je sledeča (glej tabelo št. 14): Tabela 14 Sestava kor. mase Granulacija za vroča popravila kor. zrn __(ut. %)_% Groba frakcija (korund 2—3 mm) 40 54 Srednja frakcija (korund 0,25—0,5 mm) 25 33 Fina frakcija (korund »ciklon«) 10 13 Surova glina Blatuša 25 Primerjavo kvalitete sintranja obeh opisanih korundnih mas v nasutem in zravnanem stanju smo izvedli na sledeči način: Na samotno ploščico smo v električni peči pri temperaturi ca. 800° C nasuli korundno maso ca. 5 mm visoko in jo zravnali (glej skico št. 6) ter zatem sintrali pri različnih temperaturah od 1000 do 1300° C. Pri sintranju smo na osnovi vezanja zrn in zasintranja z osnovno ploščico ugotavljali uporabnost preiskovanih korundnih mas za vroča popravila. Presek nasute in zravnane korundne mase na samotni ploščici \ nasuta in zravna korundna masa samotna ploščica Skica št. 6 Pri primerjanju opisanih sestav smo ugotovili, da je sestava s 25 % surove gline Blatuša znatno primernejša za vroča popravila peči kot »Sestava III«, ki ima 15 ut. % surove gline Blatuša, vendar še vedno ne sintra dovolj dobro, ker ima premalo dodatkov za izboljšanje sintranja. b) Vpliv večje količine vezivnih dodatkov (H3PO4, surovi fosfat in vodno steklo) na kvaliteto sintranja korundnih mas za vroča popravila Na osnovi ugotovitve, da so korundne mase, ki smo jih opisali v prejšnjem poizkusu, neprimerne kot korundne mase za vroča popravila zato, ker vsebujejo premalo dodatkov za izboljšanje sintranja, smo pripravili novi korundni masi za vroča popravila, ki se od prejšnjih razlikujeta le v vsebnosti vezivnih dodatkov. Sestava novih korundnih mas za vroča popravila je bila sledeča: Korund 2—3 mm 40 ut. % Korund 0,25—0,5 mm 25 ut. % Korund »ciklon« 10 ut. % Surova glina Blatuša 25 ut. % Novi korundni masi se med seboj razlikujeta le v dodatkih za izboljšanje sintranja. Sestava »a« vsebuje na 100 g mase 1,5 ml tehnične H3PO4 (o-= 1,67 g/cm3), 1,5 ml K vodnega stekla (a = 1,32 g/cm3) in 2 g surovega fosfata. Sestava »b« vsebuje na 100 g mase 2 ml tehnične H3PO4 (ff = 1,67 g/cm3) in 1,5 ml K vodnega stekla (o- = 1,32 g/cm3). Sintranje obeh opisanih sestav mas za vroča popravila je približno enako in je pri 1300° C v nasutem stanju že zelo dobro, pa tudi vezanje z osnovno ploskvijo je pri tej temperaturi zadovo-voljivo. Slaba stran teh sestav korundnih mas za vroča popravila pa je krhkost, zato ti korundni masi nista primerni za popravilo robov. Ker v vsakem delu ogrevne peči ni mogoče doseči temperature 1300° C, tudi pri uporabi omenjenih korundnih mas za vroča popravila ne dobimo vedno dobrega zasintranja vnesene korundne mase z osnovno maso dna peči. Za vroča popravila moramo pripraviti tako korundno maso, ki sintra v nasutem stanju že pri temp. ca. 1100° C in da pri sintranju na 1200 do 1300° C močno zasintrane produkte, ki se trdno vežejo z osnovno maso dna peči. c) Uporaba stekla za pripravo korundne mase za vroče popravilo peči Z dodatkom zmletega okenskega stekla korundni nabijalni masi smo dobili pri sintranju v nasutem stanju že pri temperaturi 1100° C zelo dobre zasintrane produkte, ki se tudi trdno povežejo z osnovno ploskvijo, če to predhodno posujemo s steklenim prahom. Da bi ugotovili vpliv dodatka okenskega stekla na kvaliteto sintranja korundnih mas za vroča popravila, smo pripravili dve sestavi korundnih mas za vroča popravila peči z različnim dodatkom fino zmletega okenskega stekla. Sestavi korundnih mas za vroča popravila smo pripravili iz korundne nabijalne mase sestave »B« in fino zmletega okenskega stekla na sledeč način: — 10 ut. % okenskega stekla; 100 g korundne nabijalne mase sestave »B« + 10 g fino zmletega okenskega stekla. — 3,5 ut. % okenskega stekla; 100 g korundne nabijalne mase sestave »B« + 3,5 g fino zmletega okenskega stekla. Iz opisanih korundnih mas za vroča popravila smo oblikovali probna telesa v modelu (glej skico št. 7) ročno (s pritiskom roke smo z batom stisnili v modelu probno telo — ca. 80 kg težak moški pritisne na omenjen način na bat s silo ca. 50 kg ter doseže z batom, ki ima 0 35 mm, torej površino pritisne ploskve ca. 10 cm2, oblikovalni pritisk ca. 5 kp/cm2). Ker so bili pritiski oblikovanja majhni, moramo z navlaženjem izboljšati oblikovalnost korundnih mas za vroča popravila. Da pa je mogoče te mase ročno oblikovati, jih navlažimo do ca. 15 % vlage. Na opisan način ročno oblikovana probna telesa smo po temeljitem osušenju toplotno obdelali sledeče: le osušili pri 105° C, žgali pri 600, 800, 1000, 1100, 1250, 1300° C. Po toplotni obdelavi so probna telesa imela sledeče fizikalno kemične lastnosti: (glej tabelo št. 15 in št. 16) Model za oblikovanje probnih teles 1 1 $35 1 ; ■ I - val/ v katerem oblikujemo probna telesa 2- bat s katerim pritiskamo na probna telesa 3 - ploščici 4 - bat (podlcika), ki omogoči stiskanje probnega telesa tudi od spodaj navzgor Temperaturni diagram določanja Ta-točke 1 - 10 ut, % okenskega stekla 2-3.5ut. % okenskega stekla fse mere so v mm Skica št. 7 Tabela št. 15 — Kemična analiza AI203 Si02 F&A CaO MgO Ti O, P, O, % % % ' % % % % 10 ut. °/o ok. stekla 74,05 18,20 1,12 2,00 1,29 1,93 0,45 3,5 ut. % ok. stekla 79,25 13,30 0,80 1,79 1,29 1,97 0,51 Tabela št. 16 — Fizikalno kemične lastnosti Topi. obd. "C s | (N •d S h c. nI 1 § d tS Porozn. % Ta - toč. °C Temp. sp. 105 35,7 10 10 ut. % 800 35,7 210 3,32 27,3 1075 ok. stekla 1100 36,4 470 3,17 26,7 Tb 1230 5 1200 39,4 315 3,06 29,1 105 35,7 10 3,5 ut. % 800 35,7 205 3,53 27,0 1125 ok. stekla 1200 36,1 710 3,12 17,2 Tb 1285 2 1250 ca. 45 500 3,00 18,9 Iz temperaturnega diagrama določanja Ta-to-čke je razvidno, da postaneta opisani oblikovani korundni masi za vroča popravila pri temperaturi ca. 1100° C delno plastični, do zrušitve pa pride (obremenitev 2 kp/cm2) v temperaturnem območju med 1200 in 1300° C (glej diagram št. 11). -C —■•- 125 C —~ — \ \ v | Temperatura ('C J Velikost probnih teles : i cca. 35 mm, h cca 35mm Pritisk oblikovanja : cca. 5 kp/cm (ročno) Toplotna obdelava : 800 •C Diagram št. 11 Odvisnost zasintranja korundne mase za vroča popravila lepo kažejo tlačne trdnosti probnih teles, zasintranih pri različnih temperaturah (glej tabelo št. 17 in diagram št. 12). Tabela št. 17 Toplotna obdelava. Tlačna trdnost (kp/cm2) 10 ut. % ok. st. 3,5 ut. % ok. st. 105 10 10 600 100 80 800 210 205 1000 220 240 1100 470 350 1200 315 710 1250 plastičen 500 (se razleze) 1300 — plastičen (se razleze) Odvisnost tlačnih trdnosti (sintranja) oblikovanih korundnih mas za vroča popravila od toplotne obdelave t-uporaba 10ut.% dodatka okenskega stekla 2-uporaba 3,5ut.% dodatka okenskega stekla 600 800 1000 1200 1400 Toplotna obdelava ('C) Diagram št. 12 Ugotovljene fizikalno kemične lastnosti probnih teles, ki so izdelana iz obeh opisanih sestav korundnih mas za vroča popravila peči, jasno kažejo, da je korundna masa, ki ji je primešano 10 ut. % okenskega stekla, primerna za popravilo delov peči, kjer lahko dosegamo temperature ca. 1100 do 1200° C; korundna masa, ki ji je primešano 3,5 ut. % okenskega stekla, pa je primerna za popravilo delov peči, kjer lahko dosegamo temperature 1150 do 1250° C. Dodatek okenskega stekla korund-ni nabijalni masi sestave »B« moramo pri pripravi korundne mase za vroča popravila izbrati glede na temperaturo, ki jo v delu peči, v katerem hočemo popraviti ognjeodporno oblogo, lahko dosežemo. Pravilno pripravljena in vgrajena korundna masa za vroče popravilo robov pomičnega in ne-pomičnega dna ogrevne peči je pri delovni temperaturi te peči v izenačevalni in ogrevni zoni (ca. 1100 do 1200° C) delno plastična. S tako ko-rundno maso pripravljeni robovi se ne krušijo, temveč se le zaokrožijo. 4. Vroče popravilo a) Popravilo ognjeodporne obloge pomičnega dna v izenačevalni zoni ogrevne peči Za vroče popravilo ognjeodporne obloge pomičnega dna v izenačevalni zoni smo uporabili kot korundno maso za vroča popravila korundno na-bijalno maso sestave »B«, ki smo ji tik pred vgraditvijo primešali 3,5 ut. % fino zmletega okenskega stekla ter mešanico zatem navlažili (ca. 15 % vlage), da je postala dobro oblikovna. Pred vnašanjem navlažene korundne mase za vroča popravila v peč smo izrabljeni, oz. poškodovani del ognjeodporne obloge dna peči, ki smo ga nameravali popravljati, dobro očistili. Po temeljiti odstranitvi škaje ter vseh zrahljanih in odlomlje-nih delov obloge z izrabljenega, oz. poškodovanega dela dna smo dvignili pomično dno, ki smo ga popravljali, v najvišji položaj ter vstavili skozi Vstavitev in pritrditev robnikov pri popravilu obloge pomičnega dna v izenačevalni zoni vratca peči v peč robnike — gredice ustrezne velikosti, ki smo jih naslonili na nepomično dno ter z železnimi palicami, ki so bile privarjene na gredice, z varjenjem pritrdili na vratca peči (glej skico št. 8). Robniki so lahko tudi iz pločevine (pločevina zvita v obliki klina); te vstavljamo v peč tako, da jih z ožjim koncem zagozdimo med pomično in nepomično dno. Robniki morajo biti vstavljeni v peč tako, da je njihov gornji rob v višini, ki naj jo ima pomično dno, ki ga popravljamo. Po vstavitvi robnikov smo očiščeno dno med robniki tanko posuli s fino zmletim steklenim prahom, ki omogoči trdno povezavo vnešene korundne mase z osnovno maso ognjeodporne obloge dna peči. Na tako pripravljeno izrabljeno, oz. poškodovano oblogo dna peči smo skozi vratca peči vnašali korundno maso za vroča popravila z železnim loparjem v obliki plošč in kep ter po zapolnjenju prostora med robnikoma vneseno korundno maso stlačili in zravnali tako, da smo po njej udarjali z železnim loparjem. Popravljeno ognjeodporno oblogo dna ogrevne peči (debelina nanesene korundne mase je ca. 5 do 10 cm) smo sintrali ca. 2 uri pri temperaturi ca. 1250 do 1300° C. b) Popravilo ognjeodporne obloge dna v ostalih delih ogrevne peči Za vroča popravila ognjeodporne obloge dna najbolj vročih delov ogrevne peči, to je ognjeodporne obloge dna v izenačevalni zoni in delu ogrevne zone, ki je poleg izenačevalne zone, moramo uporabiti kot korundno maso za vroča popravila korundno nabijalno maso sestave »B«, ki ji primešamo 3,5 ut. % okenskega stekla. Za vroča popravila ognjeodporne obloge dna nekoliko hladnejših delov ogrevne peči (preostali del ogrevne zone in meja med ogrevno in pred-grevno zono) pa uporabljamo kot korundno maso za vroča popravila korundno nabijalno maso sestave »B«, ki ji primešamo po potrebi, odvisno od temperature, ki jo lahko dosežemo (za dosego potrebne temperature sintranja lahko uporabimo tudi dodatni gorilnik, da popravljeno mesto tako z lokalnim segrevanjem zasintramo), 3,5—10 ut. % okenskega stekla. Ognjeodporno oblogo dna ogrevne peči lahko popravljamo skozi vratca peči; če pa je okvara obloge na takem mestu, da popravljanje skozi vratca ni možno, pa dvignemo za ca. 1 m segment oboka, pod katerim je poškodovani del obloge dna, ter na podoben način, kot je že opisano (točka 4. a), hitro popravimo poškodovano oblogo. c) Obnašanje popravljenega dela ognjeodporne obloge dna ogrevne peči med obratovanjem Po opisanem popravilu ognjeodporne obloge dna v izenačevalni zoni ogrevne peči je popravljeno Palici za pritrditev robnikov Pritrditev palic z zvarom dno delalo normalno še ca. dva meseca, to je do remonta ogrevne peči, ki je bil zaradi okvare go-rilcev. Med obratovanjem se je popravljena obloga dna ogrevne peči zaradi delne plastičnosti posedla pod obremenitvijo za ca. 0,5—1 cm. Popravljeni robovi pa se ne krušijo, temveč le zaokrožijo (delna plastičnost). ZAKLJUČEK 1. Uporabnost korundnih mas v metalurgiji je zelo široka. Uporabljajo se podobno kot korundne opeke (visoka ognjeodpornost, izredna trdnost ter dobra korozijska odpornost v nabitem stanju) predvsem na mestih, ki so podvržena kombinirani obremenitvi — istočasnim toplotnim, mehanskim in korozijskim vplivom. 2. Prednosti uporabe korundnih nabijalnih mas pred korundnimi opekami so: nižja cena ter enostavnejša in hitrejša vgraditev. 3. S pravilno izbiro granulacijske sestave dobimo z nabijanjem korundnih mas goste in korozijsko odporne ognjeodporne obloge. Kot primerna se je pokazala sledeča granulacijska sestava korundne nabijalne mase: Korund 2—3 mm 40 ut. °/o Korund 0,25—0,5 mm 25 ut. % Korund »ciklon« 15 ut. % Surova glina Blatuša 20 ut. % Z dodatki za izboljšanje sintranja pa omogočimo vezanje korundnih zrn z nastankom steklaste faze že pri temperaturi ca. 1200—1300° C. Kot dodatek za izboljšanje sintranja uporabljamo gel — Al (H2P04)3, tehn. H3P04 in surovi fosfat — Ca3(P04)2. Najvišje trdnosti nabite korundne mase v surovem stanju dobimo, če pri pripravi korundne nabijalne mase uporabimo gel — Al (H2P04)3. Tudi dodatek tehn. H3P04 povzroči dobro utrditev nabite korundne mase v surovem stanju. Trdnosti nabite korundne mase v surovem stanju so pri uporabi dodatka surovega fosfata slabe, po sintranju pa imajo te nabite korundne mase boljše fizikalne lastnosti, kot če bi bile pripravljene z dodatkom gela — Al (H2P04)3 ali pa tehn. H3P04 (ni nabrekanja). Ker je tudi cena surovega fosfata znatno nižja od cene gela — Al fosfata in cene tehn. H3P04, je za pripravo korundnih nabijalnih mas najprimernejši dodatek surovega fosfata. Da pa imajo tudi te nabite korundne mase razmeroma dobro trdnost v surovem stanju, jih površinsko utrdimo tako, da jih tanko premažemo s H3P04. 4. Primeren način vzdrževanja peči je redno popravljanje ognjeodporne obloge v vročem stanju, to je brez predhodne ohladitve peči, ker ima za posledico skrajšanje zastojev v proizvodnji (odpade dolgotrajno hlajenje in segrevanje) in izboljšanje vzdržnosti ognjeodporne obloge peči (delno posledica rednega vzdrževanja in obnavljanja ognjeodporne obloge, delno pa posledica zmanjšanja števila pospešenih ohlajanj in segrevanj). 5. Za redno popravljanje, oz. vzdrževanje ognjeodporne obloge pomičnega in nepomičnega dna ogrevne peči se je izkazala primerna korundna masa za vroča popravila, ki jo pripravimo tako, da pomešamo: 100 kg korundne nabijalne mase in 3,5—10 kg fino zmletega okenskega stekla Dodatek okenskega stekla dodamo odvisno od temperature, ki jo v tistem delu peči, v katerem popravljamo ognjeodporno oblogo, lahko dosežemo. Za vroča popravila tistih delov ognjeodporne obloge peči, kjer s samim kurjenjem peči ne dosežemo zadostne temperature, zasintramo popravljeni del ognjeodporne obloge z lokalnim segrevanjem (dodatni gorilnik). Trdno povezavo vnesene korundne mase pri vročem popravilu na poškodovano ognjeodporno oblogo dna pa dosežemo, če pred vnašanjem korundne mase za vroča popravila temeljito očiščeni del poškodovane ognjeodporne obloge dna ogrevne peči tanko posujemo s fino zmletim okenskim steklom. S korundno maso za vroča popravila popravljeni del ognjeodporne obloge se zaradi delne plastičnosti pri delovni temperaturi ogrevne peči pod obremenitvijo delno posede (ca. 10%), popravljeni robovi pa se ne krušijo, temveč le zaokrožijo. LITERATURA 1. Harders — Kienow: Feuerfestkunde (1960) 2. H. Slamang: Die Keramik (1958) 3. Beljankip — Lapi a — Iwanow: Technische Petrographie (1960) 4. R. Kei^ar: Priprava in uporabnost korundnih opek v metalurgiji — železarski zbornik III (1969) št. 4, stran 241— 261 ZUSAMMENFASSUNG Heutzutage wo man sich wegen des stetigen Bestrebens nach immer grosseren Leistungen die langdauernden Remonte nicht mehr leisten kann, finden in den Hiittenbe-trieben fur die feuerfesten Verkleidungen und die heissen Reparaturen der Ofen in immer grosserem Masse verschie-dene Stampfmassen und feuerfeste Betone ihre Vervven-dung. 1. Wegen der niedrigeren Preisse des einfachen und schnelleren Einbauens, ersetzen die Korundhaltigen Stampfmassen bei der feuerfesten Verkleidung der Ofen in immer grosseren Masse die teueren korundhaltigen feuerfesten Steine. Eine hohe Diehte, der temperatur, mechanisch und korrosionsbestandiger, Korundhaltige Stampfmassen (mit cca 80 % AI2O3) in gestampfen Zustand, wird ahnlich wie bei den Korundsteinen mit cca 85 °/o A1:03 (siehe Železarski zbornik III. 1969 Nr. 4, S. 241—261 — Vorbereitung und Verivertung der Korundhaltigen feuerfesten Steine in der Metallurgie) durch die Auswahl einer solchen Kornung erreicht, dass beim Durchmischen der Frak-tien, die kleinen Korner, die leeren Raume zvvischen den' grosseren ausfiillen. Da die Formungsdrucke beim Stampfen kleiner sind als beim Pressen der Korund-steine, ist die Aufstellung der Korner in der gestampften Korundmasse diinner. Im Vergleich mit der Korundmasse fiir die Fertigung dichter Korundsteine muss die Korund-haltige Stampfmasse eine grossere Menge kleinerer Ko-rundkorner (mehr mitlerer und feiner Fraktien) und eine grossere Menge der rohen Tonerde Blatuscha enthalten. Eine geeignete Granulationszusammensetzung ist folgend: 40 Gew. % Korund 2—3 mm Korund 0.25—0.5 mm Korund »Cyklon« Rohe Tonerde Blatuscha 25 Gew. % 15 Gew. % 20 Gew. % Die Korundhaltige Stampfmasse der obengenannten Granulationszusammensetzung ist gut verformbar und im gestampften und gesintertem Zustand mit einem Zusatz von 2 g rohen Phosfates (cca 90 % Ca3(Po00 auf 100 g Masse, um das Sintern zu verbessern, sehr dicht und fest. Mit der Korundhaltigen Stampfmasse gestampfter Bo-den des Warmeofens in Drahtwalzwerk Bela, hat trotz ungiinstigen Betriebsdinungen (Hubbalkenofen vvegen der hohen Hitze ziemlich deformiert) vier Monate lang praktisch ohne Beschadigungen der Korundverkleidung ausgehalten. II. Die feuerfeste Verkleidung des Ofens wird wenn es nur moglich ist im heissen Zustand repariert, um die Still-standzeit zu verkurzen und die Aushaltung der gesamten feuerfesten Zustellung zu verbessern. Fiir das regelmassige reparieren des Hubbalkenofen-bodens hat sich als amgeeignetsten die korundhaltige Masse fiir heisse Remonte ervviessen. Sie ist zusammen-gestellt aus: 100 kg korundhaltiger Stampfmasse und 3.5 bis 10 kg fein zemahlenes Fensterglasses. Mit dieser Masse reparierte feuerfeste Verkleidung sinkt unter der Warmebeanspruchung der Arbeitstempe-ratur (bis 1200° C) um etvva 10%. Die Kanten brechen nicht, sondern werden abgerundet. SUMMARY Today when tendency for higher outputs do not allow anymore long repairs various tamping mixtures, refractorv concretes and mixtures for hot repairs of furnaces are frequently used in lining metallurgical furnaces. I. Because of lovver priče, simplier and faster furnace lining the more expensive corundum bricks are greatly substituted by corundum mixtures. Compactness of mechanically stable, and corrosion and temperature resistant corundum tamping mixtures (about 80 % AI2O3) can be obtained in the tamped state similarly as in dense and corrosion resistant corundum bricks vvith about 85 % AI1O3 (Fabrication and applicability of Corundum Bricks in Metallurgy, Železarski zbornik III, 1969, No. 4, pp. 241-261) by chosing such grain composition that smaller grains just fill the spaces between the bigger grains when well mixed. Because the forming pressures in tamping corundum mixtures are smaller than that in compac-ting corundum bricks the package of grains in the tamped corundum mixture is not so dense. Comparing with the mixture for fabrication dense corundum bricks the corundum tamping mixture must contain a greater amount of smaller grains (more medium and fine fraction) and greater amount of raw clav Blatuša. Suitable grain composition of corundum tamping mixture is the following: Corundum 2 to 3 mm 40 wt. % Corundum 0.25 to 0.5 mm 25 wt. % Corundum »cyclone« 15 wt. % Raw clay Blatuša 20 wt. % The corundum tamping mixture of the given grain composition has a good formability and it is very dense and strong in tamped and sintered state when 2 g of ravv phosphate (about 90% Ca3 (PO-Oz) per 100 g of mixture is added for improved sintering. The bottom of the reheating furnace in wire rolling plant in Bela was lined with the corundum tamping mix-ture, and though the operating conditions of the furnace were unfavourable (the construction of mobile bottom which was considerably distorted because of high tempe-ratures allovved oscillation of the immobile bottom) the furnace vvorked about 4 months practically without repairs of the corundum lining. II. Furnace refractory lining is repaired, if possible, in hot state in order to reduce stops in production (long cooling and heating which are necessary in cold repairs of furnaces are thus eliminated) and improve endurance of the total furnace refractory lining (partially consequence of regulator repairs of the refractory lining, partially con-sequence of reduction of forced coolings and heatings). For regular repairs and maintenance of mobile and immobile bottoms of reheating furnaces the most suitable corundum mixture for hot repairs is prepared by mixing 100 kg of corundum tamping mixture and 3.5 to 10 kg of finely ground window glass. The refractory lining repaired with corundum mixture for hot repairs consolidates (about 10%) under load due to partial plasticity at the operating temperatures in the furnace (to about 1200° C). The repaired edges do not break but they are rounded. 