VSEBINA ŽELEZARSKI ZBORNI K KARBA AVGUST, železarna Jesenice Stran EKONOMSKO TEHNIČNA ANALIZA UPORABE KISIKA V SM PECI 1 COP STANKO, železarna Jesenice BAZIČNA OPEKA ZA OBOKE IN KOMORE SM PECI 7 LOGAR ZDRAVKO, železarna Store POVEČANJE VZDRŽNOSTI GLAVNEGA OBOKA SM PECI V ŽELEZARNI STORE 14 PRESERN ALOJZ, Metalurški inštitut Ljubljana VPLIV PREDDEZOKSIDACIJE NELEGIRANEGA JEKLA Z OGLJIKOM 0,12 DO 0,2 NA VSEBNOST OKSIDNIH VKLJUCKOV 19 J. F. HODNIK, A. PREŠEREN, Metalurški inštitut Ljubljana, M. STERLE, Zavod za zdravstveno in tehnično varnost SRS IDENTIFIKACIJA POREKLA EKSOGENIH NEKOVINSKIH VKLJUCKOV V JEKLU Z RADIOAKTIVNIM CIRKOVIJEM 31 KVEDER ALEKSANDER, Metalurški inštitut Ljubljana VISOKOTEMPERATURNA CEMENTACIJA 38 CERNE FRANC, železarna Ravne TEKOČA KALILNA SREDSTVA, OPIS IN KONTROLA 45 RODIČ ALENKA, železarna Ravne OBROBNA KAUIVOST CEMENTACIJSKIH JEKEL 64 1967 LETO I 1 IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT I! -"ITJ-1 229280 VSEBINA Stran Karba Avgust, dipl. inž., železarna Jesenice Ekonomsko tehnična analiza uporabe kisika v SM peči.................. 1 DK 669.183.2 : 669.787.003.1 Čop Stanko, dipl. inž., železarna Jesenice Bazična opeka za oboke in komore SM peči . . 7 DK 669.183.2 : 666 : 76 Logar Zdravko, železarna Štore Povečanje vzdržnosti glavnega oboka SM peči v železarni Štore...................14 DK 669.183.21136 Prešern Alojz, dipl. iniž., Metalurški inštitut Ljubljana Vpliv preddezoksidacije nelegiranega jekla z ogljikom 0,12 do 0,2 na vsebnost oksidnih vključkov . 19 DK 669.046.54 J. F. Hodnik, A. Prešern, dipl. inž., Metalurški inštitut Ljubljana in M. Sterle, dipl. fizik, Zavod za zdravstveno in tehnično varnost SRS Identifikacija porekla eksogenih nekovinskih vključ- kov v jeklu z radioaktivnim cirkovijem.....31 DK 669.14 : 620.18 Kveder Aleksander, dipl. inž., Metalurški inštitut Ljubljana Visokotemperaturna cementacija.......38 DK 621.785.52 Cerne Franc, dipl. inž., železarna Ravne Tekoča kalilna sredstva, opis in kontrola .... 45 DK 621.785.66 ASM/SLA: W28 p — 17.57, 1.54 : 11.(80) Rodič Alenka, dipl. inž., železarna Ravne Obrobna kaljivost cementacijskih jekel .... 64 DK 543.7 : 669.71 ASM/SLA: J5d,J28 — 1.54, AYb, CNg Avgust Karba dipl. inž. Železarna Jesenice DK 669.183.2 : 669.787.003.1 Ekonomsko tehnična analiza uporabe kisika v SM peči Članek obravnava ekonomiko uporabe kisika za pospeševanje procesa v SM pečeh. V prvem delu je naveden primer teoretičnega izračuna ekonomike iz sovjetske strokovne literature za 200 1 SM peč. V drugem delu pa praktičen primer izračuna ekonomike uporabe kisika v martinarni Železarne Jesenice. S pridobivanjem surovega jekla v kisikovih konvertorjih sta se tehnologija in ekonomika jeklarstva bistveno spremenili. SM peči so bile do prvih let po drugi svetovni vojni daleč najvažnejši agregat za proizvodnjo surovega jekla. V tistem obdobju so proizvajale preko 80 "/o vse svetovne proizvodnje surovega jekla. Po letu 1950, ko so začeli kisikovi konvertorji svojo zmagovito pot v jeklarstvo, pa se je pričelo stanje najprej počasi, potem pa vedno hitreje spreminjati. Ti novi agregati so kmalu pokazali vse svoje velike prednosti in SM peč je pričela vedno bolj izgubljati svojo vodilno vlogo. Na drugi strani pa so tudi električne jeklarske peči velikih zmogljivosti doprinesle k zatonu SM peči. Posledica vsega tega je bila, da se je v letu 1966 znižal delež SM peči v svetovni proizvodnji surovega jekla pod 60 % in še naprej pada. Vendar je v času razvijanja procesa v kisikovih konvertorjih tudi SM peč doživela bistvene spremembe v svojem procesu. Tudi tu je odigral kisik svojo vlogo. Z vedno ^ečjo uporabo kisika za pospeševanje žilavljenja m intenziviranje zgorevanja v SM pečeh, je naraščala njinova storitev. To pa je dalo SM peči, ob primernih cenah vložka še vedno določeno konkurenčno sposobnost s kisikovim konvertorjem. S tem si je ta jeklarski agregat podaljšal življenje za določeno obdobje, vendar kljub temu ni dvoma, da je njegova prihodnost vedno manj rožnata. Dobre in slabe strani uporabe kisika v SM peči Uporaba kisika je pripomogla k skrajšanju procesa v SM peči in s tem k povečanju proizvodnje. Istočasno pa ima zaradi večje toplotne obremenitve, predvsem zgornjega ustroja peči za posledico slabšo vzdržnost obzidave in s tem povečanje števila remontov. Iz tega sledi, da ima intenzivna uporaba kisika v SM peči dobre in slabe strani. Dobre strani so: — skrajšanje šaržnega časa, oziroma povečanje storitve peči v tonah na uro; — znižanje porabe goriva. Slabe strani so: — večja poraba kisika, — manjša vzdržnost obzidave peči, — slabše izkoriščanje koledarskega fonda peči zaradi večjega števila remontov in s tem nižja letna proizvodnja. Jasno je, da imajo vse naštete dobre in slabe strani uporabe kisika v SM pečeh tudi svoj odraz na ekonomiko samega procesa. Zato ni vedno zanesljivo, da je večja uporaba kisika in s tem povečanje storitve na SM pečeh tudi dejansko ekonomsko upravičena. Oziroma drugače povedano, ni nujno, da pomeni povečanje uporabe kisika na SM pečeh tudi znižanje proizvodnih stroškov. Če želimo ugotoviti, kaj nam je večja uporaba kisiika pri procesu v SM pečeh dejansko prinesla, potem je treba analizirati posamezne faktorje, na katere ima uporaba kisika svoj pozitiven in negativen vpliv. Šele takšna analiza nam lahko resnično odgovori na vprašanje, ali je obratovanje s kisikom ekonomsko upravičeno ali ne. Teoretičen izračun ekonomičnosti uporabe kisika na 