3AKAIOTEHHE B HacTOflmee BpeMH CTpeMAemie K noBbimeHHio np0H3B0AHTeAb-HOCTH He n03B0AaeT AAHTeAbHbIX peMOHTOB H nOHHHOK, n03T0My AAH o6ahuobkh MeTaAAyprHMecKHX neneft Bce BoAbiue noAb3yK)TCH pa3AHpaKUHH MeAKHe 3epHa 3anoAHHK)T nycTOTbi Me»Ay KpynHbiMH. TaK KaK AaBAeHHH npn 4>opMOBaHbro KopyHAOBbix Macc MeHbUie ieM AaBAeHHH npH cacaraH KopyHAOBbix KHprumeft pacnoAo;KeHHe 3epeH b kopyhaoboii uacce 6oAee peAKOe. B cpaBHeHHH c kopyhaoboh Maccti M« KHpmraeii AOAJKHa kopvhao-Baa Macca aah naSiiBKii coAepJKaTb SoAbiiie MeAKHX 3epeH (ooAtme JieAKOH II cpeAHeii (ppaKUMH) c Soabiuhm yAeAOM ctipoii taiihbi BAaTyma. CaMbiii noAxoAHinHH rpaHyAOMeTpimecKnft cocTaB K0pyHA0B0ii Maccbi aaa na6iiBKH CAeAyiomHH: KopyHA 2—3 mm 40 B °/o KopyHA 0.25—0.50 mm 25 b % KopyHA »hhkaoh« 15 b % TAHHa BAaxyraa 20 b % KopyHAoaaa Macca ynoMimyrora rpaHyA0MeTpHqeCK0ra cocTaBa HMeeT BecbMa xopomyio cn0C06H0CTb cJjopMOBaHiia, a, ecAH stoh Macce AOAarb 2rp/100rp. cbipora oa}>aTa (npuSA. 90% Ca3(P04)2), to OHa b HagiiTOM h arAOMepasaHOJi cocrasHim aoctuto^iho bmcokoh rycTOTbi h BA3KOCTH. Aho HarpeBaTeAbHOH nein AAa OTJKHra npoBO-aokh Ha npoKaTHOM 3aB0Ae BeAa (Bela, MeTaAAypniKe noBbimeHa BbiHOCAHBOCTb oSahuobkii ueAora arperaTa. AAa pervAapHOH nOHHHKH t. e. noAAepacHBaHHio noABHSK-Hora h HenoABii>KHora AHa HarpeBaTeAbHOH neHH npn ropaieft noMHHKH 0Ka3aAacb npHMeHHMa CMecb npiiroTOBAenHaa 113 100 kt. KopynAOBoii Maccbi aab HaSHBKH h 3.5—10 icr. MeAKo cMOAOTOia 0K0HH0ra cTeKAa. HcnpaBAeHHaa MacTb 0rHeyn0pH0H oGahuobkh C KOpyHAOBOII Maccon BCAeACTBHII HaCTHHHOli IIAaCTH^HOCTII npn pa6craiix TeMn-ax HarpeBaTeAbHOH neiH (ao 1200° I}) noA BAiiaHiieM Harpy3KH oceAaeT; HcnpaBAeHHbie kpomkh He KpoinyTca a npiiHH-MaioT 3aoKpyrAeHHyio $opMy. Slavko Kovačič, dipl. inž., Ivo Kovačič, dipl. inž. Železarna Sisak DK: 620.18 ASM/SLA: B16a Poskusi izdelave močno bazičnega sintra Z običajno mešanico za sintranje v željezari Sisak, ki je značilna po velikem deležu ljubijskega limonita, smo napravili polindustrijske poskuse sintranja v mejah bazičnosti (Ca0/Si02) od 0,5 do 3,8. Posebna pozornost je veljala bazičosti sintra, pri kateri bi lahko popolnoma odstranili apnenec iz plavžnega vsipa Navedene so kemične, fizikalno kemične, fizikalne, mehanske in tehnološke lastnosti uporabljanih surovin in izdelanih sintrov. Sinter velike bazičnosti — mišljena je večja bazičnost od 1,3 za CaO/SiCh — je tehnološko in ekonomsko zanimiv predvsem pod pogoji, ko je del plavžnega vsipa kisel, najsi bo ruda v kosih, sinter ali peleti. Najočitnejše tehnološke in ekonomske prednosti naj bodo na kratko omenjene. Mešanici za sintranje dodani apnenec disociira v oksidacijski atmosferi v teku sintranja, kar zahteva manj energije kot če bi disociacija potekala v plavževi redukcijski atmosferi. Pristaviti je še, da se pri sintranju uporablja za disociacijo ceneno gorivo, lahko pa tudi apnenec manjše trdnosti (litotamnijski). Disociirani apnenec reagra pri sintranju s komponentami mešanice za sintranje ter pri tem nastane homogena, bazična žlindra, ki blagodejno vpliva na nastanek plavžne žlindre. Apnenec, ki se dodaja plavžu, marsikdaj pri zasipanju segregira, kar odpravimo z uporabo močno bazičnega sintra. Poglavitna ekonomska prednost je zmanjšana specifična poraba koksa — do 20 % — in povečana proizvodnost plavža — do 20 % — pri popolni odstranitvi apnenca iz vsipa1.2'3. Po podatkih iz prakse in proračunov je mogoče pričakovati za vsak kilogram iz plavžnega vsipa odstranjenega apnenca prihranek 0,30 do 0,45 kg koksa. V jugoslovanskih razmerah bi to pomenilo letni prihranek najmanj 135.000 t koksa. Močno bazičen sinter pa tehnološko in ekonomsko ni zanimiv samo tedaj, ko zamenja surovi apnenec v plavžnem vsipu, ampak tudi v primeru, ko je v plavžnem vsipu 100 % samohodnega sintra. Industrijski poskusi v SZ so dokazali6, da se pri vsipu iz 78 % sintra bazičnosti 0,9 in 22 % sintra bazičnosti 2,0 (namesto 100 % samohodnega sintra) proizvodnost poveča za 2,8 % in zmanjša poraba koksa za 1,5 % (7,4 kg koksa/t grodlja). Navedene prednosti so sprožile polindustrijske poskuse sintranja z mešanico, ki je v železarni v Sisku običajna. Namen poskusov je bil izdelava vrste sintrov z naraščajočo bazičnostjo zaradi ugotovitve njihovih najpomembnejših kemičnih, fizikalno kemičnih, mehanskih in tehnoloških lastnosti. Posebna pozornost je bila posvečena možnosti izdelave močno bazičnega sintra, ki naj bi vseboval kar največjo možno količino potrebnega CaO za razmere v plavžih železarne v Sisku. NAČIN OPRAVLJANJA POSKUSOV Polindustrijske raziskave smo opravili po uveljavljenem načinu v ponvici tipa Greenawalt, ki ima delovno povrišno 0,366 m2 in višino 300 m. Uporabljani ekshaustor ima maksimalni podpritisk 1500 mm vs. Naprava je shematsko ponazorjena na sliki 1. Slika 1 Polindustrijska naprava za poskuse sintranja 1 — Ponvica tipa Greenavvalt 2 — Merjenje temperature odhajajočih plinov in podpriti- skov 3 — Ekshaustor 4 — Merjenje količine odhajajočih plinov Homogenizirana in na optimalno vlago navla-žena mešanica se pazljivo vloži v ponvico in zažge z mešanico butana in propana. Zažiganje traja 1 minuto. Med sintranjem se zapisujejo vsi potrebni podatki o temperaturi, podpritisku in količini odhajajočih plinov. Po opravljenem sintranju zdrobimo dobljeni kolač na manjše kose od 150 mm, presejemo na frakcijo 0—5, 5—10, 10—20 in 20—150 mm. Delež frakcije pod 10 mm je povratek, nad 10 mm pa je dober sinter, če del frakcije od 10—20 mm uporabimo za posteljico. Trdnost sintra določamo trikrat po 20 kg frakcije nad 20 mm v bobnu, ki se v štirih minutah obrne stokrat. Po mehanskem obremenjevanju v bobnu presejemo sinter na sitih 5, 10, 20 in 40 mm. Frakcija nad 20 mm predstavlja trdnost sintra, frakcija pod 10 mm pa trdnost proti obrabi oziroma otiranju. Vsak poskus smo izvedli z najmanj tremi sin-tranji, povratek smo posebej pripravili za vsak poskus. Sestava mešanice, s katero smo napravili poskuse sintranja, je navedena na tabeli 1. Delež apnenca se menjuje v mejah od 8 % do 47 % tako, da bi imeli dobljeni sintri bazičnost CaO/SiCK 0,5 — 1,2 — 1,5 — 1,8 — 2,1 — 3,0 — 4,0. Tabela 1: Sestava mešanice za poskuse sintranja Tabela 3: Pokazovavci sintranja in kvalitete sintra Komponenta Delež v % Zrnatost, mm Limonit Ljubija 85 —X pod 8 Okujina 5 pod 5 Plavžni prah 10 pod 3 Apnenec Gradusa X (8—47) pod 3 Skupaj 100 pod 8 Povratek 25 pod 10 Koks 5,2 pod 3 Skupaj 130,2 pod 10 Kemična in sejalna analiza uporabljanih surovin sta zbrani na tabeli 2. Tabela 2: Kemična sestava in sejalna analiza surovin za poskuse Limonit Ljubija Plavžni prah Okujina Apnenec Gradusa Koks Fe % 43,89 40,91 67,69 n.a. 2,62 Mn °/o 2,62 n.a 0,91 n.a. n.a. Si02 % 12,97 13,39 1,56 1,08 4,80 A1203 °/o 7,30 n.a. 3,07 0,38 2,60 CaO % 1,82 2,17 0,67 53,83 1,62 MgO % 0,20 n.a. 2,78 1,61 0,33 P % 0,17 n.a. 0,13 n.a. 0,024 S % 0,036 0,32 n.a. n.a. 0,85 ŽI % 11,04 13,58 n.a. 40,98 85,68 C % n.a. 8,94 n.a. n.a. 75,91 nad 3,0 2,0—3,0 1,0—2,0 0,5—1,0 0,2—0,5 pod 0,2 mm 34,32 mm 18,30 mm 15,46 mm 13,40 mm 10,40 mm 8,10 3,10 0,70 1,60 11,00 42,10 41,50 20,80 11,30 12,20 15,70 19,80 20,20 1,03 13,50 27,90 33,10 18,00 6,40 0,84 8,64 13,74 21,39 25,44 29,94 Proizvodnost Trdnost v bobnu o č/5 o' a O Povratek 1 — 10 mm o/o Hitrost sintranja mm/min. ■G N -M B 6 O (N E B o 10—20 mm o/o 0,52 51,27 17,0 18,2 28,8 14,8 24,8 47,8 27,4 1,35 45,79 20,3 20,0 29,2 13,3 5,5 63,5 31,0 1,55 n.d.x 15,1 20,3 30,4 n.d." 9,7 48,5 41,8 1,80 43,37 13,6 19,9 29,3 13,1 10,3 43,3 46,4 2,15 n.d.x 18,1 20,7 28,8 n.d.x 14,5 30,7 54,8 2,42 40,00 21,2 20,6 26,4 10,5 15,2 30,7 54,1 3,05 37,58 27,8 23,2 24,5 9,2 19,3 27,6 53,1 3,85 35,34 37,1 23,2 20,1 7,1 25,6 30,6 43,7 n.d.« = = ni določeno n.a. = ni analizirano REZULTATI PRVE SERIJE POSKUSOV Tabela 3 kaže rezultate, dobljene v prvi seriji poskusov z mešanico navedeno na tabeli 2. Bazičnost izdelanih sintrov (kolona 1) se nekoliko razlikuje od predvidene, kljub pazljivosti pri izdelavi mešanice. Vsebnost železa v gotoven sintru močno pada, kar je posledica dodane količine apnenca, ta pa je velika, ker je velika vsebnost Si02 v rudi. Količina povratka, oziroma frakcije — 10 mm, je pri majhni bazičnosti (5,2) majhna in znaša 17 %. S povečanjem bazičnosti na 1,35 se količina povratka poveča na 20 °/o, kar predstavlja najvišjo vrednost na področju bazičnosti od 0,52 do 2,15. Pri večjih bazičnostih od 2,15 nenehno raste količina povratka. Največjo vrednost doseže pri bazičnosti 3,85, ko je količina dobljenega povratka več kot še enkrat večja od povratka pri kislem sintru. Hitrost sintranja praktično stalno narašča. Kljub temu narašča proizvodnost samo do bazičnosti 1,55 nato pa stalno pada od 30,4 do 20,1 t sin-tra/m2, 24 h pri bazičnosti 3,82. To je predvsem posledica velike količine Si02 v ljubijski rudi, zaradi tega velikega dodatka apnenca mešanici za sintra-nje. V šesti koloni je navedena proizvodnost glede na železo v sintru, v t železa/m2, 24 h. Proizvodnost železa je še bolj odvisna od bazičnosti, saj pade pri bazičnosti 3,85 na polovico proizvodnosti, dosežene pri bazičnosti 0,52. Trdnost sintra, ki je prikazana s količino frakcije + 20 mm po vrtanju v bobnu, je za kisli sinter velika in znaša okoli 25%. Z naraščanjem bazičnosti močno pade količina frakcije + 20 mm, posebej še na področju bazičnosti od 1,35 do 2,42, ko se giblje od 5—15 %. Trdnost oziroma frakcija + 20 mm doseže prvotno vrednost šele pri bazičnosti 3,85. Pravkar prikazana trdnost ni najboljše merilo mehanskih lastnosti pri visoko bazičnem sintru. V osmi koloni namreč vidimo, da je obrab-na trdnost najmanjša pri bazičnosti 1,35, ko znaša delež frakcije — 10 mm 63,5 %. 2e pri bazičnosti 1,55 doseže obrabna trdnost vrednost, ki jo je imela pri kislem sintru, kar pomeni, da so se mehanske lastnosti močno popravile. Tega po podatku za trdnost sintra (frakcija + 20 mm) ne bi mo-gl trditi. Pri bazičnosti nad 1,55 se obrabna trdnost še poboljša. Posledica narastka obrabne trdnosti je povečanje količine frakcije od 10—20 mm, ki se s pridom uporablja v plavžu. Količina te frakcije naraste pri bazičnosti 2,15 za 100 % v primerjavi s količino iste frakcije pri kislem sintru oziroma pri bazičnosti 0,52. Spričo tega smemo sklepati, da dobimo pri izdelavi sintra z bazičnostjo nad 1,55 trden sinter z dokaj enakomerno zrnatostjo, s čimer se samodejno poboljša fizikalna pripravnost vsipa za plavž. Da je bolje oceniti mehanske lastnosti sintra s količino frakcije + 10 mm, vidimo iz diagrama na sliki 2, iz katerega razberemo, da je količina frakcije + 10 mm pri večji bazičnosti večja od količine frakcije + 20 mm. Za nekatere sintre je v diagramu navedena obstojnost v staranju. Obstojnost je velika, ker je količina frakcije + 10 mm po sedmih dneh padla samo za 1 do 4 %. 0.5 10 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 Bazičnost, Ca0/5i02 Slika 3 Vpliv bazičnosti sintra na oksidacijsko stopnjo in reduktivnost I o * 60 f i 40 ♦70 - ki /o o/ j Legenda - s o sinter na dan izdelave o sinter po 7 dneh stanja s; 40 E' 6 s 2015 0.5 1.0 15 2.0 2.5 3.0 Bazičnost, Ca0/Si02 3.5 45 Dodani povratek na osnovno mešanico, % 25.0 32.5 40.0 Slika 2 Mehanska trdnost sintra v odvisnosti od bazičnosti Oksidacijska stopnja stalno raste (glej sliko 3), reduktivnost (določena s frakcijo 1—10 mm, H2, 900° C) pa raste ves čas redukcije samo do bazičnosti 3,0, ko je reduktivnost za 100 % boljša od reduktivnosti kislega sintra. Pri bazičnosti 3,8 reduktivnost zopet močno pade. REZULTATI DRUGE SERIJE POSKUSOV Na področju bazičnosti 2,4 do 3,8, ki je najbolj zanimivo za Željazaro Sisak, je sinter zadosti trden, vendar je proizvodnost manjša. V novi seriji poskusov smo želeli vplivati na proizvodnost z menjanjem količine goriva in z menjanjem količine povratka. Količina goriva v mešanici, ki je analogna mešanici na tabeli 1, je bila 3,5 — 4,0 — 4,5%, povratka pa 25 — 32,5 — 40 %. Rezultati druge serije poskusov so zbrani v diagramih na sliki 4. Proizvodnost je najbolj odvisna od bazičnosti, ker z naraščajočo bazičnostjo raste delež apnenca v mešanici za sintranje. Povečana količina goriva od 3,5 na 4,0 % poveča proizvodnost za 5 do 7 %, od 4,0 na 4,5 % pa samo za 2 %. Delež povratka 38 2.4 30 3.8 2.4 3.0 33 Bazičnost, Ca0/Si02 Slika 4 Odvisnost proizvodnosti, dobljenega povratka in trdnosti od bazičnosti, količine goriva in količine dodanega povratka in bazičnost ne vplivata bistveno na povečanje proizvodnosti zaradi goriva. Pri povečanju dodatnega povratka od 25 na 32,5 % naraste proizvodnost za 2 %, pri povečanju od 32,5 na 40 % pa za 4 %. Dobljeni povratek je močno odvisen od bazičnosti, če zraste bazičnost od 2,4 na 3,8, zraste količina povratka za okoli 13 °/o (absolutnih). Povratek je manjši, če se poveča količina goriva v mešanici, vendar je to povečanje znatnejše samo pri povečanju goriva od 3,5 na 4,0 %. Količina vložengea povratka ne vpliva bistveno na količino dobljenega povratka. Bazičnost ne vpliva bistveno na mehansko trdnost sintra, ki je predstavljena s količino frakcije + 10 mm, toda pri poskusih smo ponovno ugotovili, da bazičnost močno vpliva na enakomernost zrnatosti. Skoraj ves sinter je imel velikost zrna v mejah od 10 do 40 mm, pri tem pa sega delež zrna od 10 do 20 mm nad polovico. Količina goriva bistveno vpliva na trdnost sintra, in sicer predvsem pri povečanju količine goriva od 3,5 na 4,0 %, ko se količina frakcije + 10 mm poveča za 6 % (absolutnih). Vpliv se zmanjša pri povečanju goriva od 4,0 na 4,5 %, ko znaša povečanje trdnosti samo 2 %. Dodani povratek ne vpliva bistveno na trdnost. Največjo trdnost sintra dobimo pri sintru bazičnosti 3,0, s povratkom 32,5 % in 4,5 % goriva. SKLEP Rezultati poskusov za izdelavo močno bazičnega sintra dokazujejo, da je mogoče izdelati trden sinter iz ljubijskega limonita, ki ima veliko vsebnost Si02 — okoli 13 %, če je bazičnost sintra v mejah od 1,55 do 3,8. Trdnost sintra v navedenih mejah je večja od trdnosti kislega sintra bazičnosti 0,52 spremlja jo tudi pojav izrazite enakomernosti velikosti zrna sintra v mejah od 10—20 oziroma 10—40 mm. Na zraku se trdnost sintra v sedmih dneh poslabša največ za 4 %. Sinter najmanjše trdnosti dobimo pri bazičnosti 1,35 in 1,55. S povečanjem bazičnosti raste reduktivnost sintra do bazičnosti 3,0, pri kateri je reduktivnost še enkrat večja kot pri kislem sintru. Potem reduktivnost pada. Pri dosedanjih poskusih ni bil izdelan sinter z isto proizvodnostjo kot pri kislem sintru, če je bila bazičnost večja od 2,15. Pri bazičnosti 2,4, pri kateri za razmere v Sisku, ne bi bilo potrebno dodajati plavžnemu vsipu apnenca, je proizvodnost pri sintranju za okoli 8 % manjša. Literatura 1. Šavrin S. V. in drugi, »Domennaja plavka aglomeratov vysokoj osnovnosti«, Stal' (Moskva) (1964), št. 8, stran 680—684. 2. Mindeli M. Š. in drugi, »Vlijanie vysokoofljusovannogo aglomerata na pokazateli domennoj plavki«, Metallurg (Moskva) (1965), št. 11, stran 28/32. 3. Meyer G. »Neuere Entwncklungen beim Betrieb vom Hochofenanlagen«, Technische Mitteilungen Krupp, VVerksberichte, (Essen), 24 (1966), št. 1, stran 39/44. 4. Mašlanka A., Gutkowska E., Krasowski J., »Badania i produkcja spieku wysokozasadowego«, Wiadomošco Hut-nicze (Katowice) 25 (1969), št. 3, stran 70—75. 5. Geras A., Wptyw zmiany wskažnika jednostkovvego zuzy-cia topnika surowego na jednostkowe zuzycie koksu w modelowym procesie wielkopiecowym«, Hutnik (Katowi-ce) 34 (1967), št. 2, stran 41—51. 6. Makaev S. V., »Proizvodstvo vysokoosnovnogo domen-nogo aglomerata na Nižne Tagil'skom metallurgičeskom kombinate«, Stal' (Moskva) (1969), št. 8, stran 673—678. ZUSAMMENFASSUNG Es vvurden Sinterversuche im Basizitatsbereich CaO/SiO* = 0.5—3.8 mit einer Sintermischung, die einen hohen Anteil von dem feinkornigen Limonit Ljubija, mit 13 °/o SiO enthalt, durchgefiihrt. Der Grund dieser Ver-suche war die Moglichkeit fiir die Produktion von festem Sinter festzustellen, welcher fiir Hochofenmoller geeignet vvare. Die Versuche wurden in einer Greenawalt-Pfanne mit einer Flache von 0.366 m2 durchgefiihrt. Der Riicklaufsinter wurde durch das Sieben am Sieb 10 mm, die Festigkeit des Sinter durch das Drehen in der Trommel (4 X 25 Umdreh./min.) und Sieben am Sieb 5, 10, 20 und 40 mm bestimmt. Bei der Basizitat iiber 1.55 ist die Festigkeit des Sinters grosser als beim saueren Sinter mit einer Basizitat von 0,52. Sie ist aber durch eine ausgesprochene Gleich-massigkeit der Sinterkornergrosse im Bereich von 10 bis 20 bzw. von 10 bis 40 mm gekennzeichnet. Die Festigkeit des Sinters fallt in sieben Tagen hochstens um 4 °/o. Die kleinste Festigkeit ergab der Sinter der Basizitat von 1.35 und 1.55. Durch die Zunahme der Basizitat bis 3.0 wachte die Reduzierbarkeit, wo sie doppelt so gross ist, vvie bei saueren Sinter. Weiter wird die Reduzierbarkeit kleiner. Bei den bisherigen Versuchen hat sich gezeigt, dass die Sinterleistung beim Basizitatsgrad iiber 2.15 kleiner ist als bei saueren Sinter. Bei einer Basizitat von 2.4 wo der Zusatz von Kalkstein fiir den Hochofenmoller bei den Verhiiltnissen in Sisak iiberfliissig ware, war die Sinterleistung um rund 8 % kleiner. SUMMARY Sintering tests vvere made with a sintering mixture which has a high amount of fine Ljubija limonit in the basicity region — CaO/SiOa — between 0.5 to 3.8. Our intention was to find vvhether a strong sinter suitable for blast furnace charge can be performed. Tests were made in a Greenawalt laddle with a cross-section 0.366 m2. The return sinter was determined by sieving on the 10 mm sieve and the sinter strength in the rotary drum (4 x 25 rpm) and by subsequent sieving on sieves 5, 10, 20 and 40 mm. When basicity is over 1.55 the sinter strength is higher than that of acid sinter with basicity 0.52. Besides the grain uniformity of sinter in the limits 10 to 20, and 10 to 40 mm respectively was achieved. In the air the sinter strength decreased for less than 4 °/o in seven days. The lovvest sinter strength vvas obtained at basicities 1.35 and 1.55. By increasing the basicity the reductivitv increases up to basicity 3.0 when reductivity of sinter is tvvice as high as that of acid sinter. At higher basicities the reductivity decreases. In our test the rate of sinter making was lovver than that of acid sinter when basicity \vas higher than 2.15. When basicity was 2.4, i.e. no limestone needs to be added to the blast furnace charge in Sisak, the production rate of the sinter is for about 8 °/o lower. 3AKAIOTEHHE Ure.\b onbiTHora arAOMepamioHHoii CMecn c ooAtiniiM ya£aom MeAKora AiraoHHTa H3 Ajo6hh (Ljubija) c coAepacaHHe.M npn6A. 13 % KpeMHe3eMa b npeAeAax ochobhocth Ca/Si02 CTeneHH 0.5—3.8 6 li a a AOKa3aTb, B03M0>KH0 AH nOAyHHTb arAOMepai AOCTaTOHHO BbICOKOH MexaHimecKOH npohhocth aah ynorpe6AeHHH b AOMeHHOH mnxTe. OnHTLi BbinoAHeHbi b BaHHC KOHCTpyKUHH Greenawalt c noBepx-HOCTLIO 0.366 m2. K0AiwecTB0 B03BpaTa onpeAeAeHO Ha chtg 10 mm a npoihoctb BpameHHeM b 6apa6aHe (4 X 25 b/mhh.) h onpeAeAe-HHeM rpaHyA0MeTpnqecK0ra cocTaBa 3epeH Ha CHTax 5, 10, 20 h 40 mm. Ilpn ochobhocth ctiichii CBHine 1.55 npOTHOCTb arAOMepaTa npcEbnnacT npohhoetb KHCAOra arAOMepaTa ochobhocth 0.52, npa qeM oco6eHHQ Bbipa>KeHa paBHOMepHOCTL 3epeH BeAHiHHbi 10—20 h 10—40 mm. Ha B03Ayxe npo^HOCTi, arAOMepaTa ocAa6eBaeT B temehim 7 AHeS He CBLirne 4 %. ArAOMepaT caMOH nAoxoii npoHHOCTH OKa-3aAca npn ochobhocth 1.35 H 1.55. C noBBimeHHeM ochobhocth ao 3.0 noBHiuaeTca BOCTOHaBAHMae.MOCTb, Korapaa npn 3Toft to*ikh b Asa pa3a Bbinie weM npn khcaom arAOMepaTe. Bbirne 3toi1 CTeneHH npoHHoeTb arAOMepaTa 0CAa6eBaeT. npii onHTax b cayqae ochobhocth arAOMepaTa CBbiine 2.15 He npOH3BeAeH arAOMepaT np0H3B0AHTeAbH0CTH KOTopaa oTBenaeT toh xe caMOH npoH3BOAHTeAiHOCTH npii khcaom arAOMepaTe. npii ochobhocth 2.4 t. e. vcaobhh npii KOTOpbiM Ha MeTaAAvprmecKOM 3aB0Ae B CHCKe (Sisak) He HaAO K AOMeHHOH HIHXTe AoSaBAHTb H3BeCTH3K, np0H3B0AHTeAbH0CTb arAOMepaTa npuSA. Ha 8 % HHJKe. Alenka Rodič, dipl. inž. Železarna Ravne DK : 669—151.84 ASM/SLA: J 4 a, M 21 c Določevanje globine razogljičenja pri različnih vrstah jekel Razogljičenje povzroča v proizvodnji jeklenih izdelkov mnogo težav. Zato so zahteve v posameznih tehnoloških fazah zelo ostre in kontrola razogljičenja nujna. Celoten postopek ogrevanja je treba popolno obvladati in ga optimizirati. Pri različnih vrstah je poleg kriterijev določanja globine razogljičenja večkrat problematična tudi tehnika odkrivanja razogljičene plasti. Meta-lografski tehniki preiskave razogljičenja in značilnostim razogljičenja pri različnih vrstah jekla je namenjen večji del članka. Poleg nujno potrebnih osnovnih pojasnil o problematiki razogljičenja jekel je v članku podan kratek pregled različnih metod določevanja razogljičenja, podrobneje pa je obravnavana le metalografska metoda s pregledom mikro strukture površinske plasti. Prikazanih je nekaj posebnih primerov razogljičenja, naštetih nekaj najznačilnejših posledic razogljičenja pri uporabi jekel in podan kratek pregled najbolj običajnih ukrepov za preprečevanje razogljičenja. Povod za predavanje oziroma ta članek so česti nesporazumi glede razogljičenja — popolnega in delnega — zaradi pomanjkanja jasnih standardov v naši državi ali zaradi pomanjkljivih navodil za določevanje kriterijev za odmerjanje globin" razogljičene plasti. UVOD Razogljičenje povzroča v proizvodnji jeklenih izdelkov mnogo težav. Največkrat razgoljičenja ne moremo popolnoma preprečiti, lahko pa ga omejimo na dopustno mero. Temu pomaga natančna ter stalna kontrola globine in mikrostrukturne sestave razogljičene plasti. Zelo pomembno je sistematično odkrivanje vzrokov, ki razogljičenje povzročajo. Zahteve urejene tehnologije v posameznih fazah so zelo ostre in kontrola razogljičenja nujna. V kontroli pa je poleg natančnosti določanja globine razogljičene plasti tudi sama tehnika odkrivanja plasti razogljičenja večkrat problematična in pri raznih vrstah jekla precej različna. Do razogljičenja jekla pride pri ogrevanju na temperaturo valjanja ali kovanja, ker je jeklo dalj časa v območju visokih temperatur izpostavljeno Opomba: Predavanje na XI. strokovnem posvetovanju ob metalurškem srečanju 2. in 3. oktobra 1969 na Bledu. vplivu atmosfere v peči. Razogljičenje tako v tehnologiji vroče predelave kakor tudi v toplotni obdelavi jekel povzroča metalurgom več težav kakor marsikateri drug metalurški pojav. Posebno veliko nevšečnosti povzroča razogljičenje pri izdelkih, ki se po vroči predelavi ali po toplotni obdelavi mehansko ne obdelujejo z odvzemanjem materiala (npr. jeklo za izdelavo listastih vzmeti, pile in razna orodja). Razogljičenje je v bistvu sprememba na površini jekla, ki je prav nasprotna dobro poznanemu procesu naogljičenja jekla pri cementaciji. Teoretične osnove obeh procesov so popolnoma identične, le reakcije potekajo v nasprotni smeri. Naoglji-čevanje ali razogljičevanje je odvisno od vsebnosti ogljika v jeklu, ogljikovega potenciala atmosfere, ki obdaja jeklo, in temperature. Sprejemanje ali oddajanje ogljika na površini jekla se ravna po znanih ravnotežnih pogojih (Boudouarda). Aktivnost narašča s povišanjem temperature, zato so problemi razogljičenja tem hujši, čim višje so temperature in čim daljši so potrebni časi ogrevanja. Razogljičenje se pojavlja na površini jekla vedno, kadar je ogljikov potencial vroče atmosfere, ki obdaja jeklo, nižji od ogljikovega potenciala vročega jekla. Jekla, ki imajo višji odstotek ogljika, so navadno zaradi večjih razlik potencialov ogljika v jeklu in atmosferi peči močneje nagnjena k razogljiče-nju pri ogrevanju v območju visokih temperatur. Pojav razogljičenja lahko opazimo tudi pri cemen-tiranem jeklu, če je po cementaciji ponovno ogreto na visoko temperaturo ob pomanjkljivi zaščiti. Vpliv legirnih elementov v jeklu Zaradi ugotovitev iz prakse, da so nekatere vrste jekel posebno občutljive za razogljičenje, so dolgo smatrali, da nekateri elementi v jeklu neposredno pospešujejo razogljičenje. Natančne raziskave pa so pojasnile, da ne gre za neposredno povzročanje razogljičenja, ampak moramo pri obravnavanju vpliva legirnih elementov na razogljičenje upoštevati: — da posamezni elementi pri različnih temperaturah sproščajo ogljik, da ta lahko difundira na površino in izhaja iz jekla, — da je hitrost difuzije ogljika večja v feritu kot v avstenitu ali mešani strukturi med Ai in A3, — da nekateri legirni elementi pospešujejo izločanje ferita in s tem posredno dajejo vtis močnejšega razogljičenja. Z obsežnimi raziskavami je Payson' v veliki meri pojasnil različno nagnjenost posameznih vrst jekel k razogljičenju, ki je v praksi očitna. Na osnovi rezultatov številnih praktičnih poizkusov je razdelil elemente v tri skupine glede pospeševanja ali zaviranja izločanja ferita. Največji vpliv na izločanje ferita ima silicij, podobno pa vplivata tudi aluminij in kobalt. Izločanje ferita zavirajo mangan, nikelj, krom in molibden, razmeroma nepomemben vpliv na izločanje ferita pa imajo vanadij, volfram in baker. METODE DOLOČEVANJA RAZOGLJIČENJA Osnovne metode za določevanje globine razoglji-čenja so sledeče: Tehnološki poizkusi Pri kontroli v obratih se za odkrivanje razoglji-čenja večkrat poslužujemo raznih tehnoloških poizkusov, ki zahtevajo precej izkušenj. To so: — iskrenje, — krivljenje, — lomljenje s pregledom prelomnih ploskev. Vse te metode so precej nezanesljive in ne omogočajo točnejših meritev globine razogljičenja. Merjenje trdote Sama določitev trdote večkrat ne more predstavljati odločujoče ugotovitve razogljičenja. Manjša trdota je lahko tudi posledica številnih drugih faktorjev (npr. zaostali avstenit, nepravilna toplotna obdelava ipd.). Za določevanje razogljičenja predstavlja merjenje trdote dokaj nezanesljivo metodo. Pomagamo si s tem, da trdoto merimo na več načinov in z različnimi obremenitvami. Večkrat merimo trdote po predhodnem odbruše-nju površinske plasti do različnih globin in iz razlik v trdotah sklepamo na globino razogljičenja. Z merilci trdot z majhno obtežbo lahko merimo trdoto površinskega sloja na prečni ploskvi, (slika 1) Elektromagnetne metode Elektromagnetne metode so zelo interesantne. Določanje razogljičenja temelji na spremembah feromagnetnih lastnosti. Taka meritev se odlikuje po veliki občutljivosti in po možnosti hitre izvedbe. Na ta način je možno kontrolo avtomatizirati. Slaba stran pa je v tem, da na rezultate vplivajo številni faktorji, kot so spremembe v strukturi, trdoti, sestavi, prostornini in obliki ter razlike v stanju površine in v temperaturi. Taka metoda pride v poštev predvsem pri kontroli veliko serijske proizvodnje, ko za enake kose iz enakega jekla merilne instrumente umerimo. Kemična analiza S struženjem jeklenih palic po plasteh z odvzemi po 0,1 mm in kemijsko analizo ogljika v ostruž-kih lahko določamo krivuljo vsebnosti ogljika v površinskem sloju. Tako lahko zelo natančno ugotovimo globino razogljičenja. Le pri neenakomernem razogljičenju po obodu se pri določanju 600 ■ 500--400-- ž £,300-^ 200 -100 -- 0 -1-1-1-1-i-1-1-1-1- 0 0.1 02 0.3 OA 0.5 0.6 0.7 0,8 0.9 mm Slilka 1 Meritve trdot HVo,3 kp v razogljičeni plasti jekla C. 4731 v normaliziranem in v kaljenem stanju. globine pojavljajo težave. Slaba stran te metode je v tem, da je draga in zamudna ter zato pride v poštev bolj pri raziskavah, redkokdaj pa pri redni kontroli. Znane so tudi spektrokemične metode. Rentgenska analiza Ta metoda ni posebno razširjena, ker je priprava vzorcev za ta način določevanja precej natančna in zamudna, analiza pa draga. Analiza na mikrosondi Ta metoda je najnatančnejša in najnovejša ter nam bo marsikateri do sedaj še nepojasnjeni fenomen razogljičenja razčistila. Makroskopska metoda Z makrojedkanjem lahko v nekaterih primerih že po razmeroma grobem brušenju precej dobro ugotavljamo globino razogljičene plasti. Ta metoda je le orientacijska in nezanesljiva. Točnost merjenja ni zadovoljiva. Odkrije nam predvsem močno razogljičenje. Naslednje slike 2—5 nam kažejo nekaj primerov močnega razogljičenja po makrojedkanju grobo brušenih ali celo nebrušenih vzorcev. 100 mm Slika 2 Makrojedkana brušena plošča gredice 100 mm X 100 mm brzoreznega jekla BRM-2, razogljičenega pri kovanju. 44 mm Slilka 3 Razogljičena kovana palica 0 44 mm. Ploščica brzoreznega jekla BRM-2 je makrojedkana po odrezu na krožni žagi brez brušenja Metalografska metoda s pregledom mikrostruk-turne površinske plasti Ta metoda je po svoji natančnosti popolnoma zadovoljiva in po stroških ter izvedljivosti sprejemljiva tudi v redni kontroli kvalitete jekel. Posebna prednost te metode je tudi v tem, da omogoča nedvoumno in jasno fotodokumentacijo, ki je pri atestih, prevzemih in reklamacijah večkrat nujno potrebna. Upoštevati moramo, da razoglji-čenje le ni pogosto tako izrazito kakor na slikah 2—5. Zaradi teh značilnosti se ta metoda pri praktičnem delu največ uporablja in jo bomo tudi v nadaljevanju članka podrobneje obravnavali. KRITERIJI IN NORME PRI DOLOČANJU GLOBINE RAZOGLJICENJA Večkrat prihaja pri določevanju razogljičenja posebno pri kriterijih do nesporazumov. V vseh tehnično razvitih državah so s posebnimi normami bolj ali manj natančno predpisali metodiko ugotavljanja in enotne kriterije za oceno razogljiče-nja5'6.7.8. Pri nas tak standard že močno pogrešamo. Za metalografsko določevanje obstaja samo začasni interni standard4 Združenja jugoslovanskih železarn iz leta 1964, ki pa je skoraj neuporaben, že v sami definiciji razogljičenja je izredno pomanjkljiv, saj pravi: »Globina razogljičenja je tista debelina površinskega sloja, v katerem je znatno manjša količina ogljika od poprečne vsebnosti ogljika v preiskovanem jeklu.« Še precej bolj pomanjkljivo je navodilo za določitev globine razogljičenja. 18 mm Sliika 4 Razogljičena valjana palica 0 18 mm orodnega jekla OC 100. Makrojedkan matelografski obrus. 60 mm Slika 5 Razoglječeno valjano orodono jeklo za pile preseka 60 mm X 4 mm. Prav te pomanjkljivosti so bile povod za ta članek, s katerim želimo opozoriti na nujnost pre-ciznejšega definiranja kriterijev za oceno razoglji-čenja in prikazati nekaj specifičnosti v problematiki določevanja razogljičenja. Za razliko od omenjenega internega standarda smatrajo ostale norme za globino razogljičenja celotno plast, ki ima nižji ogljik od osnovne sestave preiskovanega jekla. Vse norme ločijo: — plast popolnega razogljičenja do čistega feri-ta in — plast delnega razogljičenja z znižano vsebnostjo ogljika v primerjavi z normalno sestavo jekla. Obe plasti skupaj nam predstavljata razoglji-čeni sloj, ki ga moramo odmeriti. Metalografsko problematiko in kriterije mikroskopskega določevanja razogljičenja najprecizneje obravnavajo italijanske norme5, zato iz njih povzemamo sheme razogljičenih plasti, ki jih na naslednjih slikah prikazujemo. ferit ferit in lamelami perlit ferit in lamelami perlit Slika 6 Shema' razogljičene plasti podevtektoidnega jekla. Celotna globina razogljičenja (c) je razdeljena na plast popolnega razogljičenja (p) in plast delnega razogljičenja (d). ferit in iameiarni perlit ferit in lamelami perlit (d) podevtektoidnega Shema5 delno Slika 7 razogljičene plasti jekla. ferit ferit in lamelami perlit Slika 8 Shema5 razogljičene plasti podevtektoidnega jekla. V tem primeru med plastjo popolnega razogljičenja (p) in osnovno mikrostrukturo jekla ni izrazite prehodne plasti delnega razogljičenja. ✓ - . .... ..-■ „ * . ^ ivj> * ^ 0,1 mm Slika 9 Razogljičeno jeklo C. 1530 (C 45) Značilnosti metalografske preiskave razogljičene plasti Normalno preiskujemo razogljičenje jekla v žarjenem stanju, kar je tudi najbolj priporočljivo. 0,1 mm Slika 10 Razogljičeno jeklo C. 1730 (C 60) Pri določevanju razogljičene plasti v kaljenem jeklu mora biti metalograf mnogo bolj vešč in pripravljen na več različnih anomalij izgleda mikrostrukture v površinskem sloju jekla. Tako na primer daje v odvisnosti od sestave jekla in od drugih tehnoloških značilnosti lahko mikrostruk-tura v razogljičeni plasti po kaljenju v nekaterih primerih vtis podkaljenega jekla, v drugih primerih pa vtis pregretega jekla. Ti pojavi toliko motijo določanje razogljičenja, da se v kaljenem stanju pregleduje razogljičenje le v izjemnih primerih. Značilnosti metalografskega določanja razogljičenja si oglejmo najprej za osnovne skupine nele-giranih in malolegiranih podevtektoidnih, evtekto-idnih in nadevtektoidnih jekel, nato pa še posebej za visoko legirana posebna jekla in nekatere specialne primere. Podevtektoidna jekla Mikrostruktura podevtektoidnih jekel v žarje-[iem ali normaliziranem stanju sestoji ob normalni sestavi v osnovi iz ferita in perlita. če se to jeklo razogljiči do čistega ferita, dobimo največkrat celotno razogljičeno plast sestavljeno iz popolno razogljičene plasti čistega ferita in delno razogljičene plasti s feritno-perlitno strukturo, v kateri pa je delež ferita večji kot v osnovnem jeklu (slika 6). Dva taka praktična primera sta prikazana na slikah 9 in 10. Včasih se jeklo ne razogljiči do čistega ferita in dobimo na površini le tanko delno razogljičeno plast (slika 7). Tako delno razogljičeno plast spoznamo po manjši količini perlita in večji količini ferita v primerjavi z razmerjem teh mikrostruktur v jeklu osnovne sestave. Globino delno razogljičene plasti odmerimo od tiste meje, do koder zaznamo te razlike. Pri nekaterih jeklih mora imeti za tako odmero metalograf precej izkušeno oko. Primer na sliki 11 kaže delno razogljičeno plast, ki pa jo zaradi zelo rahlega razogljičenja dobro odkrijemo šele pri nekoliko večji povečavi. V nekaterih posebnih primerih ob močnem oksidacijskem ali razogljičevalnem vplivu dobimo lahko popolno razogljičeno plast čistega ferita, ki skoraj ali popolnoma brez delno razogljičene plasti prehaja v osnovno mikrostrukturo jekla (slika 8). Evtektoidna jekla Pri razogljičenih evtektoidnih jeklih so možnosti variant v sestavi razogljičene plasti podobne. 0,04 mm i-1 Slika 11 Razogljičeno jeklo C. 1730 (C 60) ferit in lamelami perlit V ; it. lamelami perlit Slika 12 Shema5 razogljičene plasti evtektoidnega jekla z osnovno mikrostrukturo lamelarnega perlita. Celotna globina razogljičenja (c) je razdeljena na plast popolnega razogljičenja (p) in plast delnega razogljičenja (d). • C • • • , . , • ••••• t » • • • • • .A , • •*• v/.V • ••»••• <>•• • • • J o»o««ooe • • • •.•.•.VAVoV.V rent m , /IV^VIV.V/« cemenf/f • «•••••o • • • • • • » # "" " v!v.' fer/f /n kroglični ...... i" »V/« ... ^v.v.v.v.vj .............1 Slika 13 Shema5 razogljičene plasti evtektoidnega jekla, žarjenega na kroglični cementit. Celotna globina razogljičenja (c) je razdeljena na plast popolnega razogljičenja (p) in plast delnega razogljičenja (d). ferit in kroglični cementit ferit in kroglični cementit Slika 15 Shema5 delno razogljičene plasti (d) evtektoidnega jekla, žarjenega na kroglični cementit. ferit ferit ferit in kroglični cementit lamelami peri 11 Slika 16 Shema5 razogljičene plasti evtektoidnega jekla z osnovno mikrostrukturo lameralarnega perlita. V razogljičeni plasti med popolno razogljičeno plastjo (p) in osnovno miktro-strukturo jekla ni izrazite prehodne plasti delnega razogljičenja. ferit in lamelami perlit Slika 14 Shema5 delno razogljičene plasti (d) evtektoidnega jekla z osnovno miktrostrukturo lamelarnega perlita. ferit ferit in kroglični cementit Slika 17 Shema5 razogljičene plasti elektroidnega jekla, žarjenega na kroglični cementit. Popolno razogljičena plast (p) prehaja brez vmesne delno razogljičene plasti v osnovno mikrostrukturo jekla. Ta skupina jekel ima po vroči predelavi ali po žarjenju mikrostrukturo perlita — evtektoidne sestave. Perlit ima lahko lamelarno obliko, po posebnem postopku žarjenja pa dobimo zrnati perlit, ki predstavlja mikrostrukturo enakomerno porazdeljenih kroglic cementita v feritni osnovi. Na naslednjih slikah so shematično prikazane razlike v razogljičeni plasti za jeklo z osnovno mikrostrukturo lamelarnega ali krogličnega perlita. Pri razogljičenju do čistega ferita dobimo običajno plast popolnega razogljičenja in plast delnega razogljičenja. Celotno plast razogljičenja odmerimo do mesta, kjer se začne osnovna sestava jekla s čisto perlitno mikrostrukturo brez znakov izločenega ferita ali z nezmanjšano količino ce-mentitnih kroglic v feritni osnovi (sliki 12 in 13). Mikrostrukturo, ki ustreza shemi na sliki 12 prikazuje slika 18. 0,1 mm i-1 Slika 18 Nelegirano evtektoidno jeklo s popolno in delno razoglji-čeno plastjo. Sliki 14 in 15 kažeta le delno razogljičeno plast, sliki 16 in 17 pa ostro popolno razogljičeno plast čistega ferita brez izrazite prehodne delno razoglji-čene plasti. Slika 19 prikazuje primer delno razogljičenega nizkolegiranega jekla približno evtektoidne sestave. Mimogrede naj na tem mestu omenimo, da bi pri evtektoidnem nelegiranem jeklu z 0,8 % C delnega razogljičenja do 0,6 % C z merjenjem trdote v žarjenem ali v kaljenem stanju sploh ne opazili, čeprav bi razogljičeno orodje gotovo ne dosegalo pričakovanih lastnosti. Nadevtektoidna jekla Pri nadevtektoidnih jeklih čisti perlit v površinskem sloju že predstavlja delno razogljičeno plast. Nadevtektoidna jekla sestojijo iz perlita in sekundarnega cementita v različnih oblikah. Pri popolnem razogljičenju dobimo na površini čisti ferit kakor pri vseh drugih vrstah jekel. Delno 0.1 mm v.-1 Slika 19 Delno razogljičeno nizko legirano jeklo približno evtektoidne sestave. ferit in lamelarni perlit lamelarni perlit lamelarni perlit in sekundanni cement/t Slika 20 Shema5 razogljičenja nadevtektoidnih jekel. Celotna globina razogljičenja (c) sestoji iz popolno razogljičene plasti (p) in delno razogljičene plasti (d), v kateri pa razlikujemo delno razogljičeno plast s feritno — perlitno mikrostrukturo in delno razogljičeno plast s perlitno mikrostrukturo. razogljičena plast pa pri teh jeklih večkrat sestoji iz dveh delno razogljičenih plasti — iz plasti ferita in perlita in iz plasti čistega perlita z evtektoidno sestavo. lamelarm peri it in feri t lamelami perii( in sekundarni cementi t Slika 22 Shema® mikrostrukture delno razogljičene plasti (d) s čisto perlitno mikrostrukturo pri nadevtektoidnem jeklu. Z meritvijo trdote takega razogljičenja ne odkrijemo. ferit lamelarm perlit in sekundarni cementi t Slika 23 Shema5 razogljičenja nadevtektoidnega jekla, pri katerem mikrostruktura popolno razogljičene plasti (p) zelo ostro prehaja v mikrostrukturo osnovnega jekla. Taka razoglji-čena plast je posledica izredno močnih razogljičevalnih vplivov. Vse te tri plasti — popolno razogljičena in dve delno razogljičeni — predstavljajo plast celotnega razogljičenja. .ametarni perht n sekundarni c^mentit Slika 21 Shema® mikrostrukture delno razogljičene plasti (d) nadevtektoidnega jekla. Delno razogljičena plast sestoji iz dveh plasti, enako kakor na sliki 20. .. i c j * » v ' M* m 1mm t'." SV ■ S. ■: 1*«. ' ■ »"L •/■" • v V " gjem i- ' J'v ' '.-V:.v? A"1®?«;^«! -'--a.. ..Su- - -eAm OJmm Slika 24 Primer zelo močno razogljičenega nadevtektoidnega nizko legiranega kromovega orodnega jekla C. 4143. Pod plastjo popolnega razogljičenja s čisto feritno mikrostrukturo sta zelo jasna izraženi dve plasti delnega razogljičenja. Na slikah 20—23 so prikazane sheme štirih različnih variant razogljičene plasti, ki se lahko pojavljajo pri nadevtektoidnih jeklih, sliki 24 in 25 pa kažeta dva praktična primera razogljičenih nadevtektoidnih jekel. Na sliki 24 je prikazan primer popolno razogljičene površinske plasti z dvema zelo izrazitima plastema delnega razogljičenja. Slika 25 pa kaže zelo zanimiv primer nadevtektoidnega jekla, pri katerem plast popolnega razogljičenja skoraj brez prehodne plasti delnega razogljičenja meji na mikrostrukturo osnovnega jekla. Omenili smo že pomanjkljivosti internega standarda UJŽ za metalografsko določevanje razogljičenja. Ta daje tudi za odmero globine razogljičene plasti takole pomanjkljivo navodilo: »Na mestih največjih debelin svetlejše plasti, ki jih odkrijemo s prostim očesom, izmerimo globino razogljičenja mikroskopsko pri povečavi 100 : 1 ...« Po tem navodilu plasti perlita v nadevtektoidnem jeklu ne bi smatrali za razogljičeno, kar bi potrdili celo z meritvami trdot. Kemična analiza ogljika po plasteh in natančen metalograf-ski pregled po gornjem opisu pa bi nam dala drugačen odgovor. Jasno je, da lastnosti osnovnega i V-. VV.-v .», ;;•,•.;■ .-- .v J. .'**».,_,» . v* V-. - v ' s- • •'-v • /. 