2 tonski SM peči Sovjetski avtor N. P. Bannji navaja v svoji knjigi o tehnično ekonomskih izračunih v črni metalurgiji tudi primer izračuna ekonomičnosti za uporabo kisika na 200-tonski SM peči. Bannji jemlje kot osnovo za svoj izračun zgoraj navedene slabe in dobre strani uporabe kisika. Skrajšanje šaržnega časa pomeni na eni strani odgovarjajoče povečanje storitve peči, na drugi strani pa poslabšanje vzdržnosti obzidave poveča število remontov. Ob upoštevanju enakega časa potrebnega za vsak remont pomeni to skupno povečanje časa, ko peč ne obratuje, oziroma poslabšanje izkoriščanja koledarskega fonda peči. S tem pa se zniža tudi skupna letna proizvodnja, ker je peč v vsem letu zaradi več remontov manj časa obratovala. Zato bo skupen odstotek zastojev in s tem tudi njihova količina narasla v vsem letu za faktor d krat. Faktor d lahko izračunamo po enačbi: 365 X 24 365 X 24 D . a Diai + D . a. n 1 —n D .a + D • a . n Diai (1 — n) + D . a.n 1 —n = d D — obratovalna kampanja brez uporabe kisika, število šarž; Di — obratovalna kampanja pri uporabi kisika, število šarž; a — čas trajanja šarže brez uporabe kisika, v urah; ai — čas trajanja šarže z uporabo kisika, v urah; n — zastoji v skupnem koledarskem fondu, v o/o. Iz tega sledi, da bo pri dejanskih pokazateljih trajanja šarž in obratovalne kampanje, odgovarjajoče določeni uporabi kisika, odstotek zastojev enak faktorju nd. Zato lahko letno proizvodnjo P 20(Monske SM peči, pri obratovanju s kisikom, izračunamo po enačbi 200 X 0,94 X 24 P =-------X 365 (1 — nd) ai — čas trajanja šarže pri določeni uporabi kisika. Letna proizvodnja peči pri uporabi kisika presega ta pokazatelj pri navadnem obratovanju za faktor b krat. Faktor b lahko izračunamo po enačbi: b = 200 X 0,94 X 24 ai 200 X 0,94 X 24 X 365 (1 —n . d) : a (1 —nd) X 365 (1 —n) = ai (1—a) Iz spodnje tabele so razvidni pokazatelji storitve letne proizvodnje ter faktorja d in b za 200-tonsko SM peč pri različnih količinah uporabljenega kisika. _r3 0J koeficient naraščanja stor. (t/h) faktor d Poraba kisika v m3/t j storite^ (t/h) zastoji % letna proizv. (000 t) faktorl šarža brez kisika 18,8 1,000 1,000 10,00 148,2 1,000 10 19,8 1,053 1,047 10,47 155,1 1,046 20 22,1 1,175 1,203 12,03 172,4 1,150 30 25,1 1,335 1,400 14,00 188,8 1,274 40 31,3 1,670 1,760 17,60 226,2 1,526 50 34,2 1,820 1,973 19,73 240,0 1,620 60 37,6 2,000 2,222 22,22 256,1 1,728 Ce bi uspeli tudi pri uporabi kisika obdržati enako vzdržnost obzidave kot takrat, ko obratujemo brez kisika, potem bi bili obratovalni pokazatelji znatno boljši. To je razvidno iz spodnje tabele. Poraba kisika vmJ/tjekla ! storitev (t/h) koeficient naraščanja stor. (t/h) faktor d 'o' l/} ca n S- letna proizv. (000 t) faktor b šarža brez kisika 18,8 1,000 1,000 10,00 148,2 1,000 10 19,8 1,053 1,047 10,47 155,1 1,046 20 22,1 1,175 1,159 11,59 172,4 1,155 30 25,1 1,335 1,290 12,90 191,1 1,290 40 31,3 1,670 1,562 15,62 231,2 1,560 50 34,2 1,820 1,681 16,81 249,2 1,689 60 37,6 2,000 1,818 18,18 269,4 1,818 Pri izračunu ekonomičnosti uporabe kisika je treba upoštevati vse faktorje, ki na to vplivajo. Glavni učinek uporabe kisika pri SM procesu se pokaže v povečani storitvi peči. To pa ima že samo po sebi za posledico znižanje proizvodnih, predvsem fiksnih stroškov. Prav tako pa je nižja tudi poraba goriva. Negativno pa vpliva povečanje stroškov za remonte in za kisik. Vsi ti vplivi so razvidni iz naslednje enačbe: R — R . d b (t — tk)— x.y S — zvišanje ali znižanje stroškov za tono jekla pri uporabi kisika, din/t; R — stroški remontov pri obratovanju brez kisika, din/t; t — stroški za gorivo pri obratovanju brez kisika, din./t; tk — stroški za gorivo pri obratovanju s kisikom, din/t; F — ostali fiksni stroški pri obratovanju brez kisika, din't; x — poraba kisika, m3/t; y — cena kisika, din/m3. Očitno je, da je meja ekonomičnosti uporabe kisika takrat, kadar je S = O, oziroma po enačbi; C" v) + R — R . d b + (t —tk) Stopnja ekonomske učinkovitosti uporabe kisika v SM peči je določena na eni strani s specifično porabo in ceno kisika, na drugi strani pa s povečanjem letne proizvodnje ter znižanjem porabe goriva. Proizvodnost same peči pa je določena s trajanjem šarže in dolžino obratovalne kampanje. S tem pa so povezani tudi stroški za remonte. če izhajamo iz prejšnje enačbe lahko izračunamo največjo ceno kisika, pri kateri je njegova uporaba še ekonomsko upravičena na podlagi enačbe: F (b —1) + R (b —d) + b (t —tk) x. b S Ymax Poleg povečanja storitve ima na ekonomičnost uporabe kisika v SM peči znaten vpliv tudi vzdržnost obzidave, oziroma trajanje obratovalne kampanje. Zato je mogoče tudi vpliv tega faktorja ugotoviti s pomočjo odgovarjajočih enačb. Iz že znane enačbe: / F \ / R. d \ S = (f- --)+(r— --) + (t-tk)-*.y oziroma: ^ „ / F Rd \ S= F + R + t) — + - + tk + x.y , l b b J lahko ugotovimo pri kateri najkrajši obratovalni kampanji je uporaba kisika še ekonomična. Če predpostavljamo, da je S = O (to je, da stroški pri uporabi kisika ne prekoračijo stroškov pri obratovanju brez kisika), dobimo F Rd F + R + t = + —b tk + x . y b b a (1 —nd) Če upoštevamo, da je b = in vsta- ai (1 — n) vimo to v zgornjo enačbo, dobimo B . a —F . ai (1 —n) d =------v-- B .a.n + Rai (1—n) kjer je B = (F + R + t — tk — x.y) Iz enačbe d =----dobimo D,ai (1 —n) + Dan Da (1 — nd) D, — - aid (1 —n) Če vstavimo v to enačbo d izračunan prej, dobimo enačbo, na podlagi katere lahko izračunamo najkrajšo obratovalno kampanjo, pri