0,1 mm i-1 Slika 25 Primer razogljičenja nadevtektoidnega nelegiranega orodnega jekla Č. 1940 z izredno ostrim prehodom od popolno razogljičene plasti s čisto feritno mikrostrukturo osnovnega jekla. jekla z npr. 1,3 % C, ki se uporablja za trde pile, in lastnosti jekla z evtektoidno sestavo v delno razogljičeni plasti z 0,8 % C ne morejo biti enake, pa četudi je trdota enaka. Visoko legirano avstenitno manganovo jeklo Posebno visoko legirano jeklo, ki je znano pod imenom Hadfieldovo jeklo, z osnovno sestavo okrog 1,2% C in okrog 12 % Mn z različnimi dodatki se v mogih lastnostih močno razlikuje od vseh drugih vrst jekel. Tudi glede razogljičenja ga moramo posebej obravnavati. Po gašenju je osnovna mikrostruktura tega jekla avstenitna, razmeroma mehka (znana je lastnost utrjevanja tega jekla pod vplivom deformacij) in nemagnetna. Razogljičena plast postane martenzitna, trša, krhka in magnetna. Po metalografskem jedkanju postane površinska razogljičena plast pri tem jeklu temna, kar je prav nasprotno kot pri drugih jeklih (slika 26). Brzorezna jekla in orodna jekla z visokim kromom in visokim ogljikom Pri visoko legiranih ledeburitnih jeklih, kakršna so vsa brzorezna jekla in vse vrste orodnih jekel z visokim kromom in visokim ogljikom, z veliko količino posebnih karbidov, je določanje razogljičenja precej težavno. Večkrat razogljičenje sploh težko odkrijemo, še težje pa natančno izmerimo globino razogljičene plasti. V zadnjem času se pri brzoreznih jeklih v žar-jenem stanju za odkrivanje razogljičenja z uspe- 0.1 mm i--1 Slika 26 Primer razogljičene plasti avstenitnega visoko legiranega jekla C. 3160 z 1,2 % C in 12,5 % Mn. hom uporablja poseben način jedkanja, ki daje pri pregledu pod mikroskopom v razogljičeni plasti barvni spekter9. Čim globlje je razogljičenje in čim večja je razlika v odstotku ogljika med površinsko plastjo in osnovno sestavo jekla, tem bolj izrazit je barvni spekter razogljičene plasti. Normalno metalografsko jedkanje z nitalom in podobnimi jedkali za metalografski pregled nam sicer včasih — posebno pri zelo močnem razoglji-čenju ali v surovem nežarjenem stanju — dobro omogoča določitev globine razogljičenja, kakor kaže slika 27. Pri manj izrazitem in delnem razogljičenju taka metoda ni dovolj zanesljiva in zahteva za določitev globine veliko izkušenost metalografa. Dva taka primera prikazujeta sliki 28 in 29. Pri ugotavljanju razogljičenja brzoreznih jekel često zelo motijo tudi izločeni volframidi, ki jih v razogljičeni plasti zlahka zamenjamo s karbidi. Zelo zanimiva je posebna metoda določevanja razogljičenja po Sadovskem10, ki jo bomo zaradi originalnosti nekoliko podrobneje opisali. V principu je splošno uporabna, vendar je najbolj poznana zaradi uporabnosti pri določevanju razogljičenja brzoreznih jekel in ledeburitnih orodnih jekel. Pri teh je namreč kvantitativna določitev razogljičenja včasih zelo težavna, medtem ko pri drugih jeklih ta metoda skoraj ne pride v poštev, ker je razmeroma komplicirana in nepotrebna, če se razogljičena plast lahko preprosto določi. Določitev razogljičenja po tej metodi temelji na znanem dejstvu, da se temperatura začetka tvorbe martenzita (Ms) z zviševanjem odstotka ogljika v jeklu znižuje. Torej je temperatura Ms pri nižji vsebnosti ogljika (npr. v razogljičeni plasti) višja od temperature Ms za osnovno sestavo jekla z višjim ogljikom. (Glej shemo na sliki 30!) Pri kaljenju v solni kopeli ali v olju, katerega temperatura je tik nad martenzitno točko Ms, se tvori martenzit samo v razogljičeni plasti. Takoj OJ mm Slika 27 Primer razogljičene površine brzoreznega jekla tipa 6-5-2 (C. 7680-BMR-2) v surovem — valjanem stanju 0,1 mm i-1 Slika 28 Primer razogljičene plasti brzoreznega jekla tipa 6-5-2 (č. 7680 - BRM-2). po kaljenju sledi popuščanje, s čimer se popusti prej nastali martenzit v razogljičeni plasti, v jedru pa ostane nepopuščeni martenzit. Pri jedkanju 0,1 mm i-1 Slika 29 Slika 30 Odvisnost temperature začetka tvorbe martenzita v odvisnosti od vsebnosti ogljika v jeklu. Indeks r označuje vrednosti, ki pripadajo razogljičeni plasti. obrusa s 5 % nitalom ostane nepopuščeni martenzit v jedru svetel, popuščeni martenzit v razogljičeni plasti pa je po jedkanju temen. Ta razlika omogoča določitev globine razogljičene plasti. Izvedba postopka, ki je shematično prikazana na sliki 31 je sledeča: Kaljenje izvršimo z normalnim postopkom ogrevanja na temperaturo kaljenja v solni kopeli. Temperaturo kaljenja izberemo na zgornji meji normalnega kalilnega območja, ali pa vzorec pri kaljenju namenoma nekoliko pregrejemo pri višji temperaturi. Ohlajevalno sredstvo pri kaljenju je solna kopel ali olje s temperaturo tik nad poznano temperaturo Ms točke preizkušanega jekla. Ta tempera- tura mora biti zelo natančna, ker prav na njej temelji celotna metoda določanja razogljičenja. Za različne vrste brzoreznih jekel je temperatura olja v območju 160—200° C, kar pa je treba za vsako vrsto jekla posebej natančno določiti. V solni kopeli ali v olju zadržimo vzorec 5—10 minut, nato pa ga takoj popustimo na 560—580° C z zadržanjem v solni kopeli okrog 10 minut, v komorni peči pa nekoliko daljši čas. Zelo moramo paziti, da med postopkom temperatura vzorca ne pade pod temperaturo Ms. Po popuščanju ohladimo vzorec na zraku do sobne temperature in nato pripravimo obrus za mikroskopski pregled po jedkanju z nitalom. Vzorec za določitev razogljičenja naj bo čim manjši, ker pri postopku precej vpliva toplotna kapaciteta in konstantnost temperature v ohlaje-valni solni kopeli ali olju. Na vzorcu mora biti ena ploskev, za katero z gotovostjo vemo, da ni razogljičenja. če bi tudi na tej ploskvi ugotovili opisane znake razogljičenja, je to znak nepravilne izvedbe postopka, pri katerem je prišlo do razogljičenja ali še bolj verjetno nepravilno izbrane temperature tople ohlajevalne kopeli. V razogljičeni plasti dobimo temno jedkani po-puščeni martenzit. Razogljičena plast se konča s posameznimi iglicami temno jedkanega martenzita in preide v tipično mikrostrukturo kaljenega brzo-reznega jekla z mejami avstenitnega zrna, znotraj katerih so karbidi, zaostali avstenit in nepopuščeni martenzit (slika 32). Posebni primeri Pri vsaki vrsti jekla se razogljičenje pojavlja v bolj ali manj značilni obliki. Teh posebnosti ne bomo obravnavali, ker z ozirom na metodiko ne predstavljajo posebnosti. Razogljičenje je večkrat ozko povezano z ugotavljanjem raznih napak v jeklu in njihovega nastanka. Poglejmo brez posebne sistematike nekaj zanimivih primerov. Slika 33 kaže močno razogljičeno razpoko v orodnem jeklu Č. 4751 — Utop Mo 1 za delo v vročem stanju. Iz razogljičenja razpoke po vsej globini sklepamo, da je bila razpoka v jeklu že, preden je nastopila možnost razogljičenja. Taka ugotovitev nam lahko precej pomaga pri ugotavljanju tehnološke faze, ki je povzročila razpoko. Nasprotno na sliki 34 jasno vidimo, da je prav razogljičenje krivo za površinsko razpoko orodnega jekla č. 6440 — Merilo ekstra. Razogljičena plast zaradi svoje manjše trdnosti ni zdržala na-tezne obremenitve pri hladnem vlečenju. Globina razpoke je tolikšna, kolikršna je globina razogljičenja. Jeklo je bilo preveč razogljičeno, zato je na površini pokalo. Naslednja slika 35 kaljenega jekla za poboljša-nje č. 4732 kaže, da razpoke v močno razogljičeni površinski plasti nastanejo pogosto tudi zaradi termičnih napetosti pri kaljenju brez drugih mehanskih obremenitev. Sliki 36 in 37 nam kažeta dva zanimiva primera notranjih razogljičenih plasti, kakršne lahko na- Shema postopka za določevanje globine razogljičenja na osnovi različnih temperatur M, v razogljičeni plasti in v osnovnem jeklu. 0,02 mm Slika 32 Primer določanja globine razogljičenja pri brzoreznih jeklih na osnovi različnih temperatur M» v razogljičeni plasti in v osnovnem jeklu. 0,1 mm Slika 33 Razogljičena razpoka v jeklu C. 4751 — Utop Mo 1. 0,1 mm Slika 34 Razpoka v razogljičeni plasti pri jeklu Č. 6440 — Merilo ekstra. 0 9 mm. stanejo samo pri vroči predelavi z valjanjem ali kovanjem, ko se razpoke, preplate, škaja ali podobno zavaljajo ali zakujejo. POSLEDICE RAZOGLJIČENJA Razogljičena orodja ali razogljičeni konstrukcijski, posebno pa funkcionalni strojni deli ne dosežejo zahtevane trdote na površini. Posebno pri popolnem razogljičenju nastala plast mehkega čistega ferita na površini ne omogoča doseganja zahtev, ki jih od izbranega jekla pričakujemo. Tudi pri delno razogljičenem jeklu je utrditev povišinske plasti jekla nezadovoljiva in neenakomerna. Cesto povzroča delno razogljičenje več težav kot popolno razogljičenje do čistega ferita, ker hitreje nastane in ga težje odkrijemo. Delnega 0,1 mm i—-f Sliika 35 Razpoka v razogljičeni plasti jekla C. 4732 nastala zaradi termičnih napetosti pri kaljenju. 0,1 mm Slika 36 Razogljičenje v zvezi z napakami pri vroči predelavi jekla (C. 4830). Slika 37 Razogljičenje v zvezi z napakami pri vroči predelavi jekla (C. 1530). razogljičenja večkrat sploh ne moremo odkriti z merjenjem trdote in z metodami brez porušitve. Večkrat kljub delnemu razogljičenju doseže jeklo normalno trdoto po kaljenju, ne dosega pa zahtevanih lastnosti pri uporabi. Vzemimo za primer jeklo z 1,30 % C za pile. če se razogljiči do 0,60 % C, to ne bo bistveno vplivalo na trdoto, dejansko pa ima površina bistveno drugačne lastnosti od pričakovanih. Orodje ne bo zadostilo namenu. Razogljičena plast poslabša splošno kaljivost jekla, obenem pa močno poveča nevarnost pokanja pri kaljenju. Nepopolno kaljenje razogljičene plasti je zvezano z manjšim povečanjem prostornine v primerjavi s popolno kaljenim jedrom. Zaradi tega se toplotnim napetostim pridružijo še velike napetosti zaradi spremembe prostornine. Jeklo z razogljičeno površino zelo slabo prenaša kakršnekoli dinamične obremenitve. Prosti ferit v razogljičeni plasti ima zelo nizko trdnost in posebno slabo obstojnost proti utrujanju. Napake in drobne razpoke v površinski plasti predstavljajo iniciale, ki se hitro širijo in privedejo do porušitev. Če se z mehansko obdelavo razogljičeno plast popolnoma odstrani, ne bo posebnih težav in ne bo opaziti zmanjšanja obstojnosti. Škodljivost razogljičenja se najbolj kaže na jeklenih delih, ki se mehansko ne obdelujejo in se pri njih razogljičena plast sploh ne odstrani (vzmeti, pile itd.). UKREPI ZA PREPREČEVANJE RAZOGLJIČENJA Kjerkoli predstavlja razogljičenje večji problem, moramo v zvezi z ukrepi za preprečevanje razogljičenja zagotoviti natančno regulacijo peči, kontrolo temperature, časa in atmosfere v peči ter obvladati optimalni tehnološki postopek ogrevanja. Kolikor mogoče se izogibamo predolgega ogrevanja ter previsokih temperatur. Celoten proces ogrevanja naj ne bo predolg in čimbolj racionalno izbran. V območju nižjih temperatur, pri katerih še ni nevarnosti razogljičenja poskrbimo z zadrže-njem za izenačevanje temperature po vsem preseku. Tako je potreben čas izenačevanja pri visokih temperaturah krajši in ogrevanje v območju visokih temperatur naj bo čimhitrejše, tako da je jeklo čim manj izpostavljeno razogljičevanju. če nastopi v tehnološkem postopku kakršen koli zastoj, moramo temperaturo peči zaradi nepredvidenega podaljšanja časa ustrezno znižati, tako da jeklo ni izpostavljeno predolgo učinkovanju atmosfere peči pri visoki temperaturi. žarjenje večkrat izvajamo tako, da jeklo zaščitimo pred atmosfero peči z dobro zatesnjenimi cevmi, v katerih jeklo obdamo še z manjšo količino zaščitnih sredstev. 0,1 mm i/7 Pri žarjenju orodij se večkrat poslužujemo pakiranja v ostružke sive litine, ali pa v predhodno dobro žarjen kokosov zdrob. Tudi pri zaščiti v kovaških pečeh pridejo v po-štev za delno zaščito proti razogljičenju razna trdna sredstva, ki vsebujejo ogljik z dodatki aktiva-torjev. Največkrat je primernejša bolj oksidacijska atmosfera, ki povzroča škajanje in s tem delno zaščito pred nadaljnjim razogljičenjem. Posebno nevarna je rahlo redukcijska atmosfera, če vsebuje vodik. Najboljše je ogrevanje v vakuumu, ki pa se zaradi visokih stroškov in dragih naprav uporablja le v izjemnih primerih. Pri žarjenju je priporočljiva uporaba varovalne ali nevtralne atmosfere v električnih pečeh. Take atmosfere, ki so posebej prilagojene različnim vrstam jekla, se dandanes uporabljajo že v velikih industrijskih pečeh. Pri toplotni obdelavi v območju visokih temperatur je najboljše in najekonomičnejše ogrevanje v ustrezni solni kopeli. Tudi te kopeli je treba primerno vzdrževati, obnavljati, čistiti in dezoksi-dirati. Normalno izdelano jeklo brez posebnih varovalnih ukrepov je po valjanju ali kovanju bolj ali manj razogljičeno. Zagotoviti moramo odstranitev dodatka za obdelavo, kakršnega priporočajo norme ali navodila proizvajalca. Literatura 1. Payson P., Metal Progress, dec. 1960, str. 78—81. 2. Boyer H. E., Surface Decarburization — Partial and Total, Steel Processing, avg. 1956, str. 462—463. 3. Barz E., Entkohlungserscheinungen an Werkzeugen, Das Industriefblatt, 6., sapt. 1960, zv. 9., str. 557—563. 4. UJŽ — br. int. standarda 6.05 — januar 1964, Odredji-vanje odugljeničenosti površinskih slojeva čelika me-talografsikim ispitivanjem. 5. UNI 4839 — Mar. 1962: Misurazione della profondita di decarburazione superficiale negli acciai al carbonio — Metodo microscopico. 6. Stahl — Eisen Priifblatt 1595 — April 1959: Microsco-pische Ermittlung der Randentkohlung von Werkzeug-und Schnellarbeitsstahlen. 7. ASTM Standards Part 31 — Metailographv. 8. GOST 1763—42: Metod opredelenija globini obezugle-roživanija staljnih polufalbrikatov i datalej mikroana-lizom. 9. Powell J. R.: Measurement of a Decarburised Layer on High Speed Steel, Metallurgia, dec. 1964, str. 295 do 298. 10. GOST 5952—63 — priloženije 1. — Stalj instrumental-naja ibistrorežuiščaja — Opredelenje obezugleroženovo sloja metodom komtrolja mikrostrukturi posle special-naj termoobrabotki (metod Sadovskovo). ZUSAMMENFASSUNG Die Entkohlung verursacht bei der Herstellung von Stahlprodukten manche Schvvierigkeiten. Deswegen sind die Forderungen in den einzelnen Produktionsphasen sehr streng und die t)berwachung der Entkohlung ist dringend. Der ganze Erwarmungsvorgang muss vollkommen beherscht und optimisiert vverden. Bei verschiedenen Stahlsorten ist neben den Kriterien fiir die Bestimmung die Entkohlungstiefe manchmal auch die Technik der Entdeckung der Entkohlten Schicht pro-blematisch. Der grosste Teil dieses Artikels ist der Metallo-graphischen Bestimmungstechnik der Entkohlung bei verschiedenen Stahlsorten gewidmet. Neben der dringend notigen Erklarung iiber die Entkohlungsproblemathik ist in dem Artikel eine kurze Obersicht der verschiedenen Bestimmungsmethoden der Entkohlung gegeben. Im Einzelnen ist nur die metalographische Methode mit der Untersuchung des Mikrogefiiges in der Oberflachenschicht beschrieben. Es sind einige Sonderbeispiele der Entkohlung, mit den Charakteristischen Folgen dieser Entkohlung, bei der Vervvendung solcher Stahle gegeben. Auch eine kurze Obersicht der iiblichen Massnahmen zur Verhinderung der Entkohlung ist gegeben. Der Anlass zu diesem Artikel sind die unzahligen Missverstandnisse, in der Beziehung der Entkohlung, voll-kommenen oder teilweisen. Wegen des Mangels an klaren Vorschriften und Standarden in unserem Land, oger vvegen der mangelhaften Anvveisungen fiir die Bestimmung der Kriterien fiir die Bemessung der Entkohlungstiefe. SUMMARY Decarburization causes many troubles in production of steel products. Therefore demands in individual process phases are very strict and control of decarburization is necessary. The whole process of heating must be comple-tely mastered and optimized. Beside the criteriums of determining the depth of decarburization often also technics of discovering the de-carburized layer in different steel types are dubious. The majority of paper deals with metalographic technics of investigating decarburization and decarburization characte-ristics in different steels. Beside the necessary basic explanations about decarburization of steel the paper gives a short review of various methods for determination of decarburization. Only the metalographic method with the revievv of microstructures of the surface layer is discussed more in details. Few special cases of decarburization are shown, some the most characteristic consequences of decarburization when steels used are enumerated, and a short review of the most common measures to prevent decarburization is presented. Reason for this paper are frequent misunderstandings about the decarburization — complete or partial — due to lack of clear standards in our country or due to lack of instructions how to determine the depth of decarburized layer. 3AKAKWEHHE 06e3yrAepo>KHBaHHe h3A^ahh H3 ctsah bo BpeMH np0H3B0ACTBa npiiMiiHHeT MHOro 3aTpyAHeHHČi. IIo3tomy BecbMa CTporne ipcooDa-HIIS OIipeACACHIIH o6e3yrAep05KHBaHHH He06X0AHMH BO Bcex OTAeAb-Hbix TexH0A0ri«ecKHX 4>a3ax. Becb pejKHM HarpeBa He0()X0AHM0 xopomo 3HaTb h yc0BepineHCTB0BaTb. IIpii pa3Amfflbix copTax CTaAH KpoMe KpHTepiia onpeAeAeHHH o6e3orAepojKHBamiH nacro HacTynaioT 3aTpYAHeHHH np« TexHHKH onpeAeAeHHH o6e3yrAepo>KeHora caoh. BoAbiuaa qacTb, CTaTbH nocBemeHa MeTaAAorpaijiHHecKoS TexHHKH onpeAeAeHHH o6e3yrAepojKHBaHiia OTAeAbHbix coptob CTaAH. Kpoiue Heo6xoAHMbix 0CH0BHbix noHHTHH o npo6AeMaTHKH o6e3yrAepo>KHBa-hhh CTaAH AaH KopoTKHH ociioTp pa3Hbix MeTOAOB OnpeAeAeHHH o6e3yrAepo)KHBaHHH; noApoČHO 5Ke paccMOTpeH MeTaAAorpanraecKHH MeTOA C OCMOTpOM MHKpOCTpyKTypbI CAOH Ha nOBepXHOCTH H3ACAHH. OmicaHbi lieKOTopue cnemiHAbHbie CAy<-iau oGeavrAepo/KnHaimst, yno-MHHyTO HeCKOALKO XapaKTepHbIX nOCAeACTBHH 06e3yrAep05KHBaHHH npii CTaAH h HaKOHeu AaH KpaTKHH ocmotp HaeSoAee o6biKH0BeHHbix Mep 3a lofjoKaiittH o6e3\TAcpo>KfiRanirH. 3Ta CTaTbfl HanucaHa H3 3a TOTO MTO AOXOAHAO AO HaCTbIX HeAOpa3yMeHHIi MTO KacaeTCH HaCTHH-Hora hah noAHOra o6e3yrAepo>KHBaHHH bcacactbhh HeAOCTaTKa HCHbix CTaHAapTOB b Hameft CTpaHe a TaiOKe bcacactbhh HeAOCTaTKa hh-CTpyKUHH aah onpeAeAeHHH KpHTepneB 3a H3MepeHHH rAvGuiiLi 06e3yrAep0>KeH0ra caoh. I G 2 O 1970 Kratek pregled razvoja in proizvodnje Železarne Ravne Železarna Ravne sodi med najstarejše proizvajalce jekel v Evropi. Temelji nastanka današnje moderne železarne izvirajo še iz časov keltskih Noričanov. Zgodovina Železarne Ravne je v bistvu zgodovina železarskih obratov v Mežiški dolini. Ustanovno letnico teh obratov — 1620 štejemo za letnico nastanka sedanje železarne Ravne. Od 130 jeklarskih obratov, ki so obratovali v vzhodni in spodnji Koroški, je samo Železarna na Ravnah vzdržala močno konkurenco in se prerivala skozi vse krize 19. in v začetku 20. stoletja. Za to se je treba zahvaliti bogatim izkušnjam, pridnim delavcem ter dolgoletni tradiciji v izdelavi plemenitih jekel. Ravensko jeklo je hitro pridobilo veliki sloves. Kvaliteta jekel je potrjena z visokimi priznanji, prejetimi na številnih mednarodnih industrijskih razstavah. Že pred I. svetovno vojno so ravensko jeklo poznali na vseh svetovnih tržiščih. Številni prodajni dokumenti pričajo, da so Ravne izvažale svoje jeklo v Grčijo, Poljsko, Francijo, Španijo, Portugalsko, Severno in Južno Ameriko, Turčijo, Ciper, Egipt, Indijo, Japonsko in Kitajsko. V obdobju med obema vojnama ni bil dosežen noben napredek. Nasprotno, pomen jeklarne je celo upadel. Ponovna rast Železarne Ravne se je začela kmalu po osvoboditvi 1945. leta. V okviru narodnega gospodarstva je Železarna Ravne dobila pomembno mesto in vlogo. Določeno je bilo, da železarna Ravne razvija proizvodnjo visoko kvalitetnih jekel. Razvoj asortimenta proizvodnje kaže močno gibanje v tej smeri. Pred II. svetovno vojno in do leta 1945 je Železarna Ravne proizvajala predvsem navadna in delno kvalitetna jekla, medtem ko v proizvodnem programu ni bilo plemenitih jekel. Leta 1967 so skoraj 58 % proizvodnje surovega jekla zavzemala plemenita jekla, 42 % kvalitetna in samo 0,3 °/o navadna jekla. To razmerje se bo v naslednjih letih še bolj spremenilo v prid plemenitim vrstam jekla. Porast proizvodnje surovega jekla je bil naslednji: od 7557 ton 1939. leta na 12.731 ton v letu 1950, in 50.000 ton 1960. leta ter 100.500 ton 1966. leta. V gradnji je nadaljnje povečanje proizvodnih zmogljivosti surovega jekla, jeklolivarne in valjarne in drugih obratov v sklopu podjetja. V nekaj letih se bodo zmogljivosti proizvodnje surovega jekla povzpele na 230.000 ton letno. Vzporedno z razširitvijo talilniških, livarskih in valjarskih agregatov se razvijajo obrati za mehansko predelavo in obdelavo jekel. Letna zmogljivost kovačnice je 18.000 ton. V obratovanju je 10 kovaških kladiv in dve moderni hidravlični stiskalnici — večja ima pritisno moč 1.800 ton. Srednja proga (0 500 mm) nove moderne profilne valjarne je začela z delom konec 1963. leta, v letu 1967 pa tudi fina proga (0 360 mm). Obe progi je postavila znana švedska firma MORGARDSHAMMAR. V gradnji je še blooming valjarna (0 750 mm). Livarna jeklene litine je največja in najmodernejša v državi. Sedanja proizvodnja je 10.000 ton jeklenih ulitkov letno, a čez nekaj let se bo letna proizvodnja povzpela na 15.000 ton. Izdelujemo velike in srednje serije lahkih (1 do 25 kg) ter srednje težkih (26 do 70 kg) jeklenih ulitkov na malih in velikih kaluparskih strojih. Težje serijske ulitke (71 do 5.000 kg) izdelujemo s pomočjo peskometa. V ročni oblikovalnici izdelujemo posamezne ulitke kosovne teže do 35 ton. Vzmetarna ima zmogljivosti za proizvodnjo 8.000 ton kompletnih vzmeti in vzmetnih listov. To je nov moderni obrat za izdelavo listnatih in spiralnih vzmeti v srednji in težki izvedbi, predvsem za avtomobilsko industrijo (tovorna