kateri je uporaba kisika še upravičena. To pa zato, ker omogoča povečanje proizvodnje, čeprav pri tem ni znižanja stroškov. Iz spodnje tabele je razviden vpliv obratovalne kampan je pri različni uporabi kisika na povečanje proizvodnje. Poraba kisika obratov, kampanja letna proizv. m'/t število šarž peči v 000 ton 10 432 154,7 20 393 168,9 30 353 186,0 40 305 217,8 50 347 226,1 60 290 248,5 Ob upoštevanju vseh do zdaj navedenih pokazateljev lahko pridemo do končnih enačb, kjer so zajeti vsi ti pokazatelji. Tako lahko na podlagi enačbe, ki nam prikazuje ekonomičnost uporabe kisika, ugotovimo, da mora biti znižanje stroškov pogojeno s šaržnim časom, enakim faktorju ai. Enačba je naslednja: z F \ Rd \ / 0,8 t (F—J +(-1- J + t- _ + 0.2t )-x.y 0,8 t kjer pomeni — - —I- 0,2 t — empirično ugotovljeno razmerje med naraščanjem storitve peči in porabo goriva. če vstavimo v zgornjo enačbo enačbi za faktorja b in d dobimo a (N —Mn —R) ai =-- M (1 —n) kjer je N = (F + R + t) — (0,2 t + x. y + S) M = (F + 0,8 t) S pomočjo zgornjih enačb lahko izračunamo rentabilnost uporabe kisika v SM peči ob upoštevanju posameznih faktorjev, ki imajo pri tem svoj vpliv. Seveda potrebujemo za to odgovarjajoče podatke, ki pa že sami po sebi zahtevajo daljšo obratovalno dobo. Brez dvoma pa je Bannji s svojimi izvajanji in enačbami pokazal kako lahko takšen izračun izvedemo. Uporaba kisika v martinarni Železarne Jesenice V martinarni jeseniške železarne smo že pred leti pričeli uporabljati kisik v SM pečeh. Ker smo ga imeli takrat na razpolago le omejene količine, smo ga uporabljali samo za pospeševanje žilav-Ijenja, tako da smo ga s pomočjo jeklene cevi direktno pihali v kopel. Povprečno smo porabili 6 Nm3 kisika na tono proizvedenega jekla. Ob koncu decembra leta 1965 je pričela obratovati v Železarni Jesenice nova kisikarna s proizvodno zmogljivostjo 100 ton kisika dnevno. S tem smo dobili tudi v martinarni možnost za večjo uporabo kisika pri pospeševanju procesa v SM pečeh. Poleg tega, da smo še naprej pospeševali žilavljenje z direktnim pihanjem v kopel, smo uvedli tudi dodajanje kisika skozi mazutne gorilce. S tem smo pričeli intenzivirati zgorevanje. Meritve v letu 1966 so pokazale, da je poraba kisika na SM pečeh narastla od prejšnjih 6 na 22,4 Nm3 na tono jekla. Ob znatno večji porabi kisika je narastla tudi storitev SM peči ob istočasni znižani porabi goriva. Glavni obratovalni pokazatelji za leto 1965 in 1966 so razvidni iz spodnje tabele: 1965 1966 letna proizvodnja (ton) 322.575 318.410 storitev od šarže do šarže (t/h) 6,39 7,61 čas od šarže do šarže (h) 9 h 18 min. 7 h 44 min. poraba toplote, (kcal/t 108) 1.539 1.408 poraba kisika (Nm«/t) 6,0 22,4 izkoriščanje koledarskega fonda (»/o) 82,29 68,21 Tabela zahteva določene obrazložitve. Primerjava povprečne storitve SM peči pokaže, da je v letu 1966 narastla v primerjavi z letom 1965 za 19 »/o. Isto velja tudi za čas od šarže do šarže. Tudi poraba toplote je v tem razdobju padla za 131.000 kcal na tono jekla. Če pa pogledamo skupno letno proizvodnjo, vidimo, da je bila v letu 1966 za 4.163 ton nižja kot v letu 1965. Prav tako je tudi velika razlika v izkoriščanju koledarskega fonda peči, saj je bil v letu 1966 za 14,08 % nižji kot leta 1965. Glavni vzrok tej razliki v skupni proizvodnji in izkoriščanju koledarskega fonda je v tem, da je leta 1965 obratovalo vse leto šest SM peči, lani pa le pet. Tako v letu 1966 vedno po dve SM peči nista obratovali. Za takšen način obratovanja smo se odločili iz razloga, ker zaradi zapoznelega pričetka obratovanja bluminga in nove valjarne trakov-Steckel, ni bilo večjih potreb po surovem jeklu. Poleg tega smo imeli manj težav pri izvedbi rekonstrukcije v livni jami martinarne. Izvedli smo tudi rekonstrukcijo SM peči V in K, ki sta trajali več mesecev. Seveda pa je k temu pripomoglo tudi povečanje proizvodnje kot posledica večje porabe kisika. Vendar smo imeli v letu 1966 še druge težave, ki so bile v glavnem povezane s prehodom na vlivanje 5 tonskih ingotov in 8 tonskih bram. Tudi posledica teh težav je bila nižja proizvodnja. Obratovanje s petimi pečmi je bilo v tem letu ugodno tudi zaradi tega, ker je bila posledica večje porabe kisika tudi slabša vzdržnost obzidave peči. Tako je bilo večkrat obratovanje s petimi pečmi potrebno tudi iz razloga, ker sta bili po dve peči naenkrat v remontu. Obratovalne kampanje peči so se med letom skrajšale povprečno od 371 šarž v letu 1965 na 312 šarž v letu 1966. Jasno je, da je imelo obratovanje s petimi pečmi kljub povečani storitvi tudi vpliv na rentabilnost porabe kisika. Znižanje izkoriščanja koledarskega fonda peči pomeni v vsakem primeru povečanje proizvodnih stroškov, saj fiksni in delno tudi gibljivi stroški tečejo naprej kljub temu, da peč ne obratuje. Zato je bilo s stališča obratne ekonomike zelo zanimivo vprašanje, ali je bila povečana poraba kisika, predvsem z ozirom na slabše izkoriščanje koledarskega fonda in nižjo letno proizvodnjo, ekonomsko pozitivna ali ne. Pri večji uporabi kisika v SM pečeh je zaradi večjih toplotnih obremenitev večja tudi obraba proti ognju odporne obzidave in s tem večja poraba opeke. Vendar pri tem gre dejansko le za zgornji ustroj SM peči, kar smo v naši martinarni tudi v praksi ugotovili. Zato bom pri primerjanju stroškov povezanih s proti ognju odporno obzidavo upošteval samo magnezitno in krommagnezitno opeko, ki smo jo uporabili za obzidavo zgornjega ustroja SM peči pri normalnih in vročih remontih. Poleg tega se s takšno primerjavo tudi izognem netočnostim, ki bi nastale v primeru, če bi upošteval celotno porabo opeke, zaradi rekonstrukcij izvedenih v letu 1966 na SM pečeh K in V. Ob upoštevanju enake povprečne cene za magnezitno in krommagnezitno opeko iz leta 1966, njene porabe v obeh letih ter stroškov za usluge »Vatrostalne«, ki je opravljala zidarska dela, sem izračunal naslednje stroške na tono jekla: leto 1965 ! leto 1966 3.020 S din/t 3.890 S din/t Ekonomski izračun uporabe kisika v letu 1966 Pri izračunu ekonomske upravičenosti večje uporabe kisika v letu 1966 nisem mogel uporabiti načina sovjetskega avtorja Bannjija, ki sem ga prej navedel. Vzrok je bil v tem, ker znatno slabše izkoriščanje koledarskega fonda leta 1966 v primerjavi z letom 1965 ni bila samo posledica večje uporabe kisika. Zato sem izračun izvedel drugače. Način Bannjija pa lahko pride v poštev v primeru, če so podani vsi zahtevani pogoji. Za ugotovitev rentabilnosti uporabe 22,4 Nm3 kisika na tono proizvedenega jekla v letu 1966, je treba napraviti primerjavo z letom 1965, ko je bila poraba kisika samo 6 Nm3/t. Vendar so pri tej primerjavi nastale določene težave. Glavni vzrok je bila uvedba gospodarske reforme v juliju leta 1965, ki je imela za posledico določeno zvišanje cen različnim materialom in uslugam. Primerjava med obema letoma, ob upoštevanju dejanskih cen, bi pokazala napačno sliko. Zato sem moral pri izračunu vzeti enake cene tako za leto 1965, kakor tudi za leto 1966. V obeh primerih sem upošteval cene iz leta 1966, tehnične pokazatelje pa takšne kot so bili dejansko doseženi v obeh letih. Pri primerjavi bom upošteval samo predelovalne stroške, čeprav je znano, da ima uporaba kisika določen vipliv tudi na znižanje izplena v martinarni. Vendar je dejansko poslabšanje izplena v praksi težko ugotoviti. Pri primerjavi predelovalnih stroškov lahko razvrstimo posamezne postavke v tri skupine: 1. Postavke, ki jih je mogoče na podlagi odgovarjajočih pokazateljev direktno izračunati. Sem spadajo osebni dohodek, gorivo (mazut), kisik in remonti. 2. Postavke, ki so gibljive in se njihova vrednost v din/t z višjo ali nižjo proizvodnjo ne spreminja. Sem spadajo kokile, lavne plošče, opeka za livno jamo, različni livni material in podobno. 3. Postavke, ki so fiksne in se zato z višjo ali nižjo proizvodnjo spreminja tudi njihova vrednost cena OD 807 din/h mazut 24.800 din/t kisik 20 din/kg remonti — skup. + razlika Izračun za te štiri postavke pokaže, da je bilo obratovanje v letu 1966 z uporabo 22,4 Nm3 kisika na tono za 560 din/t dražje kot pri uporabi 6 Nm3/t v letu 1965. Tisti del zgoraj navedenih predelovalnih stroškov, na katere vpliva višina proizvodnje, je znašal po obračunu iz leta 1966 — vsoto 2,544 milijarde din. V letu 1965 je bilo proizvedeno 322.573 ton SM jekla in v letu 1966 318.410 ton. Stroški za tono jekla so znašali: 1966 2,544.000.000 : 318.410 = 7.989 din/t 1965 2,544.000.000 : 322.573 = 7.886 din/t Razlika 103 din/t Skupno povečanje stroškov v primerjavi med letoma 1965 in 1966: 560 din/1 103 din/t 663 din/t Zgornja številka nam pove isto, kar je dokazal tudi Bannji s svojimi enačbami. Ekonomska uporaba kisika zahteva ne samo večjo storitev SM Storitev od šarže do šarže (t/h) čas od šarže do šarže (h) poraba toplote (kcal/t X 106) poraba kisika (Nm3/t) izkoriščenost koledarskega fonda (»/o) Pri tej primerjavi upoštevam enake cene kot v letu 1966. Isto velja tudi za stroške remontov, le pri osebnem dohodku sem moral upoštevati večjo mesečno proizvodnjo v februarju 1967 kot v din/t. Sem spadajo predvsem stroški vloženih sredstev (amortizacija, obresti na osnovna sredstva itd.) ter upravna režija. Poleg tega lahko prištejemo v to skupino praktično tudi ostale postavke, kot redno in investicijsko vzdrževanje, razne usluge in podobno. Razlika v stroških za osebni dohodek, mazut, kisik in remonte med letom 1965 in 1966 je naslednja (vse vsote so navedene v starih dinarjih): 1 966 količ. din/t razlika 3.330 1,128.656 h 2.850 — 480 3.790 44.844 1 3.490 — 300 170 32 kg/t 640 + 470 3.020 — 3.890 + 870 10.310 10.870 + 560 peči, temveč predvsem večjo skupno proizvodnjo, kajti dodatne stroške za kisik in večje število remontov je treba nadomestiti z znižanjem stroškov za osebne dohodke, goriva in ostalih predelovalnih stroškov, na katere vpliva višina proizvodnje. To pa je možno doseči le s povečanjem skupne letne proizvodnje, ne pa samo s povečanjem storitve peči ob istočasnem slabšem izkoriščanju koledarskega fonda. Vzroke nižje letne proizvodnje v letu 1966 sem že navedel. Vendar končni rezultat je bil podražitev proizvodnje. Ekonomski izračun uporabe kisika v februarju 1967 V februarju leta 1967 je proizvedla jeseniška martinarna 28.976 ton SM jekla. To je ob upoštevanju, da ima ta mesec samo 28 dni, doslej najvišja mesečna proizvodnja pri obratovanju s petimi pečmi. Zato bo zanimiva primerjava ekonomike pri uporabi enakih količin kisika med februarjem 1967 in letom 1966. Primerjava obratovalnih pokazateljev med leti 1965, 1966 in februarjem 1967: 1965 1966 febr. 67 6,39 7,61 8,62 9 h 18' 7 h 44' 7 h 13' 1.539 1.408 1.387 6,00 22,4 22,0 82,29 68,21 71,45 je bila v poprečju leta 1966. Zato je višina osebnega dohodka na uro plačana po ceniku tudi višja, medtem ko je kvalitetni asortiment upoštevan takšen kot je bil v poprečju leta 1966. 