vozila in avtobusi). Proizvodnja vzmeti bo čez nekaj let znašala okrog 10.000 ton. Od leta 1965 obratuje nov obrat za vlečenje jekla — jeklovlek. V tem obratu izdelujemo vlečeno, luščeno in brušeno jeklo vseh kvalitetnih in plemenitih vrst ter vlečeno žico. Mehanična delavnica je razširjena v sodoben obrat za obdelavo valjanih, kovanih in litih delov. Serijsko izdelujemo različne pnevmatske stroje in orodja za potrebe rudarstva, gradbeništva, ladjedelništva in kovinske industrije. V tem obratu izdelujemo tudi industrijske nože in druge vrste rezalnega orodja ter pribora za kovinsko, lesno, grafično, tobačno in druge industrijske panoge iz kvalitetnih in plemenitih jekel: od ogljikovih do brzoreznih. Moderna sredstva in metode kontrole v naših razvojnih in kontrolnih metalurških in mehanskih laboratorijih nam omogočajo pravočasno odkrivanje napak v kvaliteti in tako lahko nudimo potrošnikom samo kvalitetno izdelane izdelke s popolnimi navodili za toplotno obdelavo, način vzdrževanja in nameni uporabe. S. Kimoto, Jeol Co, Tokyo, Japonska DK : 621.385 833 ASM/SLA: M 21 e, S 11 g O rastrski elektronski mikroskopiji in rentgenski mikroanalizi članek opisuje zgradbo in način dela rastrskega elektronskega mikroskopa, način pridobivanja in izkoriščanja informacij v njegovih sestavnih delih, eksperimentalne možnosti mikroksopa in nekaj primerov uporabe. Članek je posneto predavanje japonskega strokovnjaka na Simpoziju oktobra 1969 na Bledu. Rastrski elektronski mikroskop* (REM) in mi-krosonda — elektronski mikroanalizator (MS) sta v principu popolnoma enaka. REM lahko postane MS v splošnem pomenu, če omogoča rentgensko spektroskopijo. Članek obravnava take vrste inštrument — JSM-U3 rastrski elektronski mikroskop, ki je kombiniran in se lahko uporablja za rastrsko mikroskopijo in za rentgensko mikroana-lizo. Kljub dolgi zgodovini REMa, ki ima svoje začetke skoraj tako daleč nazaj kot običajni trans-misijski elektronski mikroskop, je REM postal trgovsko uporaben inštrument mnogo kasneje kot MS. REM je relativno nov inštrument in se trgovsko uporablja le zadnjih nekaj let. Sedaj se novi REM JSM-U3 lahko uporablja v oba namena. elektronski snop Slika 1 Vrste informacij, ki jih daje bombardiranje vzorca z elektronskim snopom Vzorec bombardiramo v REM s finim fokusira-nim elektronskim snopom, katerega presek zmanjšujeta elektromagnetski leči. Snop, čigar premer je v splošnem velikostnega reda 100 A ali manj, udarja vsakokrat le ob eno točko vzorca, zato moramo zbrati podatke s številnih točk, da dobimo podobo površine vzorca. Slika 1 pokaže, kakšne informacije dobimo pri bombardiranju z elektronskim snopom in kako jih uporabljamo za ustvarjanje podobe. Bistveni signal pri REM so sekundarni elektroni, pri MS pa rentgenski žarki. Med običajnimi načini delovanja je rastriranje elektronskega snopa po površini vzorca. Hkrati poteka tudi rastriranje na katodni cevi, ki je sinhronizirana z elektronskim snopom, tako da vsaka točka na katodni cevi ustreza točki na vzorcu. Intenzivnost katodne cevi moduliramo sorazmerno z intenzivnostjo informacije, kot kaže slika 1. Vse podobe razen rentgenske podobe, so pokazane kot zvezna modulacija svetlobe, rentgenska slika pa je upodobljena z modulacijo gostote belih točk, kjer vska mala bela točka ustreza karakterističnemu rentgenskemu signalu. Imamo seveda tudi druge načine delovanja — črtno rastriranje, stacionarno obsevanje določenega mesta, ipd. — ki so bistveni za rentgensko mi-kroanalizo kot dopolnilo rastriranju. Slika 2 kaže glavne konstrukcijske poteze novega JSM-U3 rastrskega elektronskega mikroskopa za kombinirano uporabo. Elektronski snop rastri-ramo (scan) z elektromagnetnimi deflekcij skimi tuljavami v sinhronizaciji s slikovnimi cevmi. Povečava je enostavno razmerje med velikostjo slikovnega območja na katodni cevi, in razdaljo, katero otipava snop po površini vzorca. Imamo detektorje za vse vrste informacij. Dvoje katodnih cevi lahko uporabimo za prikazovanje različnih slik ene poleg druge, kar zelo olajša interpretacijo, ko primerjamo različne vrste informacij. Pri rentgenski mikroanalizi lahko uporabimo dvokanalni disperzij ski rentgenski spektrometer z analizir-nimi kristali v skrajni meji in / ali enokanalni nedisperzijski rentgenski mikroanalizator s silicijevim detektorjem, aktiviranim z litijem. * angleško: Scanning electron microscope nemško: Raster Elektronen Mikroskop francosko: Microscope electronique par balayage Slika 2 Shema REM-a r Slika 3 Pogled na REM JSM-U3 Sliak 3 ponazarja splošni pogled na JSM-U3 SEM za kombinirano uporabo, ki sestoji iz prve enote (glavno ogrodje, ki vsebuje elektronski optični sistem, komoro za vzorec, rentgenski spektrometer in vakuumski sistem), druge enote (slikovno in delovno ogrodje, ki zajema sistem elektronskega rastriranja, delovni sistem ter dovod energije), tretje enote (elektronski analizni sistem ter ogrodje za registrirno pisalo), in četrte enote (TV rastrska naprava za dinamično opazovanje s standardno hitrostjo rastriranja TV oddajanja). REM ima zajamčeno ločilno zmožnost 200 A za sekundarno elektronsko podobo. Razločevanje slike, ki jo dobimo z REM, je omejeno z velikostjo površine, ki ob vsakem času emitira elektrone ali rentgenske žarke. Ko elektronski snop udari ob vzorec, odboj povzroči, da se snop razprši, tako da ima končna prostornina elektronskega ujetja v grobem obliko solze, kot kaže slika 4. —vpadni elektronski površina vzorca emisije elektronov področje odbitega selektronskega vira območje primarnih elektronov in tvorbe karakterističnih rentgenskih žarkov Slika 4 Prodiranje vpadnega elektronskega snopa v vzorec V vsej tej prostornini nastajajo sekundarni elektroni z energijami do okoli 50 eV; toda na okoli 100 A dolgi poti se reabsorbirajo, zato lahko odkrijemo le prostornino, oddaljeno 100 A ali manj od površine, ki emitira sekundarne elektrone. Ta prostornina je le za nekaj desetink angstroma večja kot premer padajočega snopa, ki ni imel mnogo možnosti, da se razprši. Zaradi tega daje pri rastrski elektronski mikroskopiji sekundarna elektronska slika največjo ločljivost pri transmi-sijski elektronski sliki, lahko se pa doseže še boljša ločljivost. Nazaj odbiti elektroni pridejo iz večje globine, torej iz točke, kjer se je snop že dalje razpršil, tako da je ločljivost slike iz odbitih elektronov slabša kot pri sliki iz sekundarnih elektronov, še več, ločljivost slike iz odbitih elektronov je v veliki meri odvisna od stopnje razpršitve snopa, ki narašča z naraščajočo pospeševalno napetostjo in solza postaja večja. Rentgenski žarki in lahki fotoni prihajajo normalno iz notranjosti solze in dajejo zato najslabšo ločljivost. Po zelo grobi oceni, bo imela slika iz sekundarnih elektronov ločljivost 100 A, slika iz odbitih elektronov ločljivost 1000 A, rentgenska slika pa ločljivost 1 mikron. Slika 6 TV scanning mikrografske slike, ki kažejo procese v žici Slika 5 Pb-Sn pri uporabi naprave za trganje. Shema REM-a s TV scanning napravo Cas med a in c je okoli 10 sekund S stališča ločilne zmožnosti je REM most med optičnim mikroskopom in običajnim transmisij-skim elektronskim mikroskopom, vendar je popolnoma edinstven inštrument za stereoskopsko tridimenzionalno opazovanje z veliko globinsko ostrino in mnogostranostjo. Zelo velika delovna razdalja in majhna aper-tura končne leče dajeta zelo paralelen, enakomeren in fokusiran snop na precejšnji razdalji, tako da je slika v fokusu, če snop zadene vzorec, kjerkoli na tej razdalji. Področje ostrine je obratno sorazmerno povečavi, tj. od nad 1000 (p, pri povečavi 100 X do nad 10 p.) pri povečavi 10.000 X. V splošnem bo slika v fokusu v kubični prostornini na površini vzorca, kjer se razgrinja elektronski snop. Pri preiskavi hrapave površine je REM nepogrešljiv. še več, ne zahteva nobene priprave vzorca, oziroma kvečjemu, da naparimo tanko (100 A) plast kovine in tako omogočimo prevajanje na izolacijski površini. Zamudna tehnika replik za običajni transmisijski mikroskop ne daje boljše ločljivosti, ampak pogosto povzroča popačenja (arte-fakte). Te tehnike prav tako ne moremo uporabiti pri zelo hrapavih, drobljivih in posebnih površinah. REMu lahko dodamo še napravo, ki omogoča rentgensko mikroanalizo vseh elementov od beri-lija do urana. Pri njem lahko uporabimo dve metodi rentgenske spektroskopije: disperzijsko metodo z mehaničnim rentgenskim spektrometrom z analizirnimi kristali ter nedisperzijsko metodo s silicijevim detektorjem, aktiviranim z litijem. Obe metodi imata svoje posebne značilnosti. Disperzij-ska metoda daje najboljšo ločljivost spektra in po njej lahko analiziramo lahke elemente (Be, F). Nedisperzijska metoda pa omogoča velike občutljivosti za srednje in težke elemente zaradi velikega vpadnega kota, ker detektor lahko sprejme več rentgenskih žarkov iz vira rentgenskih žarkov, in tako je možna spektroskopija vseh določljivih elementov (Na—U) hkrati, če uporabljamo večkanal-ni pulzivni analizator višine s spominom. Navadno je treba imeti snop premera nekaj de-setink mikrona, da dobimo tok snopa 10-7 do 10-9A, ki je potreben za rentgensko mikroanalizo z disperzij skim rentgenskim spektrometrom. Zmanjšanje snopovega premera zahteva zmanj- K počasntmu ilikovntmu srsttmu Scanning tufava šanje snopovega toka (premer je premo sorazmeren snopovemu toku na potenco 8/3), tako da teče pri elektronskem snopu premera 100 A tok samo 10—10 do 10—12 amperov, ki še zadostuje za tvorbo sekundarne elektronske podobe ter omogoča ne-disperzijsko rentgensko spektrometrijo, vendar ne zadošča za disperzijsko rentgensko spektrometrijo. V nadaljnjem bomo navedli več na novo razvitih tehnik. Porazdelitev energije NAPRAVA ZA TV RASTRIRANJE Z navadnim rastrskim elektronskim mikroskopom je težko opazovati dinamične spremembe procesov v vzorcu pri uporabi naprav za trganje ali naprav za ogrevanje zaradi majhne hitrosti ra-striranja. Te težave smo premagali tako, da uporabljamo navadno TV tehniko, tj. hitro rastriranje. Vzroki, da smo uporabili standardni TV sistem, so naslednji: 1. Za slikovno enoto lahko uporabimo navadni monitor video. 2. Kot lahko sinhroniziramo okvirno frekvenco rastriranja s frekvenco izvira energije (50 do 60 Hz), lahko eliminiramo vpliv magnetnega polja, ki moti in povzroča popačenje in nestabilnost podobe. 3. Migetanje podobe je za oko zanemarljivo. 4. Navadni magnetoskop lahko uporabimo za snemanje slike. Ločljivost slike omejujejta svetlost in premer elektronskega snopa ter razmerje med signalom in ozadjem slike. Pri tem poskusu smo dobili ločljivost slike 1000 A na prelomni kovinski površini pri pospeševalni napetosti 25 kV, snopovem toku 3 X 10—9 amperov ter razmerju signal—ozadje 30. Shemo REMa s TV napravo rastriranja prikazuje slika 5. Slika 8 Porazdelitev energije toplotnih elektronov in energije sekundarnih elektronov skupaj s toplotnimi pri 750° C Razmerje med signalom (intenzivnost sekundarnih elektronov) in ozadjem S/o 1,000 100 10 0.1 0 600 700 800 900 1,000 1,100 °C primarni elektroni [i M ! sekundarni elektroni svetlobn cev P M. T. mreža 0 o o/|o on E ;ifop/or™\ \ \| jelektrvni. vzorec pec za ogrevanje vzorca Al film kovinski valj scintilator Slika 9 Razmerje med signalom (sekundarni elektroni) in/ozadjem (toplotni elektroni in svetloba). S/O je razmerje signal-ozadje sobna temperatura 1,065"C Wir-5V Slika 7 Shematični diagram naprave za ogrevanje vzorca Slika 10 Konica termoelementa pri sobni temperaturi in pri 1065* C sekundarni elektroni (čisto železo) toplotni elektroni (750°C) (toplotni elektroni in svetloba) \ samo svetloba Vmr*žr-5V Slika 11 Sprememba perlitne strukture jekla z 0,4 0/o C pri okoli 720» C Slika 12 Par stereo posnetkov zareze na bakrovem bloku in pogled po preseku Poglavitne točke, ki jih moramo upoštevati pri tem inštrumentu, so tuljave za rastriranje v elektronski optični koloni in detektor za rastrirane elektrone. Spremembe v vzorcu pri uporabi naprave za trganje prikazujejo slike 6 a, b in c. NAPRAVA ZA OGREVANJE VZORCA ZA SEKUNDARNO ELEKTRONSKO PODOBO Izdelali smo napravo za ogrevanje vzorca za scanning elektronsko mikroskopijo. Podobno napravo uporabljamo pri elektronski mikrosondi. Pri uporabi te naprave za ogrevanje vzorcev pri rastrskem elektronskem mikroskopu pa nastaneta dva problema. Pretehtati moramo, kako ločiti toplotne elektrone od sekundarnih elektronov, da dobimo dobro kvaliteto sekundarne elektronske podobe. Drugi problem se pokaže v tem, da je detektor za sekundarne elektrone občutljiv tudi za svetlobne fotone, ki jih emitirata vzorec in peč pri visokih temperaturah. Detektor moramo zaščititi pred temi svetlobnimi fotoni. Slika 7 kaže shematični diagram te naprave. Temperaturo vzorca lahko spreminjamo od sobne temperature do 1100° C. Nikljevo mrežico, na katero je pritisnjena zaviralna napetost, uporabljamo za ločenje termičnih elektronov od sekundarnih elektronov. Scientilator in svetlobna cev sta oblečena v kovinski valj, ki ščiti pred svetlobo, čelo scientilator j a je pokrito s tankim aluminijskim filmom, debelim 1500 A. Slika 8 prikazuje porazdelitev energije toplotnih elektronov in porazdelitev energije sekundarnih elektronov skupaj s toplotnimi elektroni pri 750° C. Toplotni elektroni imajo manjšo energijo kot sekundarni elektroni. Kot kaže slika, zadušimo toplotne elektrone popolnoma, če je napetost mrežice pod minus 2 volta. Pod temi pogoji zadušimo tudi nekaj sekundarnih elektronov. Preostali sekundarni elektroni zadostujejo za dobro kvaliteto slike. Slika 9 kaže odvisnost razmerja med signalom (sekundarnimi elektroni) in ozadjem (toplotni elektroni in svetloba) ter temperaturo vzorca za različne napetosti mrežice. Slika 10 kaže podobo konice termoelementa pri sobni temperaturi in pri 1065° C. Kvaliteta slike pri visoki temperaturi je enaka kot pri sobni temperaturi. Slika 11 kaže spremembo perlitne strukture jekla z 0,4 % C pri temperaturi okoli 720° C. Po tej metodi lahko opazujemo vzorec pri visoki temperaturi, ne da bi motili toplotni elektroni. Namestitev te naprave za ogrevanje vzorcev v REM skupaj z TV napravo za rastriranje dovoljuje tudi opazovanje hitrih dinamičnih sprememb v vzorcu, če spreminjamo temperaturo. STEREOMIKROGRAFSKA ANALIZA Ko opazujemo vzorec z REM, pogosto želimo izmeriti višino (ali globino) tvorb na površini vzorca. V tem primeru lahko ocenimo višino navadno po senci na posameznih mikrografskih slikah. Za kvantitativno meritev višine pa potrebujemo par mikrografskih slik z istega polja, ki sta posneti pod različnima zornima kotoma. Višino izračunamo z analizo razlike med obema mikrografskima slikama. Slika 12 kaže par stereo posnetkov (a in b) zareze na bakrenem bloku z razliko nagibnega kota 20°, ter pogled po preseku zareze, prikazane na (a) in (b). Izračunana globina točk na robu vzorca je narisana na mikrografski sliki (c), kot primerjava s pogledom po preseku. Izračunana globina se dobro ujema z dejansko globino. Par stereo posnetkov diatomejske zemlje z razliko nagibnih kotov 20° kažeta sliki 13 a in b. Izračunani presek vzdolž črte Oi—O—02 je na sliki 13 c in kaže, da ima vzorec obliko pladnja. Konturno podobo vzorca lahko dobimo z vrsto presekov vzdolž različnih črt na vzorcu. Vsekakor je to zamuden postopek; delo lahko olajša stereo-skopski risalni inštrument, ki ga uporabljamo pri fotogrametriji. Naslednjo konturno podobo smo napravili s stereoskopskim risalnim inštrumentom Autograph O, c Slika 13 Par stereo posnetkov diatomejske zemlje Slika 14 Konturna slika diatomejske zemlje C Slika 15 Par stereo posnetkov vtiska diamantnega stožca in njegova kontruna slika A7, ki ga izdeluje Wild Heerbrugg Ltd. Slika 14 je konturna podoba diatomejske zemlje, prikazane pri paru stereo na sliki 13. Konturni interval je 0,7 p,, puščica nakazuje smer nagiba navzdol. Slike 15 a, b in c pa prikazujejo par stereo vtiska diamantne konice merilnika trdote po Vickersu in njegovo konturno podobo. b UPORABA MIKROGRAFIJE V naslednjem bomo prikazali več primerov uporabe mikrografije. Slika 16 prikazuje jedkalne jamice na nerjav-nem jeklu. Slika 17 kaže prelom (21,8 % Cr, 7,9 % Ni, 0,05 % Mo, 0,02 % C) nerjavnega jekla zaradi napetostne korozije. Uporabo disperzij skega rentgenskega spektrometra pri rastrskem mikroskopu kaže slika 18. To so vzorci prelomne površine jekla (13 % Cr, 2 % Mo, 1%W, 2°/oTi02). Slika 18 a je sekundarna elektronska slika, ki kaže vključke Ti02 v jeklu. Slika 18 b je specifična x slika za Ti in ustreza sliki 18 a. Slika 18 pa kaže profil koncentracije Ti, superponi-ran na sekundarno elektronsko podobo. Slika 19 kaže difuzijo dušika pri nitriranju jekla ter trdoto po Vickersu. Prikazani sta tudi dve podobi iz odbitih elektronov (topografija in sestava). Slika 20 prikazuje uporabo nedisperzijske rentgenske spektroskopije, in sicer smo dobili z njo točkovno analizo osnove ter 3000 do 4000 A velikega karbidnega delca na školjkastem prelomu nerjavnega jekla. Odsotnost konice za nikelj pri analizi delca kaže, da vzbujena prostornina ne prekriva osnove, ki vsebuje velike količine niklja. (To uporabo citiramo iz »Use of a non-dispersive X-ray spectrometer on the scanning electron mi-croscop«, avtorjev J. C. Russ in A. K. Kabaya, JEOLCO (ZDA) INC.) a) povečava 1000 x b) povečava 6000 x Slika 16 Jedkalna jamica na nerjavnem jeklu a) povečava 300 x b) povečava 3000 x Slika 17 Prelom zaradi napetostne korozije nerjavnega jekla b) rentgenska podoba Ti Kai Povečava 8000 x a) sekundarna elektronska podoba. Povečava 8000 x scanning irfa c) profil črte Ti superponiran na sekundarno elektronsko sliko. Povečava 8000 x . Slika 18 Vključki TiO; v jeklu Nitriranje jekla Pospeševalna napetost: 10 kV ZUSAMMENFASSUNG In der voliegenden Arbeit ist die Konstruktion und die Arbeitsweise des Mikroskopes, vvelcher fiir die Bildung des Bildes der beobachteten Flache die sekundaren Elektronen benutzt, beschrieben. Da diese Elektronen vvegen der kleinen Energiemenge aus einer sehr diinnen Oberflachen-schichte entkommen ist der Auflosungsbereich des Raster — Elektronenmikroskops bis 200 A, was zwar weniger ist als bei den durchstrahlbaren Elektronenmikroskopen, jedoch aber vielmehr als bei den Lichtmikroskopen und neben dem ist das direkte Beobachten des Gefiiges moglich. Wegen der kleinen Apretur der Objektlinie hat der Raster--Elektronenmikroskop einen fein fokusierten Bund auf einer ziemlichen Lange, deswegen hat der Mikroskop eine hohe Tiefscharfe und ist das beste Mittel fur das direkte Beobachten der rauhen und runden Oberflachen. Wenn dem Raster-Elektronenmikroskop noch einer oder mehrere Kristallspectrometer zugegeben werden, entsteht eine Aparatur, die zur rontgenographischen Analyse der Mikrobestandteile gebraucht wird. Der Mikroskop kann mit einer schnellen Fernsehkamera ausgestattet vverden, die ein momentanes Bild liefert und somit das Beobachten eines dynamischen Prozesses zum Beispiel das Zerreisen des Drahtes unter der Last moglich macht. Der Slika 20 Karbidi, bogati kroma, na školjkastem prelomu nerjavnega jekla Mikroskop kann auch mit einem Heiztisch ausgestattet werden. Die Aufnahmen vvelche am Raster-Mikroskop erhaltlich sind, konnen auch fiir Quantitave stereomikro-graphische Analyse der beobachteten Oberflachen gebraucht werden. Am Ende dieses Artikels sind einige Aufnahmen beigefiigt, welche den Anwendungsbereich der Raster-Mi-kroskope und der Elektronen-Mikroanalysatoren darstellen. 100 fJ 200 n 300fj Globina Slika 19 Difuzija dušika pri nitriranju jekla in trdota po Vickersu Topografija Sestava SLIKI IZ ODBITIH ELEKTRONOV Specifična X slika za NKa SUMMARY In the paper construction and operation of the micro-scope is described where secondary electrons are used to form the picture of the observed surface. Because these electrones due to small energy come from a verv thin surface Iayer the resolution of the scanning electron micro-scope is about 200 A what is much less than in transmis-sion electron microscopes. But it is much greater than in optical microscopes, and on the other hand the sample surface can be directly observed. Due to small aperture of the objective the scanning electron microscope has finely focused probe along considerable length, and the microscope has a great depht of field and is the best apparatus for direct observing rough and rounded surfaces. If one or more crystal spectrometers are added to the scanning electron microscope an equipment is made which can be used for X-ray analysis of microconstituents. The microscope can be equiped with a fast television camera which gives imediate picture and thus dinamic processes as tensile breaking of wire can be observed. The microscope can also be completed with the equipment for heating the samples. Photographs which are obtained on the scanning microscope can be used also for quantitative stereomicrographic analysis of observed surfaces. At the end of the paper few photographs are given which show the field of applicability of the scanning microscopes and electron microanalyzers. 3AKAIOTEHHE B CTarte onncana kohctpyku.hr h cnocoo ynoTpeČAeHHR mhkpocko-na, KOTOpbIH AAH H306pa>KeHHH OCMOTpeHOH nOBepXHOCTH nOAb3yeTCH BblČHTaMH (BTOpOCTeneHHtlMH) 3 ACKTpOHaMH. TaK KaK 3th 3ACK-TpOHbl npOHCXOAHT BCAeACTBHH CAaČOH 3HepI*HH H3 BeCbMa TOHKOra caoh riOBepxHOCTH to OTAeAeHHe ceTKOBora (scanning) 3AeKTpoHHora MHKpocKona ao 200 A, t. e. MeHbiue he.vi npn npn6opax npocBe^uBa-hhh, ho Bce TaKH 6oAbe MeM npn onTimecKnx MHKpocKonax. npn 3TOM MOJKHO OCMaTpHBaTb HenOCpeACTBeHHO nOBepXHOCTb 06pa3U0B. BCAeACTBHH HH3KOH anepTypbI 06beKTHBH0H AHH3bI HMeeT CeTKOBOH 3AeKTpoHHbiH MHKpocKon OHčHb xopouuo cJ)0KycHp0BaH nyneK 3Aeic-TpOHOB Ha AOBOAbHyiO AAHHy MTO n03B0AHCT HaČAIOA^Tb AOBOAbHO hcho mepoxoBaTbie h OKpyrAeHHbie n0BepxH0CTH HenOCpeACTBeHHO. EcAH CeTKOBOM y 3.\eKTpOHHOMy MHKpOCKOny AOAaTb OAHH HAH HecKOAbKO cneKTpoMeTpoB aah peHTreHOBbix ayneh, noAyMaeTCH npn-6op KOTOpbIH mo/kho ynoTpe6HTb aah peHTreHOBCKora MHKpoaHaAH3a. MHKpOCKOn mo>KHO CHapfl>KHTb C 6bICTpOH TeACBH3HOHHOH KaMepOH KOTopaa AaeT H3o6pa>KeHHe b mhtobchhh h TaKHM 06pa30M n03B0AaeT OCMaTpHBaHHe AHHaMHHeCKHX npOUeCCOB, Hnp. pa3pbIB npOBOAOKH nOA BAHHHHeM npHTHTaTeAbHOH CHAbl. MHKpOCKOn MOJKHO AOITOAHHTb c cHapa>KeHHeM aah corpeBaHHH 0Čpa3U0B. IloAyHeHbie cbeMKH mo>kho npHMeHHTb aaji CTepeoMHKporpa4>CKora aHaAH3a 0CM0TpeHbix noBepxHocTeH. B KOHiie CTaTbH HecKOAbKO cbeMKOB KOTopbie noKa-3bIBaiOT 30Hy ynOTpeČAeHHH CeTKOBbIX MHKpOCKOnOB H 3AeKTpOHHbIX MHKpOaHaAH33TOpOB. Odkovki iz železarne Ravne Bogdan Stocca dipl. inž. Železarna Jesenice DK: 669.586.5 ASM/SLA: L 16, 2 n Kovinska prevleka s cinkom V Železarni Jesenice se je pojavila kvalitetna problematika pocinkane pločevine. Izdelali smo preiskave vpliva temperature taline, časa zadrževanja v talini in hitrosti izvlačenja, kakor tudi vplive posameznih elementov v jeklu in v talini na pocinkanje. Rezultati, ki smo jih dosegli, so zadovoljivi predvsem glede znižanja teže in izboljšanja kvalitete prevleke. Zaključki so podani na podlagi doseženih rezultatov. UVOD Da bi zaščitili razne jeklene predmete, med katere spadajo pločevina, trakovi itd., od atmosferske korozije, jih prekrijemo s številnimi kovinskimi ali nekovinskimi prevlekami. Ena od najstarejših in do danes najbolj razširjenih je prevleka s cinkom oziroma s cinkovo zlitino. Preko 2/3 svetovne proizvodnje cinka se porabi v te namene. Cinkova prevleka je odporna proti koroziji tudi v močno onesnaženih industrijskih atmosferah. Cinkova prevleka se odlikuje po visoki kemični odpornosti, zato ker ima cink negativnejši potencial od železa. Zaščita preneha šele tedaj, ko se izrabi skoraj celotna prevleka ali tedaj, ko se njena površina močno poškoduje. Razumljivo, da je trajanje tega zaščitnega delovanja odvisno od časa, od korozivnih sredstev ter od debeline prevleke. S tanjšo prevleko zaščitimo predmete, ki so izpostavljeni blagi koroziji — suhi in čisti zrak, z debelejšo pa predmete, ki so izpostavljeni močnejši koroziji — industrijski ali morski zrak. Cink na vlažnem zraku, kakor tudi v vodi, reagira z ogljikovo kislino in s kisikom ter tvori soli. Prav tako reagira s C02, S02, H2S ter z bazami. Poznamo tri različne načine nanašanja cinka na površino jeklenih predmetov. 1. Metalizacija 2. Elektrolitsko pocinkanje 3. Toplo pocinkanje Metalizacija Pod pojmom metalizacija razumemo proces nanašanja kovinskih prevlek na površino drugih predmetov, v našem primeru cinka na jeklo. To nanašanje se vrši z razprševanjem raztopljenega cinka na površino, ki mora biti predhodno dobro očiščena. Cinkova žica se raztaplja s pomočjo acetilena ali električnega toka. Ves proces sloni na principu lepljenja kovinskih delcev na površini predmetov. Na uspešno metalizacijo vplivajo: temperatura, stanje površine ter hitrost udarjanja delcev cinka na površino, kakor tudi velikost razpršenih delcev. Debelina oziroma količina nanešene prevleke je lahko različna in je odvisna od nameravane zaščite. Cink nanašamo s pomočjo metalizatorjev. Z metalizacijo se pločevina in trakovi ne pocinkajo. Elektrolitsko pocinkanje Tehnologija elektrolitskega pocinkanja je še v razvoju. Elektrolitsko se pocinkajo izključno trakovi. Poznani so trije različni elektroliti. Prevleka pri elektrolitskem pocinkanju se odlikuje po kemični čistoči, kemični odpornosti in zelo dobrem oprijemanju cinka na osnovno površino jekla. Prevleka, ki jo dobimo na elektrolitski način, posebno po kislem postopku, ima zelo svetlo površino in je zelo plastična, tako, da je mogoče pocinkane trakove hladno deformirati. Poraba cinka na enoto površine je neprimerno manjša kot pri toplem pocinkanju, debelina pa je enakomernejša. Ker je trajanje zaščite pred korozijo odvisno od debeline prevleke, se ta lahko izdeluje v različnih debelinah. Toplo pocinkanje Topli način pocinkanja je zelo star. Prvi začetki segajo tja do leta 1741, ko so v Franciji prvič poskušali zaščititi jeklene predmete pred korozijo. Po skromnih začetkih se je tehnologija počasi razvijala in s tem proizvodnja naraščala. V začetku se je pocinkanje uporabljalo le za zaščito pločevine, kasneje pa za cevi, žico itd. Prva proga za toplo kontinuirano pocinkanje trakov je bila zgrajena šele leta 1936. Razvoj pocinkanja trakov je bil v predvojnih letih zelo počasen. Hitro ekspanzijo smo doživeli šele po letu 1950. Od vseh naprav za kontinuirano pocinkanje jih danes cca 60 % obratuje po Sendzimir postopku, cca 20 % po postopku, ki so zelo podobni Sendzi-mirju, cca 15 % po Cook-Nortemann-u in cca 5 % po drugih postopkih. V tem članku bom obravnaval le postopek pocinkanja toplo valjane pločevine. Ta postopek je še močno razširjen in v Jugoslaviji edini v uporabi. Z namenom, da bi izboljšali kvaliteto pocinkanja pločevine, smo v Železarni Jesenice izdelali številne preiskave, katerih rezultate bom podal v nadaljevanju članka. POCINKANJE PLOČEVINE PREDPRIPRAVA POVRŠINE Kot vložek za pocinkanje se uporablja običajno pločevina formata 1000 x 2000 mm. Ta pločevina je glede na tehnološki postopek predelave prekrita s produkti oksidacije. Eden od osnovnih pogojev za uspešno pocinkanje je ta, da mora biti površina prosta oksidov, rje in drugih nečistoč. V ta namen je potrebno pred samim pocinkanjem izvesti naslednje obdelave površine: a) razmaščevanje b) izpiranje c) luženje — izpiranje d) fluksanje — sušenje Ad a) Razmaščevanje Razmaščevanje je izredno pomembno. Obvezno ga moramo izvajati tam, kjer uporabljamo kot vložek pločevino z mastno površino. Predvsem pride to v poštev pri pločevini, ki jo izrezujemo iz hladno valjanih trakov. Ta postopek pa praviloma opuščamo pri pločevini, ki se izdeluje po starem vročem postopku in posebno tam, kjer se pločevina pred luženjem toplotno obdela v oksidativni atmosferi. Slabo razmaščevanje povzroča težave pri luže-nju, ker prepreči delovanje kisline. Slabo razma-ščena površina nam neizogbino povzroča nepocin-kana mesta na površini pločevine. Pločevino lahko razmastimo na razne načine, in sicer: elektrolitsko, v topilih, v vročem apnenem mleku, s segrevanjem v oksidativnih atmosferah nad 550° C, v kislinah ki imajo oksidativni značaj itd. žveplena in solna kislina nista za to prikladni. Razmastitev v apnenem mleku je zelo star postopek, danes v glavnem opuščen. Tam, kjer se razmaščevanje izvede v topilih ali v detergentih, se zaradi hitrejšega in efikasnejšega čiščenja opravi to s pomočjo vibratorjev. Ad b) Izpiranje Izpiramo z vročo ali hladno vodo. Z izpiranjem odstranimo s površine snovi, ki so se oprijele površine pri izvlačenju iz razmaščevalnega sredstva. Ad c) Luženje Luženje je postopek odstranjevanja produktov oksidacije železa, ki prekrivajo površino pločevine. Lužimo običajno v raztopinah HC1 in H2S04. V oksidni plasti zasledimo tri vrste oksidov, in sicer FeO, ki se drži površine železa, Fe304 in Fe203, ki se nahaja na zunanji površini oksidnega sloja. Debelina in sestava teh oksidnih plasti je odvisna od temperature valjanja, žarjenja in od atmosfere, pri kateri se vrši predelava ali obdelava. Poznano je, da se FeO najlaže, Fe203 pa najteže raztaplja v kislinah. Ker je FeO najbolj topen, moramo že pri žarjenju in valjanju gledati na to, da so pogoji taki, da se tvori čim več FeO. To ugodno vpliva na ekonomičnost luženja in na kvaliteto lužene površine. Drugih oksidov pri nizkoogljičnih jeklih ne zasledimo. Čas luženja je odvisen od debeline oksidnega sloja, od temperature in od jakosti lužine. Vsako preluženje ima kvarne posledice za poznejše pocinkanje. Za luženje se običajno uporablja trgovsko razredčena vodna raztopina HC1 jakosti od 4—16% ali 5—20% H2S04 kislina. Pogostokrat uporabljamo kombinacijo obeh kislin s tem, da zadnje luženje opravljamo v solni kislini. Obe kislini imata svoje dobre in slabe lastnosti, vendar je za kvalitetnejše pocinkanje le priporočljivo luženje tudi v HC1. Po vsakem luženju je potrebno temeljito izpiranje. Ad d) Fluksanje Fluksanje lahko opravljamo na različne načine, odvisno pač od tehnologije pocinkanja. Poznamo dva načina, in sicer mokro in suho pocinkanje. Pri suhem postopku moramo izprano površino pred pocinkanjem prevleči s fluksom, da preprečimo oksidacijo površine. Fluks služi istočasno tudi kot spajkalo. Pred pocinkanjem je potrebno s fluksom premazano površino temeljito posušiti. To delamo v posebnih pečeh. Obenem s sušenjem se pločevina predgreje, kar nedvomno ugodno vpliva na hitrost pocinkanja ter na kvaliteto prevleke. Fluks mora imeti nizko viskoznost, nizko temperaturo izparevanja in sposobnost hitrega odstranjevanja s površine pri potapljanju v Zn talino (glej slika 1). V kolikor ima fluks previsoko viskoznost, mu moramo primešati sredstvo, ki povečuje omočenje površine. Pri suhem postopku se pogostokrat uporablja mešanica cinkovega klorida in amon-klorida. NH4C1 namreč znižuje viskoznost in temperaturo izparevanja. Slika 1 Krivulja izparevanja mešanice NH«C1 in ZnCh Uporaba mešanice bogatejše od 10 % NH4C1 ni priporočljiva tam, kjer cinkova talina vsebuje aluminij. Pri pocinkanju se namreč tvori aluminijev klorid, ki izhaja iz kopeli v obliki belih par in tako zmanjšuje vsebnost aluminija v talini. Fluks mora biti vedno čist. Kolikor narašča kislost zaradi slabega izpiranja (prisotnost H2S04) obstoja nevarnost za nastajanje železovih soli, ki kvarno vplivajo na pocinkanje. Da se tej nevšečnosti izognemo, je priporočljivo dajati v fluks nekaj koščkov cinka. Pri mokrem pocinkanju fluks plava na talini tako, da odpade sušenje površine. Fluks ima pri tem postopku to nalogo, da prevleče površino potapljajoče pločevine in da s tem odstrani morebitni oksidni film s površine, da odstrani vodo in da prepreči brizganje taline. Obenem služi tudi kot spajkalo. Kot fluks se običajno uporablja salmijak (tehnični NH4C1), kateremu dodamo nekaj glicerina. KADI ZA POCINKANJE IN STRANSKI PRODUKTI Površina s fluksom prekritih predmetov ali stene kadi se ob dotiku s cinkovo talino prekrijejo s slojem cinka oziroma spojine Zn-Fe. Pocinkanje se vrši pri temperaturi 430—450° C. Praksa je namreč pokazala, da so višje temperature izredno škodljive zaradi močnega raz-jedanja sten kadi in zaradi intenzivne tvorbe trdega cinka in cinkovega pepela. Procesi raztapljanja potekajo mnogo bolj intenzivno, če vsebuje jeklo večje količine Si. Pri izdelavi moramo skrbeti, da so kadi pravilno dimenzionirane, da ne bi bila talina podvržena nihanju temperature. Zelo važen je pri tem način ogrevanja ter razmerje med količino cinka 2 a Slika 2a—b Raztapljanje vzorcev v in urno proizvodnjo. Pri 301 talini naj količina pocinkanih predmetov ne bi bila večja od 10—15 t v 8 urah. Ogrevanje pa mora biti tako, da ne pride v nobenem slučaju do lokalnega pregretja sten. Poznano nam je, da se stene kadi prekrijejo s slojem trdega cinka, ki ščiti železo pred nadaljnjim raztapljanjem. Pri temp. nad 450° C pa se začenja sloj trdega cinka raztapljati in zato ne ščiti več. Sliki 2 a in 2 b nam prikazujeta nekaj vzorcev Armco jekla, ki smo jih izpostavili za dobo 1 meseca različnim temperaturam, in to v talini, ki jo uporabljamo v Železarni Jesenice. Na sliki 3 se prav lepo vidi vpliv temperature na intenzivnost raztapljanja železa. Raztapljanje je do cca 450° C počasno, nato ra-pidno narašča. Vzorce dimenzije 100 X 60 x 5 mm smo pred potapljanjem površinsko očistili do kovinskega sijaja. Slika 4 a in 4 b prikazujeta poškodovane stene kadi, kjer je prišlo zaradi lokalnega pregretja do močnega raztapljanja Fe in do preboja sten. Istočasno smo preiskovali vpliv C (od 0.05 do 0.1 %), Cu (od 0.1—0.4 %), Al (od 0.03—0.1 %), Si (od 0.02—0.40 %) ter vplive toplotne obdelave (strukture) na raztapljanje železa. Ugotovili smo, da je z naraščanjem vsebnosti navedenih elementov naraščala topnost Fe, vendar je bilo to raztapljanje tako majhno, da smo ga zanemarili razen seveda pri jeklih, ki so vsebovala večje količine Si. Vpliva toplotnih obdelav na topnost Fe nismo mogli zaslediti. V zvezi s tem bi poudaril, da so odveč bojazni, da je zvar najobčutljivejši del kadi. Pri varjenju moramo paziti le na to, da izbiramo le elektrode, ki so po sestavi čimbolj podobne sestavi kadi ter da odstranimo toplotne napetosti, ki nastanejo pri varjenju. Razumljivo, zvar mora biti brez večjih nečistoč, mehurčkov ter razpok. Talino lahko ogrevamo na različne načine. Najbolj primerno zaradi dobre regulacije je električno ogrevanje. Pri ogrevanju s plinom, mazutom itd. pa obstoja velika nevarnost višjih temperatur ob 2 b temperaturnem območju 430—5100 c Slika 3 Raztapljanje Fe v odvisnosti od temperature, čas zadržanja v talini 1 mesec gorilcih ter s tem večja nevarnost pregrevanja oziroma hitrejšega raztapljanja sten kadi. Ogrevanje s plamenom zahteva posebno razporeditev kurilnih kanalov. Za izdelavo kadi za cinkovo talino priporočamo pločevino s čim manjšo vsebnostjo elementov. Najbolj primerna sta Armco železo in Č 1060. Trdi cink Pri pocinkanju se tvori trdi cink, to je spojina cinka z železom, ki jo označujemo s FeZn3 (22% Fe) in FeZn7 (11% Fe). Trdi cink je neizogibni produkt pri pocinkanju. Na njegov nastanek vplivajo: temperatura pocinkanja, vsebnost Si, površina pocinkane pločevine ter slabo luženje oziroma slabo izpiranje. Trdi cink ima nekoliko večjo specifično težo od cinkove taline. Če ta miruje, se trdi cink sorazmerno hitro usede na dno kadi, če pa je talina v gibanju, kakor pri pocinkanju, pa lebdi in je zato čas usedanja na dno kopeli neprimerno daljši. 4 a Slika 4a—b Raztapljanje sten Količino trdega cinka, ki nastane pri obratovanju, je težko predpisati, vendar pri pravilnem delu ne bi smela biti večja od 5 % od teže porabljenega cinka. Trdi cink, ki se usede na sloj svinca, ki se običajno nahaja na dnu kopeli, se da z lahkoto odstraniti. Cinkov pepel Cinkov pepel je sestavljen iz oksidov elementov, ki se nahajajo v cinkovi talini. Predvsem so to oksidi cinka. V cinkovem pepelu se v manjši meri nahajajo tudi trdi cink in kloridi. Intenzivnost tvorbe cinkovega pepela je odvisna od številnih faktorjev, od katerih je najvažnejša temperatura kopeli ter površina taline. VPLIV RAZLIČNIH FAKTORJEV NA POCINKANJE Pri potapljanju katerega koli jeklenega ali železnega predmeta v cinkovo talino pride do difuzije železa v tekoči cink. Pri tem se na površini predmetov tvori prevleka zelo nehomogene zlitine, ki vsebuje na stični površini železa visok odstotek tega elementa. Vsebnost Fe v prevleki pada, bolj ko se približujemo njeni površini, tako da zasledimo na sami površini le čisti cink. Prevleka je sestavljena iz več faz. Faze, ki jih dobimo pri 450° C in 3-minutnem potapljanju, so naslednje: (glej sliko 5). 1. r (gama) faza — ima od 21—28 % Fe in se drži površine železa. Debelina znaša od 1—2 [x 2. 5 (delta) faza — ima od 7—21 % Fe. Debelina znaša od 7—15 pi. Ta faza je izredno krhka. 3. t, (zeta) faza — ima od 7—6.2 % Fe. Debelina znaša od 30—40 p, 4. r] (eta) faza — ima debelino od 8—12 pt in je sestavljena iz čistega Zn. 4 b kadi zaradi lokalnega pregretja Debelina prevleke, kakor tudi debelina posameznih faz pa je močno odvisna od vplivov številnih faktorjev, kot so: 1. Sestava jekla 2. Luženje 3. Fluksanje ■— sušenje 4. Temperatura taline 5. čas zadrževanja v talini 6. Hitrost izvlačenja 7. Hitrost ohlajevanja 8. Sestava taline — vpliv elementov 9. Vpliv površine Te vplive bomo obravnavali vsakega posebej. Navajali bomo predvsem rezultate, ki smo jih dosegli pri laboratorijskih in obratnih preiskavah. Slika 5 Diagram stanja Fe-Zn po J. Schrammu Ad 1. Sestava jekla: Za kvalitetno pocinkanje je nujno potrebno uporabljati kvalitetni izhodni material. V vsakem primeru pa je potrebno imeti material brez površinskih napak, predvsem nečistoč, zaradi katerih dobimo tako imenovana nepocinkana mesta ali gresasto površino. Površina naj bi bila čimbolj gladka. Pri gladki površini dobimo enakomernejšo debelino, manjšo težo prevleke ter lepe cvetne kristale. Zato je priporočljivo toplo valjano pločevino hladno valjati — dresirati pred pocinkanjem. Omenili smo že, da je Si nezaželen element. Jeklo za pocinkanje naj ne bi imelo večjo vsebnost od 0.3—0.4 % Si. Pri višji vsebnosti se tvori na površini predmetov oksidni film bogat na Si, ki ga je težko odstraniti z luženjem. če se ta film ne odstrani, poteka pri pocinkanju med talino in oksidnim filmom zelo intenzivna reakcija, zaradi katere nastane zelo kompakten sloj Zn — Fe zlitine, ki povzroča krhkost prevleke. V kolikor moramo pocinkati jeklo ali litino, ki vsebuje večjo vsebnost od zgoraj navedenega Si, potem moramo lužiti v posebnih kislinah (HN03 in HC1). Drugi elementi kot so Mn, Cu, Cr, S, P itd., če niso prisotni v večjih količinah, nimajo večjega vpliva na pocinkanje. V Železarni Jesenice v glavnem pocinkamo pomirjena in nepomirjena nizko ogljična jekla in jekla za patentiranje. Najbolj primerna sestava pločevine za pocinkanje je naslednja: C max. 0.1 °/o Si max. 0.01 % Mn 0.25—0.5 % P max. 0.05 % S max. 0.05 % Cu max. 0.5 % Cr max. 0.2 % Al max. 0.05 % Kakor je iz navedene analize razvidno, je vsebnost posameznih elementov v jeklu sorazmerno nizka. Laboratorijske preiskave pocinkanja smo opravljali na nepomirjeni pločevini kvalitete Č0147. Dimenzija vzorcev je bila 200 X 150 X 0.5 mm. Vzorce smo izrezali iz toplo valjane pločevine, ki je bila predhodno dresirana (deformacija je znašala komaj 1 %), in žar j ena v zvonastih pečeh pri temp. 670—690° C ter počasi ohlajena. Vzorci hladno valjane pločevine (deformacija cca 70%) so bili rekristalizacijsko žarjeni ter ojačani. Ad 2. Luženje O tvorbi škaje in o luženju smo že delno govorili. Pri naših preiskavah smo toplo valjano pločevino kombinirano lužili v H2S02 in HC1. Luženje v H2S04: Za izdelavo kislin smo uporabili tehnično 58_60 Be t. j. 71—78% žvepleno kislino, prosto primesi kot so As, Sb in Cu. Ti elementi izredno motijo pri luženju, ker se usedejo na površino pločevine. Pločevina se tako prekrije s črnim slojem, ki zelo otežkoča pocinkanje. Lužili smo v 5—20 % H2S04 pri temperaturi 55—65° C. Čas luženja je nihal od 7—20 min., odvisno od debeline škaje ter jakosti kisline. Sveži lužini smo dodajali ca. 4—5 gr/1 FeS04, da bi zmanjšali topnost železa v kislini in povečali reakcijo z oksidi, razumljivo ob istočasnem dodatku štedilnega luga. Kot štedilni lug smo uporabljali Adacit, in sicer v količini 600—800 gr/m3. Štedilni lug smo redno regenerirali. Ob tej priliki moram pripomniti, da smo pri večjih količinah štedilnega luga imeli precejšnje težave pri pocinkanju, ki so se kazale predvsem v obliki nepocin-kanih mest in slabo oprijemajoče prevleke. Redno smo kontrolirali vsebnost FeS04 v lužini; vsebnost je nihala med 30—70 gr/1, tako da nam ta ni vplivala na potek luženja. Luženje v HCI: V žveplenih kislinah smo lužili le toliko časa, da smo odstranili le glavni del oksidov. Luženje smo nadaljevali v solni kislini pri temperaturi 20—30° C. Jakost kisline je znašala od 4—15 %. Količina Fe v lužini se je gibala med 25—50 gr/Fe/1 lužine. Cas luženja je bil kratek in predvsem odvisen od jakosti kisline. Po končanem luženju smo pločevino dobro izpirali. Tak kombiniran način luženja ima mnoge prednosti pred samim luženjem v H2S04. Te prednosti so: manjša izguba na teži pločevine, izostanek lu-žilne krhkosti ter gladkejša površina. Pri preluženju se je površina pločevine prekrila s tankimi sajastimi produkti, ki se v kislinah ne raztapljajo. To so predvsem elementi, ki so elektro pozitivnejši od železa in zato se usedejo na površino pločevine. Sajasta površina izredno negativno vpliva na