1965 količ. din/t 1,342.052 h 49.320 t 8,5 kg/t Tabela kaže primerjavo stroškov za osebni dohodek, mazut, kisik in remonte med letom 1966 in februarjem 1967: 1966 cena količ. din/t OD 807 d/t 1,128.656 h 2.850 mazut 24.800 d/t 44.844 1 3.490 kisik 20 d/kg 32 kg/t 640 remonti — — 3.890 skupaj 10.870 Da bom lahko primerjal tudi ostale postavke, izračunam letno proizvodnjo v letu 1967 ob predpostavki, da bi bila proizvodnja v poprečju vsak mesec takšna kot v februarju: 28.976 X 12 = 347.712 ton Ob upoštevanju enakih stroškov, ki se s proizvodnjo spreminjajo, kot v letu 1966, dobim med letom 1966 in 1967 naslednjo primerjavo: 1966 2,544.000.000 : 318.410 = 7.989,— din/t 1967 2,544.000.000 : 347.712 = 7.316,—din/t Razlika 673.—din/t Skupno znižanje stroškov med letom 1966 in februarjem 1967 je: 490,— din/t 673,—din/t 1.163.—din/t Ta primerjava pokaže kakšen vpliv ima pri uporabi kisika večja skupna proizvodnja. Kajti šele v takšnem primeru pride ekonomika prav do izraza. Primerjava ekonomike in proizvodnje Na osnovi zgornjih podatkov lahko izračunamo pri kateri letni oziroma poprečni mesečni proizvodnji je uporaba 22 Nm;! kisika na tono jekla v primerjavi s 6 Nm:i/t še ekonomsko upravičena. Pri tem moram upoštevati zvišanje in znižanje stroškov za leto 1965 in 1966 ter februar 1967. Razlika med proizvodnjo v letu 1966 in predvideno proizvodnjo v letu 1967, če bi bila poprečna mesečna proizvodnja 28.976 ton, je: 347.712 ton — 318.410 ton + 29.302 ton Med predvideno letno proizvodnjo v letu 1967 v višini 347.712 ton in proizvodnjo leta 1966 v višini 318.410 ton je razlika v nižjih proizvodnih stroških za 1.163 din/t. Prav tako pa je razlika tudi v stroških proizvodnje med letom 1965 in 1966 — in sicer za 663 din/t zvišanje v letu 1966. Torej je bila skupna razlika med letom 1966 na eni in letoma 1965 ter 1967 na drugi strani v seštevku izračunanega zvišanja in znižanja: zvišanje 1965/1966 663.— din/t znižanje 1966/1967 1.163.—din/t razlika 1965/1966/1967 1.826.— din/t cena količ. din/t 880,— 79.747 h 2.420 — 430 din/t — 4.019 t 3.440 — 50 din/t — 31,4 kg/t 630 — 10 din/1 — — 3.890 — 10.380 — 490 din 't Želim ugotoviti pri kateri letni proizvodnji bo z ozirom na zgoraj navedene številke ekonomika uporabe 22 Nm:i/t kisika enaka ničli. To bomo dosegli pri tisti letni ali poprečni mesečni proizvodnji, kjer od skupne razlike v stroških 1.826 din/t ne bo več zvišanja za 663 din/t. Pri letni razliki proizvodnje za 29.302 ton nastane tudi razlika v stroških za 1.826 din/t. Ce znižamo to razliko v stroških za 663 din/t in tako ne bo niti zvišanja niti znižanja, odgovarja ta razlika proizvodnji: 663 X 29.302 = 10.640 ton 1826 Iz tega sledi, da je pri letni proizvodnji: 318.410 ton + 10.640 ton 329.050 ton oziroma poprečni mesečni proizvodnji: 329.050 : 12 = 27.420 ton uporaba 22 Nm:,/t kisika še ekonomična. Ta ekonomičnost je v tem, da omogoča povečanje proizvodnje pri istih stroških. Povečanje mesečne proizvodnje pri tej uporabi kisika pomeni znižanje in zmanjšanje proizvodnje odgovarjajoče zvišanje stroškov — pri enakih cenah. Zaključek Na podlagi Bannjivih enačb, kakor tudi praktičnih izračunov ekonomike pri uporabi kisika v jeseniški martinarni lahko zaključimo: kisika v SM pečeh osebni dohodek, poraba kisika in goriva ter stroški remontov. 1. Neposredno vplivajo na ekonomiko uporabe 2. Posreden, vendar prav tako močan vpliv pa ima skupna letna proizvodnja in s tem povezano izkoriščanje koledarskega fonda. 3. Povečanje storitve posameznih SM peči nima ekonomskega učinka, če ni s tem dosežena tudi večja letna proizvodnja. 4. Za ugotovitev dejanskega stanja ekonomičnosti uporabe kisika je nujno treba izdelati odgovarjajočo analizo. Pri tem lahko uporabimo način, ki ga navaja Bannji, ali pa način, pri katerem uporabljamo kot osnovo finančni obračun. Strokovna literatura: N. P. Bannji — Tehniko ekonomičeskie razčeti v černoi metalurgii Stanko Čop, dipl. inž. DK 669.183.2 : 666 : 76 Železarna Jesenice Bazična opeka za oboke in komore S M peči Vzdržnost obokov SM peči pri plinski in mazutni kurjavi Vpliv kisika na vzdržnost zadnjih sten in grede! v komorah. Zahtevam za povečano proizvodnost SM peči se mora prilagoditi industrija proti ognju odpornega gradiva. Pri kurjenju peči z genera-torskim plinom je toplotna obremenitev peči znatno manjša kot pri mazutu, saj odpade na m- površine kopeli in na uro pri hitrem zakla-danju le 300.000 kcal, dočim znaša pri dodatku zgorevnega kisika toplotna obremenitev že do 450.000 kcal/m2, h. Plinska in mazutna kurjava se bistveno razlikujeta. Pri kurjenju s plinom poteka zgorevanje preko difuzije zraka s plinom. Reakcije zgorevanja so počasne. Pri kurjenju z oljem plamen zaradi velikega impulza sesa zrak, temperatura plamena je visoka in povzroča oksidacijo in izpare-vanje železa. Pretakanje zgorelih plinov z visoko temperaturo in veliko energijo povzroča močno obrabo proti ognju odporne obzidave peči. Če dodajamo plamenu kisik, se pogoji še zaostrijo, poviša se temperatura plamena ter oksidacija in izparevanje železa iz vložka. Oksidacija kopeli s kisikom je še ostrejša kot dodajanje kisika plamenu. Reakcije med kisikom in kopeljo potekajo v ozkem območju tik pred cevjo, že tako visoka temperatura med oksidacijo se zaradi znatnih eksotermnih reakcij še povečuje. Oksidacija in izparevanje železa dosežeta višek. Poleg tega žlindra, ki brizga proti zadnji steni peči in jaškom ter valovanje taline mehansko in kemično nažira proti ognju odporno obzidavo peči. Difuzija železovih oksidov v zunanji sloj opeke ima za posledico reagiranje teh z opeko, kar zmanjšuje odpornost proti ognju in povečuje volumen opeke. To naraščanje opeke je posebno izrazito pri večji uporabi kisika. Zahteva jeklarjev za manj porozno in dobro termostationo opeko je zato toliko bolj upravičena. Razni postopki danes že zagotavljajo tako kvaliteto, kot npr.: s katranom prepojena opeka, magnezit- kromitna in zelo čista magnezitna opeka. Armiranje opeke znotraj in oblaganje s pločevino zunaj preprečuje odpadanje proti plamenu obrnjenih slojev opeke, seveda, če je proti ognju odporno gradivo dobro in potrebujemo armaturo le za vezanje odluščenih slojev. Manj škodljivih primesi, ki tvorijo steklasto fazo zaradi difuzije oksidov, običajno 3—5 cm za delovno površino, pa je osnovni pogoj za dobro proti ognju odporno gradivo. Opeka z najmanj 98 "/o MgO je danes že precej pogosta. ter pri dodatku zgorevnega kisika. Magnezitno, krom-magnezitno in magnezit-kro-mitno gradivo (imenovano »črno«) se danes vse bolj uporablja tudi v spodnjih delih peči. Nekdaj so bili jaški iz »črnega« gradiva, danes so obzidani s tem že žlindrniki in tudi del gredelov v komorah. Večletni poskusi in prizadevanja proizvajalcev proti ognju odpornega gradiva so dovedli do uspehov. Tehnologija proizvodnje jekla in večanje proizvodnosti postavljata prednje vedno nove naloge, ki jih je treba z novim gradivom tudi reševati. Kisikovi postopki za proizvodnjo jekla (LD in posebno še Kaldo) so dali povod za obsežne raziskave v tej smeri. Največjo vzdržnost LD/AC konver-torja z magnezitno obzidavo znaša 939 šarž. Dosegli so jo pri Richard Thomas — Baldwins v Angliji1. a) Vzdržnost obokov pri plinski in mešani kurjavi Prvi obok iz krommagnezita smo vgradili na Jesenicah. V tem času so bili oboki iz silika opeke ter so vzdržali do 550 šarž. Z vgrajevanjem domačih proti ognju odpornih obokov smo v začetku dosegli slabe rezultate, pozneje pa boljše. Poprečna vzdržnost obokov je prikazana v tabeli 1. 1. Do vključno leta 1954 so bile vse peči kurjene z generatorskim plinom, vzdržnost obokov je bila od 725—2170 šarž. Oboki so bili rebrasti z dodatno opeko. 2. V letih 1955—1956 smo pričeli uporabljati delno že opeko »Magnohroma«, vzdržnost se je gibala od 435—1084 šarž. 3. V letu 1957 so bili vsi oboki iz opeke »Magnohroma«, razen na peči 1, kjer smo prvi njihov obok vgradili leta 1958. 49. Kurjava je bila v letih 1957—1958 plinska, razen na peči 1 in 3, kjer smo kurili dodatno z mazutom. Od leta 1959 so imele vse peči dodatno mazutno kurjavo. 5. Kisik za oksidacijo smo začeli uporabljati leta 1960. V letu 1966 smo na vseh pečeh dodajali kisik za zgorevanje v količini 19 kg/t. Poraba opeke za oboke SM peči je bila zelo različna in je dosegala: v letu 1963 — 5,28 kg/t jekla v letu 1964 — 4,66 kg/t jekla v letu 1965 — 4,76 kg/t jekla v letu 1966 — 4,70 kg/t jekla Tabela 2 Tabela 1 — Vzdržnost obokov leto način kurjenja 1 2 3 4 5 6 7 poprečno gradivo 1953 plin 2.170x 1.336 1.158 725 — — — 1.073 Radex, Ankrom 1954 plin 788 1.754 1.028 778 — 907 — 1.051 Radex, Ankrom 1955 plin — — 593 867 — 849 — 770 Brohltal - Didier 1956 plin 933 1.084 539 765 459 435 — 706 Radex E, Ankrom 1957 1958 delno mazut 931 ostalo plin 500+ + 773 452 500+ 329 736 695 432 537 558 407 323 655 463 Magnohrom Magnohrom 1959 mešano plin 461 453 403 542 357 464 324 429 Magnohrom 1960 in mazut 348 445 314 400+ 406- + 272 275 + 351 Magnohrom 1961 mešano in 318 377 + + 317 342++ 438 255 278 332 Magnohrom 1962 kisik za 268 385 286 298 351 270 236 299 Magnohrom 1963 oksidacijo 346 339 373 380 352 233 374 342 Magnohrom 1964 oksidacijo 478 432 444 368 342 431 375 410 Magnohrom 1965 oksidacijo 421 405 348 386 332 351 390 371 Magnohrom 1966 mazut, zgo-revni in oksi- dacij. kisik 364 249 331 281 302 270 424 312 Magnohrom . delež goriva leto mazut % gener. plin % 1958 39,7 60,3 1959 40,0 60,0 1960 46,7 53,3 1961 51,8 48,2 1962 67,9 32,1 1963 70,8 29,2 1964 81,9 18,1 1965 98,9 1,1 1966 100,0 — Tabela 3 — Spreminjanje goriva Oznake: + — dodatna mazutna kurjava + + — popolna mazutna kurjava X — izvzeto pri izračunu poprečij zaradi večjih popravil Podatki2 se nanašajo na 10 let ter jih je avtor zbral iz razlogov, ker se je vzdržnost slabšala. Vsa leta je podjetje »Magnohrom« izdelovalo rebraste oboke visečega tipa po patentu »Derling«. Od leta 1963 naprej smo prešli na format 5MRS z višino opeke 380 mm. Obok je bil viseč, vendar z enakomerno debelino izdelan iz krommagnezita. Odvisnost vzdržnosti obokov od načina kurjenja peči prikazuje tabela 3. Napori za povečanje vzdržnosti obokov na Jesenicah so bili najbolj uspešni pri prvih obokih nove vrste. Ugotavljamo, da je bila sprememba od rebrastega na radialni 5MRS obok dobra na večini pečeh, ne pa povsod. Enako je bil prvi trapezasti obok dober, saj je vzdržal 454 šarž, naslednji pa manj. Način obešanja oboka prikazuje slika 1. Enako ugotavlja A. Schoberl3. 30-tonska SM peč z Radex E opeko je vzdržala poprečno 2600 šarž, ko so jo kurili z generatorskim plinom. V letu 1939 so uporabljali zemeljski plin in mazut ter je bila vzdržnost na 40-tonski peči z Radex E obokom 1149 šarž. Pri isti peči je obok SKI vzdržal 1574 šarž. Vrednosti so dosti večje, ker moramo upoštevati, da so bile izkušnje podjetja »RADEX« mnogo večje kot pa našega domačega podjetja »Magnohrom«. Slika 1 V letu 1966 smo prešli od formata 5MRS na 5MRT, ki ima manjšo debelino opeke. Obenem smo dobili tudi s pločevino oblečeno opeko. Lani smo uporabili nekaj obokov formata PL5MRT (žgana krommagnezitna opeka v pločevini). Prvi obok je vzdržal 393 šarž, drugi pa 453 šarž. Ob ustavitvi peči je bila opeka debela še 22 cm, izjedena bolj le ob zadnji steni. Če ne bi bila že izrabljena zadnja stena, bi oba oboka vzdržala brez vsakega krpanja še 60—80 šarž več. Način dilatiranja prikazuje slika 2. mm. 1\ K ifrfijgftggBfc'1 ; ^HB^^HHBbHMSBC aHV!5» i- BH• -- , - ** f-—- Ov - li^iSlS^ Pr f s, ''S^HiHMim ■C.'