kvaliteto prevleke in jo je zato potrebno odstraniti s krtačenjem in istočasnim spiranjem. Na vzorcih, ki smo jih namenoma prelužili, smo odstranjevali te sajaste produkte z luženjem v blagi vodni raztopini HN03. Cas potapljanja v so-litrni kislini je bil zelo kratek. Površina je postala kovinsko čista in se je dala odlično pocinkati. Poudariti pa moram, da ima tako kislinsko čiščenje nekatere slabe lastnosti in se zato zelo redko uporablja. V železarni Jesenice ne uporabljamo po luženju v H2S04 in HC1 nobenega čiščenja, ker ima površina zelo lep izgled. Naj velja vedno pravilo, da je bolje pravilno lužiti kot dodatno čistiti. Ad 3. Fluksanje — sušenje Zasledovali smo vplive različnih sestav fluksa ter temperature sušenja na kvaliteto prevleke. Sestava fluksa oziroma njegova točka izparevanja vpliva na njegovo hitrost odstranjevanja s površine pri potapljanju v cinkovo talino. Preiskave smo opravljali v klasičnem ZnCl2 in v mešanici ZnCl2 in NH4C1. — Rezultati, ki smo jih dosegli, so razvidni na priloženi tabeli. Flux Temperatura Cas potap- Kvaliteta pocin- sušenja °C ljanja sek. kane površine 5 veliko nepocinkanih mest 10 srednje nepocinkanih mest 15 malo nepocinkanih mest 20 brez nepocinkanih mest lOOgr/1 ZnCl2 150 90 gr/1 ZnCl2 10 gr/1 NH4C1 150 5 srednje nepocinkanih mest 10 malo nepocinkanih mest 15 brez nepocinkanih mest 80 gr/1 ZnCl2 20 gr/1 NH4C1 150 5 redka nepocinkanih mest 10 brez nepocinkanih mest Za preiskave sušenja fluksa smo izbrali temperaturo 150° C, ker je ta ustrezala obratovalnim pogojem že obstoječe sušilne peči v naši pocin-kovalnici, čeprav smo ugotovili, da je z naraščajočo vsebnostjo amonklorida potrebna nižja temperatura sušenja. Preiskave potapljanja smo opravljali v talini, ki je vsebovala ca. 0.9 % Pb in na pločevini deb. 0.5 mm. Kljub ugodnim rezultatom vodne raztopine ZnCl2 in NH4C1 nismo osvojili. Kakor sem že omenil NH4C1 reagira z Al v Zn talini in tvori aluminijev klorid, ki sublimira pri 180° C. Zaradi te reakcije se zmanjšuje vsebnost aluminija v talini. Za naše potrebe smo izbrali 60—66 Be vodno raztopino cinkovega klorida. Preiskave pocinkanja Pri preiskavah vpliva posameznih faktorjev na pocinkanje je bilo potrebno najprej ugotoviti vplive temperature taline, časa potapljanja in hitrosti izvlačenja glede na kvaliteto in na težo prevleke, šele tedaj, ko so nam bili poznani ti trije pogoji, smo pristopili k preiskavam vplivov legirnih elementov. Vpliv prej treh omenjenih faktorjev smo ugotavljali v talini, ki je vsebovala ca. 0.9 % Pb. Talino s Pb smo izbrali zato, ker ta element ugodno vpliva na pocinkanje. Za izdelavo talin smo uporabljali izključno elektrolitski Zn. Glede poznejših rezultatov moram že v uvodu poudariti, da so vse ugotovljene teže prevleke nekoliko višje od normalnih, to pa zato, ker smo izvršili laboratorijske preiskave na manjših vzorcih, od katerih se je talina težko odtekala. Ad 4. Temperatura taline Vpliv temperature na pocinkanje smo raziskovali le v temperaturnem območju 430—450° C. Višjih temperatur nismo obravnavali zaradi številnih negativnih posledic pocinkanja. Vzroke za naraščanje teže prevleke pri višjih temperaturah je treba iskati v intenzivnejši tvorbi spojine železa in cinka, kar smo že obravnavali. Poprečna vrednost rezultatov vpliva temperature taline na težo prevleke je razvidna na diagramu št. 6. Drugi pogoji pocinkanja so bili naslednji: Čas potapljanja — 20 sek. Hitrost izvlačenja — 5 cm/sek. Temperaturo smo merili s kontaktnim piro-metrom, ki je bil na polovici višine taline in 1 cm odmaknjen od stene kadi. Temperaturo smo kontrolirali z instrumentom občutljivosti ± 5° C. Da bi se v celoti izognili nevarnosti lokalnega pregretja sten kadi in s tem nevarnosti prevelikega raztapljanja Fe, smo med steno kadi in špirale vgradili zaščitno steno. Slika 6 Naraščanje teže prevleke v odvisnosti od temperature Ad 5. Cas zadrževanja v talini V praksi mora biti čas potapljanja funkcija oblike in predvsem debeline obravnavanega predmeta. Ta čas mora biti tako dolg, da se izvrši popolna toplotna izmenjava med predmetom, ki ga želimo pocinkati, in cinkovo talino. Na kratko povedano, vpliv časa potapljanja je naslednji: Pri prekratkem času potapljanja, vendar dovolj dolgem, da se prevlečenje površine le izvrši, je debelina prevleke večja od normalne, zato ker se predmet prehitro ohladi. Posledica tega je slabo odtekanje cinka. Pri predolgem potapljanju, ki je večje od potrebnega časa za toplotno izmenjavo, bo nastala prevleka težja zaradi neprekinjenega obogatenja z železom in zaradi močnega naraščanja viskoznosti. Vplive časa zadrževanja smo preiskovali pri naslednjih pogojih: Temperatura 430 in 450° C Hitrost izvlačenja 5cm/sek. Cas potapljanja 10—40 sek. Rezultati, ki smo jih dosegli, so razvidni na sliki 7. Slika 7 Vpliv časa zadrževanja v talini na težo prevleke Ad 6. Hitrosti izvlačenja Hitrost izvlačenja ima odločujoč vpliv na težo ter na enakomernost debeline prevleke. Ta hitrost mora biti točno določena. Vsako odstopanje ima negativne posledice. Pri prevelikih hitrostih izvlačenja nosi pocinkan predmet s seboj prevelike količine cinka. Poleg tega je prevleka zelo neenakomerna. Pri počasnem izvlačenju pa obstaja nevarnost, da dobimo sicer enakomerno, vendar pretanko plast prevleke, zato ker ima cink dovolj časa, da odteče s površine pocinkanih predmetov. V zvezi s tem naj navedem, da različne teže prevleke, ki jih zahtevajo norme, dosežemo ravno z različno hitrostjo izvlačenja. Da bi ugotovili tisto hitrost izvlačenja, ki bi najbolj ustrezala našim zahtevam, smo preiskovali pocinkanje pod naslednjimi pogoji: Temp. taline 430 in 450° C Cas potapljanja 20 sek. Hitrost izvlačenja od 2—10 cm/sek. Rezultati, ki smo jih dosegli in ki so navedeni v diagramu 8, kažejo na konstantno skoraj enakomerno naraščanje teže prevleke v odvisnosti od hitrosti izvlačenja. Glede na naše zahteve po prevleki, smo si izbrali hitrost od cca 4—6 cm/sek. Slika 8 Odvisnost teže prevleke od hitrosti izvlačenja Ad 7. Hitrost ohlajevanja Poznano je dejstvo, da ima hitrost ohlajevanja viden vpliv na težo, na sestavo in s tem na kvaliteto cinkove prevleke. Vse do cca 300° C poteka močna difuzija železa zaradi katere močno naraščata sloja delta in zeta. Naraščajoča debelina teh dveh slojev samo povečuje krhkost prevleke. Debelino teh lahko zmanjšamo le na ta način, da pocinkan predmet hitro ohladimo, in to v vodi ali na zraku. Hitrost ohlajevanja ima svoj vpliv tudi na videz površine. Velikost kristalov je odvisna od časa kristalizacije. Cim počasnejše je ohlajevanje, večji bodo kristali. V našem laboratoriju smo preiskovali pocinkanje z različnimi hitrostmi ohlajevanja, po izvla-čenju iz kopeli. Ohlajevali smo na mirujočem zraku, s pihanjem mrzlega in toplega zraka ter na ta način, da smo hitrost ohlajevanja zmanjševali z držanjem pločevine v pečici, ki je bila segreta na 200° C. Rezultati, ki smo jih dosegli v teh laboratorijskih raziskavah, so razvidni na slikah 9, 10 in 11. 14 Slika 9 Ohlajevanje s pihanjem mrzlega zraka Slika 10 Ohlajevanje na mirujočem zraku Pi l^F /i Slika 11 Ohlajevanje v pečici (200° C) Iz navedenih slik je prav lepo razviden vpliv hitrosti ohlajevanja na rast oziroma na izoblikovanje kristalov. Preiskave upogibanja, ki smo jih izvedli na različno ohlajenih vzorcih, so dale pozitivne rezultate le pri pločevini, ki je bila hitro ohlajena, predvsem na oni, ki je bila ohlajena na zraku. Na koncu naj pripomnimo, da smo vpliv hitrosti ohlajevanja ugotavljali na pločevini, ki je bila pocinkana pod naslednjimi pogoji: Temperatura 430—450° C Hitrost izvlačenja 5 cm/sek. Čas potapljanja 20 sek. Hitrost ohlajevanja vpliva tudi na težo prevleke, posebno če se ta počasi ohlaja. Poznano je, da je naraščanje teže, odnosno Fe — v prevleki, funkcija časa in temperature. V obratnih razmerah se pločevina ohlaja običajno na zraku. To ohlajevanje je za debeline izpod 0.75 mm dovolj veliko, da dosežemo lepo razvite kristale z dobrimi upogibnimi lastnostmi. Pri pločevini nad 1 mm debeline pa je to ohlajevanje na zraku prepočasno zaradi prevelike toplotne kapacitete materiala. Zaradi tega počasnega ohlajevanja se prevleka obogati z Fe, kristali izgubijo svoj lep sijaj, postanejo gresasti, mat barve. Upogibi so na splošno slabi. Ad 8. Sestave talin Sestava taline ima izreden vpliv na obliko kri-stalizacije, težo, sestavo ter na korozijsko obstojnost prevleke. Vpliv elementov smo preiskovali pri konstantnih pogojih, izbrali smo tiste, pri katerih smo kakor sem že navedel, dosegli optimalne vrednosti. Ti pogoji so: Temperatura 430° C Hitrost izvlačenja 5 cm/sek. Čas potapljanja 20 sek. Preiskave so potekale tako, da smo pocinkali najprej v čisti Zn talini in nato v talini z dodatkom drugih elementov, v prvi vrsti Pb, Sn in Al. Kot vložek smo vedno uporabljali elektrolitski cink, čistoče 99.93 %. Elemente smo dodajali v cin-kovo talino bodisi v elementarni obliki, bodisi v obliki zlitin. Vedno smo uporabljali kovine s čim manjšo vsebnostjo primesi. Za pocinkanje nam je služila mala uporono ogrevana pečica s kad j o kapacitete 80 kg. Pocinkanje smo preiskovali na pločevini dimenzije 150 x 150 x 0.5 mm. Rezultati so bili naslednji: Čisti Zn: Pocinkanje pločevine v čisti Zn talini je potekalo z izrednimi težavami. Naj naštejem le nekaj teh težav: 1. Zaradi sorazmerno visoke temperature tališča cinka (419° C) smo bili primorani te preiskave izvesti le pri temp. 450° C. Odstranjevanje fluksa s površine je ,bilo izredno težavno, čestokrat smo dobili na površini pločevine številna večja nepo- cinkana mesta, na katerih je bilo mogoče opaziti ostanke fluksa, ker se je ta slabo odstranjeval zaradi slabe sposobnosti omočenja površine z Zn. 2. Prevleka je bila zelo neenakomerna, hrapava, z mat barvo in z zelo neizrazitimi kristali. Zaradi slabih rezultatov smo vse nadaljnje preiskave v čisti cinkovi talini opustili. Zn + 0.3 — 1.5 % Pb Svinec ima zelo blagodejen vpliv na pocinkanje, ker zmanjšuje viskoznost taline ter povečuje s tem sposobnost omočenja, zato ga številne Zn taline tudi vsebujejo. Preiskave pocinkanja smo opravljali v intervalu od 0.3 — 1.5 % Pb. Svinec smo dodajali v talino v elementarni obliki in v obliki zlitine Zn-Pb. 460 o *> 440 o w D O k_ V 420 m 400 talin a / 2. tali na «19.4 41B talina* Zn 0 Zn 0.5 1.0 15 •/. Pb 20 Pb Kositer smo dodajali v obliki zlitine Zn — Pb — Sn. Najboljše rezultate smo dosegli pri vrednosti od 0.3—0.5 °/o Sn. Kristali so bili lepo razviti, veliki, vendar brez izrazitega sijaja. Dodatki preko 0.5 % Sn niso imeli nobenega vpliva na obliko kristalov, pri 1 % Sn pa se je že pokazal škodljiv vpliv tega elementa. Kristali so namreč postajali mat barve in nekoliko gresaste oblike. Bistvenega vpliva na povečanje teže prevleke nismo mogli zaslediti, čeprav je ta rahlo naraščala. Slika 13. 600 Slika 12 Diagram stanja Zn-Pb Ugotavljali smo vpliv svinca na težo prevleke, vendar pri temperaturi 430° C nismo mogli zaslediti večjega vpliva, čeprav je imela prevleka tendenco rahlega naraščanja z naraščajočo vsebnostjo svinca. Za optimalno vsebnost svinca v Zn talini smo izbrali vsebnost 0.8—1.0 °/o in to zaradi več razlogov. Pri višji vsebnosti Pb smo namreč ugotovili močno nabiranje tega elementa na dnu kadi zaradi prekoračenja meje topnosti. Maksimalna topnost Pb v tekočem Zn znaša pri 419° C 0.5 %, pri 450° C pa 1.3 %. Slika 12. Velikost kristalov z naraščajočo vsebnostjo svinca narašča, kristali so mat barve, brez sijaja, ne glede na vsebnost svinca. Pripomniti moramo, da svinec v veliki meri nevtralizira in odstrani kvaren vpliv Fe, ki močno zmanjšuje sposobnost omočenja. Zn + 0.8—0.9 Pb + 0.1—2 % Sn Kositer dodajamo v Zn talino, predvsem z namenom, da dobimo lepe in velike kristale. Topnost Sn pri temperaturah nad 419° C je popolna. Slika 13 Vpliv Sn na težo prevleke Pri preiskavah sposobnosti upogibanja pa smo ugotovili, da plastičnost prevleke pada z naraščajočo vsebnostjo kositra. Pri vsebnosti 1.0 % Sn pločevina ni več vzdržala nobenega upogiba, ki ga predpisujejo norme. Zn + 0.8—1.0 Pb + 0.1—2 °/o Cd Preiskave smo opravljali v talinah z 0.1 do 2 % Cd. Kadmij smo dodajali v talino v obliki zlitine Zn-Pb-Cd. Rezultati, ki smo jih dosegli, so bili naslednji: Kadmij do 0.3 % nima nobenega vpliva na kvaliteto prevleke, niti na velikost kristalov. Velikost kristalov začenja naraščati šele pri vsebnosti Cd nad 0.5 %. Kristali postanejo srednje veliki in lepo razviti, vendar mat barve. Pripomniti moramo ob tej priliki, da so bili ti kristali vedno manjši in so imeli manjši sijaj kot pri dodatku Sn. Kadmij vpliva občutno na naraščanje teže prevleke, kakor tudi na poslabšane sposobnosti upogibanja. Slika 14. Zn + 0.8—1.0 Pb + 0.5 Sn + 0.02—0.3 Al Navedene elemente smo dodajali v obliki zlitine Zn-Pb-Sn-Al, ki je imela nižje tališče od tališča Zn taline. Dodajali smo jo z enostavnim potapljanjem s pomočjo posebne preluknjane posode. Slika 14 Vpliv Cd na težo prevleke Od vseh preiskav pocinkanja so nam dale preiskave z dodatkom Al najboljše rezultate. Kristali prevleke so bili izredno lepo razviti in sijajni (slika 15). Ugotovili smo, da dobivajo kristali lep sijaj že pri 0.05 % Al. Pri vrednosti Al nad 0.2 % pa je začela postajati površina prevleke gresasta. Ta gresavost je naraščala z naraščajočo vsebnostjo Al. Zaradi intenzivnejše tvorbe produktov oksida-cije na površini taline je prišlo do večjega lepljenja teh delcev na površino, kar daje kristalom gresasti videz. faze, medtem ko je gama faza že popolnoma izginila. Pri 0.1 % Al pa je tudi delta faza izginila. Ker je delta faza zelo krhka, je razumljivo, da Al izredno vpliva na plastičnost prevleke. Slika 16 Vpliv Al na težo prevleke Slika 15 Izgled kristalov ob dodatku 0.15 Al S preiskavami smo želeli ugotoviti tudi vpliv Al na spremembo faz in s tem na spremembo teže prevleke. Kakor je iz diagrama slike 16 razvidno, Al vpliva na težo prevleke. Ta teža pada do vsebnosti ca 0.20 % Al in nato začenja rahlo naraščati. Vzroke za naraščanje teže prevleke je treba iskati v gresasti površini. Poznano je, da Al vpliva predvsem na izoblikovanje gama (y) in delta (5) faze. že pri vsebnosti 0.05 % Al smo ugotovili občutno zmanjšanje delta Slika 17 Mikro posnetek prevleke — 200 X Na sliki 17 je lepo vidna zelo tanka faza zeta in eta (^ in t]) (temneje obarvana) ter čista eta faza (-r]) (belo obravana). Slika 18 Mikro posnetek prevleke — 200 X Delta faza se kljub dodatku Al lahko pojavi, vendar so potrebne za to višje temperature in daljši čas potapljanja. Na sliki 18 vidimo strukturo, ki smo jo dosegli pri 5-minutnem potapljanju in pri 450° C. Vpliv Fe na pocinkanje Železo je v manjših ali večjih količinah vedno prisotno v Zn talini. Topnost Fe v Zn talini pri nizkih temperaturah ni velika, nad 450° C pa začenja močno naraščati (glej sliko 19). <50 Temperaturo Slika 19 Topnost Fe v Zn talini / < v- "i ^ s* I > t J J „ ^ i" f ^ v 4 V i' r\ i\ ■ " J . * r—~2 - . . • 5 tI iS" Slika 20 Makro posnetek taline — 100 x hladno valjani in dresirani pločevini. Zaradi gladke površine in boljšega odtekanja taline je bila teža prevleke manjša in enakomernejša kot pri toplo valjani pločevini, kristali pa izredno lepo razviti in sijajni (glej sliko 21). Če je količina železa večja od maksimalne raz-topnosti tega elementa v cinku, potem se ta izloči v obliki zelo drobnih kristalov železo-cinkovih me-taloidov, kar ima zelo škodljive posledice. Fe vnašamo v talino predvsem s pločevino. Pri normalnem obratovanju naj bi cinkova talina ne vsebovala nad 0.07 % Fe. Pri preiskavah smo ugotovili, da male količine železa nimajo bistvenega vpliva na težo prevleke, vplivajo pa na videz površine, oziroma na kvaliteto prevleke. Pri vsebnosti nad 0.15 % Fe pa smo že zasledili občutnejše naraščanje teže prevleke. Pri višji vsebnosti od 0.25 % Fe pa je talina že tako nasičena z lebdečimi kristali Fe-Zn, da je vsako pocinkanje zelo otežkočeno. Slika 20 nam prikazuje kristale Zn-Fe, v talini s cca 0.7 % Fe. Ad 9. Vpliv površine na pocinkanje Z namenom, da bi ugotovili vpliv kvalitete površine na pocinkanje, smo preiskovali pocinkanje na toplo valjani, toplo valjani in naknadno dresirani ter hladno valjani pločevini, in sicer v talini z 1 °/o Pb, 0.3 % Sn, 0.1 % Al, 430° C, potapljanje 20 sek., izvlačenje 5 cm/sek. Vzorcev vseh treh različno obdelanih površin smo pred pocinkanjem žarili in lužili. Najboljše rezultate smo dosegli pri Slika 21 Videz kristalov prevleke hladno valjane pločevine Zaključki Pri preiskavah pocinkanja smo zasledili naslednje: 1. Temperatura taline ne sme biti večja od 450° C. 2. Kadi naj bodo izdelani iz jekla, ki ima čim nižjo vsebnost elementov, predvsem silicija. 3. Fluks mora biti take sestave, da ga je mogoče čim hitreje odstraniti s površine pri potapljanju. 4. Temperatura sušenja fluksa naj ne bo višja od 150° C. 5. Najoptimalnejši pogoji pocinkanja so naslednji: temperatura 430—440° C čas potapljanja 20—30 sek. hitrost izvlačenja 4—6cm/sek. talina: 0.9—1 % Pb 0.3—0.6 % Sn 0.1—0.15 % Al max. 0.07 % Fe 6. Na zmanjšanje teže prevleke vpliva predvsem Al, temperatura taline, hitrost izvlačenja in čas zadrževanja kopeli. 7. Na velikost kristalov vpliva Sn, na sijaj kristalov pa element Al. 8. Na kvaliteto upogiba vpliva predvsem Al. 9. Na kvaliteto pocinkanja vpliva tudi luženje, in sicer predvsem luženje v HC1. 10. Površina pločevine mora biti čim bolj gladka. Literatura The Making, Shaping and Treating of Steel — United States Steel J. Serebiakova — Stal 1961, No. 1, str. 92—94. J. Smirnov — Stal 1959, No. 8, str. 764—767. Eisenberger — Blech 1963, No. 5, str. 262—264. Eisenberger — Blech 1963, No. 7, str. 442—444. W. Radeker — Stahl und Eisen, No. 12, str. 713—718. R. Souske — La galvanisation a Choud. (Dunod — Pariš 1963). ZUSAMMENFASSUNG Bei der Oualitatsiibervvachung der warmgewalzten und verzinkten Bleche haben wir zahlreiche Mangelhaftigkeiten festgestellt. Der Zinkiiberzug vvar zu schwer, ungleichmas-sig dick, die Kristallform vvar nicht ausgepriigt und die Biegeeigenschaften vvaren schlecht. Die Kristalle waren matt. Auch der Ausfall wegen der zahlreichen nicht verzinkten Stellen vvar zu gross. Da die oben ansgevvendeten Fehler von vielen Faktoren beeinflusst vverden, haben vvir Untersuchungen von der Oberflachenvorbereitung bis zu dem Verzinken durchge-fiihrt. Mit besonderer Aufmerksamkeit haben vvir den Ein- fluss, der Badtemperatur, der Zeit des Aufenthaltes der Bleche im Bad, der Ausziehgeschvvindigkeit und den Ein-fluss verschiedener Elemente auf das Zinkgevvicht des Oberflachenaussehen u. s. w. untersucht. Im Bezug auf die sehr hiiufigen Schadensfalle an den Zinkvvannen (Wannendurchlauf) haben vvir auch den Ein-fluss verschiedener Elemente auf das Zinkgevvicht das untersucht. Im Artikel sind die Ergebnisse der laboratorischen Untersuchungen dargegeben. Diese Ergebnisse haben vvir mit Erfolg in die Betriebsverhaltnisse iibertragen. SUMMARY Testing the quality of rolled and zine coated sheet numerous disandvantages vvere found. The zine coating vvas too heavy, not uniformly thick vvith undistinetive crystals, and bending properties vvere very poor. Crystals had a very dull color. At the same time also a very high percentage of rejeeted material due to numerous uneovered spots vvas stated. As it can be supposed that the previousIy mentioned disadvantages can be influenced by different parameters materials vvere tested from the surface finish to the final zine coating of the sheet. Mainly influence of the melt tem- perature, of the holding time in the melt, of the dravving-out rate, of the impurities' influence on the vveight of zine, of the phases size, of the surface appearance, etc. vvere investigated and analyzed. Due to very often breakdovvns of baths vvith the zine melt (break-through of the bath) temperature influence on iron dissolving rate vvas also studied. The paper presents results of laboratory experiments. These results vvere successfully transfered into plants for industrial zine coating. 