. -. . 1 . 0 žaroizguba nova opeka 2,10 0,20 0,10 0,50 0,94 del. sloj opeke v peči 2,22 0,21 0,10 0,70 0,28 Sprememba sestave kaže, da postane delovni sloj opeke siromašen na Cr-^O-j in MgO in da se močno poveča koncentracija oksidov Fe, Ca in Mn. Že dobavljena opeka ima preveč SiOs, kar pospešuje tvorjenje silikatne faze in luščenje. Nekaj povečana koncentracija CaO kaže, da so dodatki slabi, predvsem apno, ki ima preveč prahu. Na20 verjetno izvira iz plavžarske žlindre, ker grodelj odžvepla s sodo. Nekatere analize kažejo še večje onečiščenje z dodatki v pečeh pa obogatenje Fe oksidov zaradi kisika: CaO do 8,10, Fe^Os do 66 ">/o in FeO do 3,4 %. Vsi oboki imajo ob ustavitvi peči odluščen sloj, 3—5 cm oddaljen od delovne površine, če ne pa vsaj razpoko v tej razdalji. Verjetno bi armi-ranje opeke v notranjosti nekoliko zmanjšalo nagnjenost k luščenju (»spalling«), še bolj pa bi ta pojav zmanjšala sestava opeke z manj SiOj. Fotografija rabljene opeke s pojavi luščenja nazorno prikazuje ta pojav (slika 3). Tabela 4 — Sestav dobavljenih in rabljenih opek (Slika 3 — 2 opeki na mizi) Infiltriranje železovih oksidov v delovno površino opeke je večje pri krommagnezitni kot pri magnezitkromitni opeki. Nabrekanje ali »bursting« je izrazit pojav pri opekah z več kromita. Slika 4 prikazuje obok po 308 šaržah. Povečanje volumna delovnega sloja opeke je vidno kot nabrekline v neenakomernih oblikah. Vezana opeka V5MRT je izdelana brez pločevine. Po vsej peči je vidno večje luščenje kot pri opeki s pločevino, iz katere je grajen ves obok. Študija Chestersa (4) obravnava negativne vplive atmosfere v peči. Prah (Fe^Os, FeO in CaO) se lepi na opeko, železo je v glavnem v obliki magnetita. To da z obstoječim Cr špinelom trdno raztopino, ki precej poveča volumen. Zaradi tega se tvorijo razpoke, ki so eden glavnih vzrokov porušitve opeke. Raziskave neuporabljenih in uporabljenih krommagnezitnih opek kažejo precej sprememb: 1. Absorpcija železovih oksidov v kromitnih zrnih, kar povzroča rast zrn (»bursting«), 2. Reakcija Si matice z vstopajočim železovim oksidom. Produkt je fajalit, ki se oblikuje v notranjosti opeke (»spalling«). 3. Absorpcija CaO, ki tvori s sestavinami opeke monticelit (CaO, MgO, Si02) nekaj cm za delovno površino opeke. (Slika 4) Chesters trdi, da poleg navedenih vzrokov vplivajo na opeko v veliki meri tudi temperaturni skoki in naknadno krčenje, recirkulacija plinov in atmosfera peči. V krommagnezitni opeki, ki se mineraloško sestoji iz krom špinela, periklasa, forsterita (2 MgO.Sio2) in monticelita (CaO.MgO.SiO2), je apno vedno nezaželeno. Ce se lepi preveč apna na opeko, se poveča vsebnost komponent, ki so lahko topne (monticelit in dikalcijev ferit). S tem raste razmerje CaO : Sio2. če je to molekularno razmerje manjše od 2, je Cr203 v špinelu, če pa je večje od 2, je v opeki kot CaO.CraOs, vendar le, dokler ni oksidacijske atmosfere. V oksidacijski atmosferi razpade del Cr2Os v CrO;!. Ob zadostni količini CaO (CaO : Si02 >2) se na CaO veže tudi del ali celo ves Fe203 in nastane lahko topen dikalcijev ferit, pri razmerju < 2 pa se Fe203 veže z MgO v špinelu. Rešitev tega problema je v povišanem MgO v opeki, to je sestav magnezitkromita, direktno vezana opeka z nizko vsebnostjo Si02. Si02 naj bi bil vezan v odporen forsterit (2Mg0.Si02). Vzdržnost obokov 45—50-tonske SM peči je bila v lanskem letu različna in je znašala brez krpanja kot prikazuje tabela 5: obok 5MRS — 258 šarž obok 5MRT — 247 šarž obok PL5MRT — 426 šarž Tabela 5 — Poprečna vzdržnost obokov v l. 1966 G. Mortl5 in sodelavci poročajo o različnem gradivu za oboke. Poskusi, ki so jih delali z običajnimi krommagnezitnimi in magnezitkromitnimi opekami v primerjavi s »simultan« sintrom, kažejo prednost zadnjih. Običajna opeka ima zrna sestavin vezana s silikatno fazo. Opeka se žge pri temperaturi do 1550°. Silikatna faza veže na eni strani kromit in periklas, da drugi periklas na periklas, govorimo torej o »silikatni vezavi«. Keramična vezava periklasa s kromitom, ki jo dosežemo pri visoki temperaturi, imenovana »direktna vezava«, daje najboljše gradivo za opeko. »Bursting« se zmanjša od 4 na 2 °/o. Obraba direktno vezane opeke je znašala na 35-tonski peči 0,21 mm na šaržo, pri običajni magnezitkromitni opeki pa 0,38 mm na šaržo. Na 120 tonski psči je znašala obraba pri običajni opeki 0,40 mm na šaržo, pri direktni vezavi 0,28 mm na šaržo. Pri nas je obraba na šaržo pri doslej najboljši vzdržnosti 0,57 mm na šaržo; ob ustavitvi peči je opeka debela še 12 cm. Rešitev problema za nas je uporaba opeke v pločevini z notranjo armaturo, z najmanjšo poroznostjo, pri najboljši termostabilnosti in z minimalno vsebnostjo Si02. Čimprej pa moramo preiti na opeko z »direktno vezavo«. Za podaljšanje vzdržnosti je izredno pomembno brizganje obokov z masami. b) Zadnje stene Karakteristika plamena ima na obrabo zadnje stene še večji vpliv kot pa na obrabo oboka. Dodatno temu je stena izpostavljena udarcem pri zakladanju vložka in še kemičnim in erozijskim vplivom žlindre, bodisi