3AKAIOTEHHE B cTaTbe npimeAeHO cpaBHeHHe MejKAy CTaAbHbiMH OTKOBaHbiiun, 3aKaAAeHHMH nAaMeHeHeM BaAKaMH <$>iipMbi VOEST (Abctphh) h ot-KOBaHblMH BaAKaMH APYTHX npOH3BOAHTeAeft KOTOpbie ynOTpe6AeHbI b ropaneM npoKaTHOM uexe Ranshofen. KaK oco6eHHoe npeHMyme-ctbo 3Tora HOBaro copTa BaAKOB HaAO vnoMflHVTb AyHiuvio nOBepx-HOCTb GOHKH H nOBbimeHbHO H3HOCOCTOHKOCTH IIAaMeHHO 3aKaAA6H-Hbix inefiK. Aau AaAbHeHinero cpaBHeHHa Ka»iecTBa HaAO yiecTb eme Apy™e H3MepeHHfl. Bo nepBbix noTepio AHaMeTpa BaAKa Ha 1 mm HCTHpaHHH. B CpeAHeM npH 3THX BOAKax cjlHpMbl VOEST oho co-CTOBAaeT 0.567 mm; npeacAe ynoTpe5AaeMbie BaAKH HMeAH HCTHpaHHe 0.844 mm; TaKHM 06pa30M HOBbIH COpT BaAKOB AaeT VAVHmCHtiC b BbicoTe 33 °/o. TaKJKe HaAO B3»t bo BHHMaHHe mto npn 3thx BaAKax cymecTByeT rapaHTHH Ha 50 mm HCTiipaHHSi, Me>kay TeM KaK npeaiHHH BaAKH g bi ah H3pacxoAOBaHbi npH 27 mm nOTepH AHaMeTpa. b ko-HeMHOM pe3yAbTaTe 3TH BaAKH 3 pa3a Av^me npeAeAymHx.Apyroe KaMecTBeHoe cpaBHeHHe: 3({>4>eKTHBHocTb npoKaTKH b TOHHax Ha mm 0TiiL\H4>0BaH0r AHaMeTpa. TaKJKe 3TH BaAKH cj>eKTHBHOCTb CBbirne 89 °/o. IIpn-0AH3HTeAbHO TOJKe M0aCH0 yKa33Tb Ha CTOHMOCTb BaAKOB, C nocTaB-koh k uexy Ranshofen, sth BaAKH npn6AH3HTeAbHO 3a tot ace npoueHT AemeBAe KaK yKa3aHO npH Ka^ecrBC b cpaBHeHHH c npe>KAe npHMeHHMbIMH BaAKaMH. Aleksander Jezeršek, dipl. inž. železarna Jesenice DK: 669.112.228.1 ASM/SLA: M 26 q, SSe Problematičnost določevanja nastopanja delta ferita v avstenitnih nerjavnih jeklih V tehnologiji vroče predelave avstenitnih nerjavnih jekel predstavlja prisotnost delta ferita faktor, ki povzroča težave, ki so toliko večje, če je vsebnost te faze nekontrolirana. V članku se obravnava problem določevanja delta ferita s pomočjo računske metode, ki je za konkretni primer, ko se želi določiti vsebnost delta faze v vlitih blokih na podlagi znane kemične sestave skoro edino mogoča. Rezultati izračnuane vsebnosti in primerjava z metalografsko določeno vsebnostjo, so pokazali velike razlike na podlagi katere se ta metoda ne more smatrati za dovolj točno. V primeru Cr Ni Mn jekel pa ta metoda popolnoma odpove. Alotropska modifikacija železa delta ferit, ki je pri čistem železu obstojna od temperature 1390° C navzgor pri ogljičnih in nizkolegiranih jeklih ni pomembna, ker se vsi procesi, bodisi preoblikovanja bodisi termične obdelave, vrše pri nižjih temperaturah. Ker se torej ne pojavlja v strukturi, ne vpliva na lastnosti in tehnologijo teh jekel. Nastopa pa delta ferit v jeklih z visoko vsebnostjo kroma in zelo pogosto v avstenitnih Cr-Ni jeklih. Cista Cr jekla v odvisnost od Cr in C prehajajo iz popolnoma feritnih jekel preko raznih stopenj razmerja ferit : martenzit v popolnoma martenzitna. Pri Cr-Ni jeklih pa se je z razvojem vedno novih kvalitet formirala celo posebna podgrupa avstenit-no-feritnih jekel, ki vsebujejo konstantno neko določeno količino delta ferita. Temeljitejše metode preiskave in študije, izvršene v zadnjih treh desetletjih, ko postajajo Cr-Ni jekla vedno bolj masovna in pomembna, pa so pokazala, da nastopa ob posebnih pogojih delta ferit tudi v čisto avstenitnih jeklih. Namensko ali nenamensko nastopanje delta ferita v avstenitnih nerjavnih jeklih pa ima za posledico niz problemov in težav, zaradi katerih je treba posvetiti tem vrstam jekel mnogo pozornosti pri izdelavi, vroči predelavi in termični obdelavi. Namen tega članka je osvetliti nekaj teh problemov, ki se pojavljajo pri proizvodnji in predelavi najpogostejših Cr-Ni in Cr-Ni-Mn jeklih. Pojav delta ferita Delta ferit se pojavlja in obstane v strukturi Cr-Ni jekel, odvisno od sestave, temperature in stanja predelave (vlito ali valjano). Pri avstenitno- feritnih Cr-Ni jeklih je prisoten v celem temperaturnem intervalu od strdišča jekla do sobne temperature in je njegov nastanek pogojen predvsem s kemično sestavo jekel. Pri čistih avstenitnih jeklih se delta ferit pojavlja v odvisnosti od stanja predelave (vlito ali valjano), in od temperature, pri kateri se jeklo nahaja ali s katere se je jeklo hitro ohladilo, tj. gasilo v vodi. Ta temperaturni interval pojavljanja sega v območje visokih temperatur, in sicer med 900 in 1250° C, t.j. do temperatur termične obdelave in vroče predelave. Vpliv elementov Delovanje elementov je povezano z njihovim vplivom na odpiranje, oziroma zapiranje gama področja. Že Maurer1 je pri konstrukciji svojega znanega diagrama nakazal nastopanje avstenitno-feritnega področja, čeprav je upošteval samo dva osnovna elementa v avstenitnih jeklih, tj. Cr in Ni. Kasneje so z dolegiranjem in upoštevanjem stalno spremljajočih elementov določili njihov dodatni vpliv. Skušali so celo postaviti faktorje aktivnosti teh elementov, upoštevajoč, da Cr in Ni kot osnovna elementa v avstenitnih jeklih dobita faktor 1. Prvemu je uspelo uporabno določiti faktorje aktivnosti Schaefflerju23. Razvil je diagram, ki je Slika 1 Fazni diagram po Schaefflerju prikazan na sliki št. 1. Upošteval je najbolj pogoste legirne elemente v Cr-Ni avstenitnih jeklih, tj. Mo, Si, Nb, C in Mn ter postavil faktorje aktivnosti, ki veljajo za določanje delta ferita v zvarih. Prvi faktorji, ki jih je postavil leta 1947 so bili za Cr ekvivalent naslednji: Si = 2,5, Mo = 1,8, Nb = 2, medtem ko so faktorji za Ni ekvivalent ves čas enaki. Označeni faktorji v diagramu na sliki št. 1 veljajo od leta 1949. Long4 je leta 1960 korigiral ta diagram, oziroma upošteval še ostale elemente, ki se tudi pojavljajo v zvarih v naslednjo obliko: Crekv = % Cr + Mo + 3/2 % Si + 1/2 % Nb Niekv = % Ni + 30 % C + 30 % N + 1/2 % Mn Na osnovi teh diagramov, veljavnih za določanje delta ferita v zvarih, sta L. Pryce in K. V. An-drews5 izdelala diagram (slika št. 2), veljaven za kontrolo vsebnosti delta ferita pri temperaturah valjanja za razne tipe avstenitnih nerjavnih jekel in predlagala naslednje ekvivalente, oziroma faktorje aktivnosti za posamezne elemente: Slika 2 Fazni diagram po Pryceju Za jeklo 18—8 Crekv = % Cr + 3 % Si Niekv = % Ni + 0,5 % Mn + 21 % C + 11,5 % N Za jeklo 18—8 Ti Crekv = % Cr + 3 % Si + 10 % Ti~ Niekv = % Ni + 0,5 % Mn + 21 % C~ Za jeklo 18—8 Mo-Ti Crekv = % Cr + 2 % Si + % Mo + 10 % Ti~ Niekv = % Ni + 0,5 % Mn + 21 % C-Pri vsebnosti Mo v jeklu < 1 % je faktor Mo = = 1, medtem ko je pri vsebnosti Mo v jeklu 2—3 % vredost faktorja Mo = 4. Za jeklo 18—8 Nb Crekv = % Cr + 3 % Si + 4 % Nb~ Niekv = % Ni + 0, % Mn + 21 % C-Pri tem sta določila, da je treba upoštevati ko-rekturno vrednost za C, Ti in Nb, in sicer tisto, ki je dejansko raztopljena v jeklu in ni vezana na stabilne karbonitride. Tako velja C - = 0,03 % Ti - = % Ti — 4 [(% C — 0,03) + %N] Nb- = % Nb —8 [(% C —0,03) + % N] Najnovejše obsežno delo o problematiki pojavljanja in določanja delta ferita v odvisnosti od sestave je opravil B. Guiraldeng6. Rezultat njegovega dela je korektura do sedaj obravnavanih faktorjev aktivnosti po Schaefflerju in Pryce, in sicer predlaga naslednje: Al = 1,5 Si = 2 Mo = 4 Ti = 3 C = 30 za vlito in gašeno jeklo C = 15 za valjano in gašeno jeklo N = brez vpliva N = 20 za vlito in gašeno jeklo Mn = 15 za valjano in gašeno jeklo Iz vseh do sedaj navedenih faktorjev vidimo, da obstaja precejšnja razlika v absolutnih vrednostih med posameznimi avtorji. Trenutno sta najbolj uporabljiva diagrama: Schaefflerjev za zvare in Pryceov za valjano jeklo. Pri vplivu elementov je treba posvetiti posebno pozornost elementom stabilizatorjem, t.j. Ti in Nb-Ta, ki so v Cr-Ni jeklih namensko dodani zaradi vezave C in N v stabilno obliko karbonitridov, ki so tudi pri visokih temperaturah skoraj netopni v osnovni avstenitni masi in zaradi tega omogočajo varjenje teh jekel brez nevarnosti nastopanja interkristalne korozije zaradi izločanja kromovih karbidov v prehodnih toplotnih vplivnih conah varov. že Pryce in Andrevvs5 sta v svojem delu z absolutno vsebnostjo faktorjev aktivnosti za Ti in Nb-Ta nakazala različen vpliv na količino nastalega delta ferita, kadar sta v višku, torej kadar ne delujeta več samo kot stabilizatorja, temveč že kot aktivna feritotvorna elementa. Eksperimentalni podatki, podani v tabeli 1 in in 2 kažejo vpliv vsebnosti obeh elementov v količinah, večjih kot so potrebni za stabilizacijo na spreminjanje vsebnosti delta ferita v strukturi jekla s kemično sestavo 0,10 % C, 18 °/o Cr, 8 % Ni. Ti : C % delta ferita 5 7 7,5 1 1 1 1 tabela št. 1 0,3 10 14 19 Nb-Ta : C % delta ferita 10 12 15 0,2 0,2 0,2 0,2 0,5 tabela št. 2 Če upoštevamo, da je jeklo vsebovalo še neko malo, nedoločeno količino N, vidimo, da tudi tako močno korigirani ekvivaletni, kot jih je postavil Pryce, ne veljajo popolnoma. Iz podatkov vidimo, da prestabilizacija z Nb-Ta ne deluje tako močno na nastopanje delta ferita kot prestabilizacija s Ti. Zaradi tega je potrebno posebno paziti na količinsko pravilno dodajanje stabilizatorjev jeklu v peč ali ponovco. Vpliv temperature Vpliv temperature na nastopanje delta ferita je predvsem pomemben v čistih avstenitnih jeklih. Seveda pa je enako pomemben tudi pri avstenitno-feritnih jeklih. Pod pojmom »čisto avstenitno jeklo« razumemo tisto avstenitno jeklo, katerega lahko ob optimalnih pogojih tako termično obdelamo, t. j. gasimo, da v strukturi ni nobene sledi delta ferita. Pojav nastajanja delta ferita v območju visokih temperatur lahko zasledujemo na diagramu na sliki št. 3, ki prikazuje poenostavljen dia- 1000 eoo soo 40 0 Tal. + oC -J— i CTI i -i" i "lo —f— -7Z-= I____ —-7\ \ / T / \ \ / 1 /1, / \ / Ta 1 ■V / j/ /1 I 1 | / i / 1 ! V 1 1 1 ] i 0O+; / i / > i 1 1 r \ M ' 1 1 1 \1 t \ \ \ 1 1 ! 1 \ | 6 \ 1 \ \ M i 1 15 % Cr ČAS 2A R JEN J A 3 URE C Si Mn Cr Ni' MO Nb • 004 064 155 18 76 1215 240 030 v O I 0 . o o ■ — O • -1— .. 1050 1100 1150 1200 TEMPERATURA t "C J 1250 Slika 4 Vpliv temperature na vsebnost delta ferita za C 4582 V kolikor je ta temperatura gašenja izbrana previsoko, je tudi količina delta faze v strukturi jekla večja. Podobno in še bolj izrazito je povečanje vsebnosti delta faze v strukturi, kadar ogrevamo jeklo na temperature, primerne za predelavo v vročem, ker so te temperature še mnogo višje od temperatur gašenja. Tudi rezultati preiskav, izvršenih na jeklu, npr. č 4582 (diagram na sliki 4) potrjujejo to dejstvo. Iz diagrama je razvidno, da sprva z naraščanjem temperature vsebnost delta faze pada, od 1200° C naprej pa začne zopet občutno naraščati. 10 9 8 7 D C 6 >3! 0 5 1 ^ 4 3 2 1 0 20 J temperatura 1250 "C C Si Mn Cr Ni /VI> 003 038 19 1830 108 046 004 025 164 1830 1V2 030 12 v » 16 18 . cas(h J 20 22 24 26 28 30 Slika 3 Diagram stanja Fe-Cr-Ni pri 75°oFe gram stanja ternernega sistema Fe-Cr-Ni, rezanega pri 75 % Fe. Resnično stanje je seveda v jeklu zaradi ostalih elementov (C, Si, Mn, in drugih), mnogo bolj komplicirano, vendar nam pričujoči diagram omogoča razumevanje mehanizma nastanka delta ferita in pogoje, pod katerimi ta faza ostane ali pa je ni v strukturi gašenega jekla Iz diagrama se vidi, da jeklo pri ogrevanju na temperature gašenja lahko pride v dvofazno območje, kjer sta v ravnotežju gama in delta fazi. Slika 5 Vpliv časa na vsebnost delta ferita za Č 4582 Podoben direktno proporcionalen efekt kot temperatura ima tudi sprememba, oziroma podaljšanje časa zadržanja na temperaturi (si. 5). Pri daljših časih se začne vsebnost delta faze večati in doseže asimptotično, po nekem določenem času maksimalno vrednost, ki se nato pri še daljših časih bistveno ne spreminja, v kolikor ne pride zaradi vpliva atmosfere do spremembe kemične sestave jekla (npr. razogljičenje). Oba efekta, tako temperatura kot čas, sta podvržena vplivu konkretne sestave jekla. Poteka obeh krivulj nam dajeta vpo- gled v difuzijske procese, ki vodijo ob izravnavah krivulj (v primeru vpliva časa) do ravnotežnih stanj. Na podlagi takih preiskav, izvršenih za posamezne kvalitete, lahko predpišemo tehnološke postopke, ki nam garantirajo ali točno kontrolirajo vsebnost delta faze v izdelkih ali pri gašenju. Mnogo večjega pomena pa so te preiskave za določitev parametrov pri ogrevanju polizdelkov, npr. blumov ali slabov za nadaljnjo predelavo v vročem. Bistveno nasproten efekt temperature in časa na vsebnost delta ferita, kot je bil opisan za že predelano jeklo, pa zasledimo pri preiskavah vlitega jekla. Tu se zaradi selektivnih pogojev jeklo v koki-lah strjuje s precejšnjimi segregacijaim. Posebno so močne mikrosegregacije. če se povrnemo zopet k diagramu stanja na sliki št. 3, lahko ta pojav pojasnimo, npr.: pri sestavi 19—9 se ob prehodu likvidus linije izloča najprej s Cr bogatejša faza; torej feritna. Preostala talina se bogati z Ni in zaradi tega se bo strdila v stabilno avstenitno obliko. Pri popolno avstenitni sestavi, npr. 16—13 pa so razmere obrate: najprej se izloči z Ni bogata faza in talina se bogati s Cr, ki se nato strdi v feritno obliko. Čeprav lahko nastopa v nekaterih primerih, odvisno od sestave, v obeh primerih enaka vsebnost delta ferita, pa je občutna razlika v mestu, kje nastopajo posamezne faze v mikrostrukturi. V prvem primeru 19—9 je faze, ki je poleg količinske spremembe pretrpela tudi oblikovne spremembe. Na sliki št. 7 in 8 vidimo mikrostrukturo istega vzorca kot na sliki št. 1, žarjenega pri 1250° C 12 ur, kjer se je vsebnost delta faze zmanjšala od prvotnih 21 % na 15 %. Pomembnejše od zmanjšanja vsebnosti pa je sprememba razporeditve, ki je v novejši obliki s stališča vroče predelave ugodnejša. Slika 7 (X 500) lito stanje — žarjeno 12 ur pri 1250° C, ohlajeno v vodi , ' 9 j % *~< L hv fct hljL h & Slika 6 (X 500) lito stanje — ohlajeno v kokili delta ferit v jedru kristalov običajno v primarni veji, medtem ko je v primeru 16—13 na periferiji, t.j. okoli ali v medprostorih sekundarnih ali terciarnih vej dendritov. Primer take strukture vidimo na si. št. 6. Direktno proporcionalno s časom in temperaturo pa se te kristalne izceje zaradi difuzij skih procesov v določenem obsegu homogenizi-rajo in v jeklu dobimo neko ravnotežno stanje. V odvisnsoti od kemične sestave potem zasledimo v strukturi jekla neko višjo ali nižjo vsebnost delta ' » c s -J XJ : > • . j 2 o O* o > ^ \ ( x 1 / % • O' Slika 8 (X 500) lito stanje — žarjeno 12 ur pri 1250" C, ohlajeno v vodi Ugotovitve preiskav Za določanje delta faze obstajajo naslednje metode: — računska s pomočjo ekvivalentov in diagramov, — metalografska s planimetriranjem mikro-strukture, — rentgenografska, Vrednost ferita v°/, m - O ali sledi u = sledi + r 5 - 70% « = 70% /h se več vrednost a Austenit t7" ustenit 0 l/l I | _lili I I I I I II I I I | I I I I I I_II II M 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 Cr'=Cr + 3 Si + 10 (.Ti-a J Dopušča se max. 044 % ferita Austenit y + riartenzit Austenit + Ferit + riartenzit Slika 9 Modificiran fazni diagram po Pryceju — računska s pomočjo gostote jekla, — z merjenjem električne upornosti, — z merjenjem magnetnih lastnosti. Metode določanja ne bi podrobneje opisovali, saj je o njih dovolj podatkov najti v novejši in tekoči literaturi. V okviru preiskav in pojavov, ki smo jih zasledili, nas je zanimala predvsem metoda določanja s pomočjo računsko ugotovljenih ekvivalentov in diagramov. Zato je tudi v poglavju vpliv elementov na tvorbo delta faze podrobneje opisan. Nekatere firme, oziroma v nekaterih državah so razvili iz že znanih metod, ki slonijo na principu izračuna, poenostavljene diagrame, s pomočjo katerih se da hitro in dokaj točno določiti vsebnost delta faze. Na sliki št. 9 vidimo primer enega takih diagramov ki ga uporabljajo v poljskih jeklarnah. Vzrok za temeljitejše obravnavanje te računske metode je bila želja, da bi na podlagi kemične analize šarže predvidevali sposobnosti predelave v vročem, z ozirom na vsebnost delta ferita, oziroma, da bi že ob sami kemični sestavi odločili uporabnost šarže za one potrošnike, ki zahtevajo da njihovi finalni izdelki ne bodo podvrženi posledicam vplivov, ki jih magnetno polje povzroča v jeklu. Pri stalnem zasledovanju in primerjavi rezultatov določanja delta ferita računske in metalograf-ske metode, smo odkrili bistvene razlike med vsebnostjo delta faze, določeni po eni od obeh omenjenih metod. Skoraj vedno smo ugotovili, da je dejansko v jeklu več delta ferita, kot smo ga določili z računom. Posebno izrazito je bilo to odstopanje za lito stanje. Iz sestave jekla, ki je na slikah 6, 7 in 8 in ki je bila naslednja: C = 0,04 % Si = 0,65 % Mn = 1,58 % P = 0,012 % S = 0,031 % Cr = 18,90 % Ni = 10,12 % Mo = 1,97 % N2 = 0,30 °/o Nb = 0,20 % bi računajoč po katerikoli metodi pričakovali okoli 10 % delta ferita. Dejansko smo ga ugotovili 21 %, oziroma 15 % po homogenizaciji. Po valjanju smo ugotovili ca 12 % feritne faze, kar precej odgovarja izračunani vsebnosti (si. št. 10). ■ —» "N, " " i> t c f - ti t> [ ■ 'Ji i v" t/ j • : , i \ k j ! i t l ' ■ : V v; ■ ' " - b * ' -Q - V r, ■ ., v r Lic* Is Slika 10 (X 500) lito stanje — ohlajeno v kokili Še večje odstopanje smo zasledili v primeru jekla, sestave C = 0,13 % Si = 0,63 % Mn = 7,20 % P = 0,019 % S = 0,006 % Cr =18,80 % Ni = 8,45 % N = 0,029 % Ti = 0,30 % i - . Slika 11 (X 500) lito stanje — žarjeno 12 ur pri 1250° C, ohlajeno v vodi V vlitem stanju je jeklo po metalografski določitvi vsebovalo ca. 8 % — 10 % ferita (slika 14). Po valjanju in gašenju pa je bilo ugotovljeno v strukturi ca. 3—5 % feritne faze (si. št. 12). Računsko bi po kateremkoli od navedenih avtorjev to jeklo moralo biti popolnoma brez feritne faze. .• V1.O- V.;' V- t'J v >1 /< v/, o -.v--. -.>S / -• k V " ^v^A^f i "i i.. fN. x J j /"<<■< • • ■ Slika 12 (X500) valjano stanje Podobne nenormalne primere smo ugotovili še za druga jekla, ki spadajo v grupo stabilnih homogenih avstenitnih jekel. ZAKLJUČEK Uporaba računskih metod za določanje vsebnosti delta ferita v avstenitnih in avstenitno-ferit-nih Cr-Ni in Cr-Ni-Mn jeklih ni zanesljiva. Izračunane in z diagrami določene vsebnosti odstopanja od onih, ki smo jih določili s planimetriranjem mikrostrukture. Vse računsko določene vsebnosti kažejo nižje vrednosti od dejanskih. Predvsem je to odstopanje občutno pri preiskavi jekla v vlitem stanju, kjer so ugotovljene razlike znašale celo 100 %. Pri valjanih, oziroma toplotno že predelanih izdelkih so te razlike manjše, vendar so še vedno do 50 %. Popolnoma pa ta metoda odpove v primeru preiskave CrNiMn jekel. Na podlagi ugotovljenih razmer menimo, da je to metodo popolnoma neprimerno uporabljati za določevanje vsebnosti delta ferita v vlitem stanju ter da je namesto nje treba sprejeti ekzaktnejše načine. Ker tudi metalografski način ni najpopolnejši, oziroma zahteva za točne določitve precej vzorcev in s tem tudi precej časa, je najprimernejši in po preizkušnjah najtočnejše določevanje s pomočjo merjenja magnetnih lastnosti. Seveda pa se postavlja vprašanje, kako to metodo aplicirati pri določevanju delta ferita na vlitih blokih, ki se vroči zakladajo v globinske peči. Literatura 1. Strauss B., Maurer E. Kruppsche Monatschefte 8 (1920) str. 129 2. Schaeffler: Welding J. 1947 str. 601 3. Schaeffler: Metal Progress 1949 str. 680 4. Long W. T. de: Metal Progress 1960 str. 98 5. Pryce L., Andrews K. W.: J. Iron and Steel Inst. 6. Guiradeng P.: Memoires Scientifiques Rev. Metallurg. L XIV (1967) str. 907 ZUSAMMENFASSUNG Die Anvvesenheit von Deltaferit im Gefiige der auste-nitischen nichtrostenden Stahlen verursacht bei der Warm-verarbeitung grosse Schwierigkeiten, die noch grosser sind, wenn der Gehalt an dieser Phase nicht kontrolliert wird. Im Artikel sind die Probleme der Bestimmung von Deltaferit mit einer mathematischen Methode auf Grund der bekannten chemischen Zusammensetzung in den abgegossenen Blocken erortert. Die Ergebnisse der errechneten Gehalte an Deltaferit und die Vergleichung mit den metalographisch bestimmten Werten zeigten ziemmliche Unterschiede, auf dessen Grund diese Methode nicht als geniigend genau betrachtet werden kann. Bei den Cr Ni Mn Stahlen versagt diese Methode vollkommen. SUMMARY In technology of hot processing of austenitic stainless steels the presence of delta ferrite causes troubles which are stili greater if the content of this phase is not contro-led. The paper treats the problem of determination of delta ferrite using a mathematical method which is nearly the only possible one when delta phase content in čast ingots must be determined by knovving the chemical composition. Evaluated results were compared with metallographi-cally determined contents, but big differences appeared and therefore this method is supposed to be not accurate enough. When Cr Ni Mn steels are in question this method is completely unusalbe. 3AKAIOTEHHE B TexHOAOrHH ropHHeft nepepaSoTKH HepataBeiomeH CTaAH npeA-CTaBAHeT npncyTCTBHe AeAbTa <{>eppHTa cJ>aKTOp KOTopbift npireHHHeT 3aipYAHeHne, TeM 6o,\ee KorAa coAep>KaHHe stoh a3bi ne npo-BepaeTca. B CTaTbe paccMOTpeHbi npoSAeMU onpeAeAeHHH AeAbTa 4>eppnTa MeTOAOM BbiMHCAeHHs. Ha KOHKpeTHOM npuMepe onpeAeAeHHH coAep->«aHHH AeAbTa 4>eppHTa b cahtk3x Ha 0CH0BaHHH H3BecHora xhmh- MecKora aHaAH3a 3to noMTH eAHHCTBeHHbiii B03M0HtHbiii cnoco6 onpeAeAeHHH 3T0H 4>a3U. He cmotph Ha sto BtmecAiiHLie pe3yAbTaTbi b cpaBHeHHH C onpeAeAeHHeM AeAbTa eppHTa MeTaAAorpa^mecKHM cnocoSoM noKa3aAH cahuikom OoALiiiMe pa3Himbi h n03T0My stot MeTOA BblMHCTeHHH HeAb3H CMHTaTb AOCTaTOMHO HaAeJKHbIM. ItpH Cr-Ni-Mn CTaAH stot MeTOA BOBCe He npHMeHHM. Odgovorni urednik: Jože Arh, dipl. inž. — Člani: Jože Rodič, dipl. inž., Janez Barborič, dipl. inž., Aleksander Kveder, dipl. inž., Edo Žagar, tehnični urednik. Tisk: CP »Gorenjski tisk«, Kranj