ob nivoju kopeli ali pri oksidaciji s kisikom. Dimenzija peči, v glavnem razmerje dolžine kopeli proti širini, je zelo pomembno. Medtem, ko smo v prejšnjih letih, ko so bile peči kurjene z generatorskim plinom, obnavljali obok prej kakor zadnjo steno, se je stanje v zadnjih letih obrnilo. Po 180 — 230 šaržah je zadnja stena potrebna popravila. Odpadanje slojev opeke in luščenje opeke je glavni vzrok remontov. Izbira gradiva, od kemično vezane do magnezitkromita in »belega« magnezita z najmanj 92 '°/o MgO, ni izboljšalo res kritičnega položaja. Dilatiranje opeke s 4,0/o na račun kemičnih vplivov ni prineslo izboljšanja. Večji nagib zadnjih sten je pri uporabi mazuta brez kisika močno povečal vzdržnost, ob uporabi kisika pa opeka kljub temu odgori, v kolikor se že prej del stene ne poruši. A. Schoberl:! ugotavlja, da je pri kurjenju peči z generatorskim plinom zadn ja stena vzdržala 1400 šarž, pri kurjenju z zemeljskim plinom in .mazutom pa so z brizganjem stene dosegli manj, to je 1148 šarž. Pri zidanju stene s »SKI« opeko je znašala vzdržnost brez brizganja 1574 šarž. Premajhna termostabilnost navadnega magne-zita in prevelika trdnost povzročata luščenje in odgorevanje opeke. Če smatramo, da je zadnja stena podaljšek oboka, kar je pri MB peči tudi izvedeno, moramo uporabljati nad nivojem kopeli gradivo, ki ima enake fizikalne lastnosti kakor za dober obok. Poskus na peči 7, kjer smo steno zidali iz opeke 5MRT, ni dal zadovoljive rešitve. Opeka je vzdržala 269 šarž. Normalna vzdržnost zadnje stene na isti peči je bila 250 šarž. Na vsak način je nujno treba uskladiti dimenzije opeke za oboke in debelino zadnjih sten tako, da bo obraba obeh delov peči istočasna in ne, da je treba porušiti še dokaj uporaben obok. Večina jeklarn podaljšuje vzdržnost obokov in zadnjih sten z brizganjem primernih mas. Brizgati je treba po 6—8 šaržah obratovanja in ne šele, ko je obzidava tanka. Poraba mas je velika.0 Za obok 185-tonske peči 1,33 kg/t jekla, vendar podaljša življenjsko dobo oboka za 66—100 °/o. Kadar peč ustavimo, ni mogoče popravljati površine, ampak je potreba popraviti vso peč, tako zgoraj kot spodaj. Tabela 7 —■ Sestava nasedlim v gredelih Posebno je viden porast Fei>0.3, CaO in alkalij, ki izvirajo iz onečiščenja atmosfere v peči. Podobni so pojavi v žlindrnikih. V žlindrnikih je gradivo, ki odpade od jaškov in prah iz peči. Sestava je podobna rabljeni opeki iz krommagnezita (tabela 8): S i o. Fe:Oj CnO> MgO CaO alkalije 2,60 49,09 11,28 7,17 19,96 0,12 Tabela 8 — Sestava žlindre v žlindrniku le nekaj let uporabljajo po svetu bazično gre-delno opeko. A. Schoberl3 opisuje gredele 40-ton-ske peči, ki ima 13 vrst EGT opeke (magnezitkro-mit) in spodaj 16 vrst samotne opeke z odpornostjo proti ognju SK 34. Vzdržnost gredelov z vmesnim čiščenjem znaša 3000 šarž. Brizganje zadnjih sten opisuje B. A. Velikij.7 Na 500-tonski peči je stena vzdržala prej do 135 šarž, z brizganjem do 680 šarž. Potreba po takem delu je več kot upravičena. Poraba magnezitne opeke, ki jo vgrajujemo v zadnje stene in v del stebričev je bila pri nas (tabela 6): v letu 1963 — 4,96 kg/t jekla v letu 1964 — 4,84 kg/t jekla v letu 1965 — 5,42 kg/t jekla v letu 1966 — 9,50 kg/t jekla Tabela 6 — Poraba opeke za stene in stebriče c) Bazična opeka v komorah Normalno smo pri uporabi generatorskega plina menjavali gredele v komorah ob remontu oboka. Pri pečeh, ki imajo majhne komore in slabo razdelitev odvodnih plinov tudi na nekdanje plinske komore, je potrebno to ob remontu zadnje stene ali pri 180 — 230 šaržah. Samotna opeka s SK 31/32 ni več dovolj odporna proti ognju ob kurjenju z mazutom, še posebno pa ne ob uporabi kisika. Prah, ki se vseda v odprtine gredelov ima zelo podobno sestavo kot v tabeli 4, le da nima MgO in Cri'0:i ampak do 71,5 »/o Fe-O^. Ta prah reagira s šamotno opeko in jo raztali. Nataljena gmota steče navzdol po jaških gredelov in jih začepi. Cr:Oj alkal. 1,29 11,37 1,03 17,16 Ž. A. Vidrina in A.P. Ključenovs poročata o obsežnih poskusih za primerno gradivo v komorah. Visokoglinična opeka se je natalila s prahom v debelini 8—25 mm. Forsteritna opeka se je dobro obnesla, ima pa slab koeficient toplotne prevodnosti (pri 1200° — 0,8 kcal/m, °C, h, šamot pri 1200° — 1,14 do 1,47 kcal/m, °C, h). Najbolje se je obnesel magnezitkromit (koeficient toplotne prevodnosti je pri 1200° — 2,71 fj kcal/m, °C, h). V članku so opisani poskusi in meritve za razne vrste opeke. Obsežni poskusi na Jesenicah so pokazali prednost forsteritnih in magnezitkromitnih gredelnih opek. V večje in forsirano delujoče peči smo dali od 8 — 14 vrst opek. Poskusi z »belim« magnezitom so dali boljše rezultate kakor pa šamot. Pravilno je, da položimo na magnezitne opeke po 2 vrsti šamotnih opek, ki prevzamejo nase toplotne udrce. Po ustavitvi peči je bila ta Samotna opeka izlizana, magne- Vzorec nasedlin na gredelni opeki je pokazalnaslednji sestav (tabela 7): SiO; A1:03 Fe^Oj FeO CaO MgO nasedline 2,84 4,08 71,52 — 4,48 4,16 površina opeke K-3 23,00 19,99 29,12 — 4,48 4,32 žitna pa ne toliko razpokana, da ne bi bila več uporabna. Komore brez samota na vrhu so imele opeko razcveteno. Na peči 3 smo preizkusili doma izdelan for-sterit z naslednjimi lastnostmi (tabela 9): Ta trdnost SK teža/kom. 1510 230 33 7,7 Tabela 9 — Fizikalne lastnosti domačega forsterita Po 264 šaržah je bila opeka začepljena s prahom, ne pa posedena. Peč je izdelala še 297 šarž. Po ustavitvi so bile komore zelo nataljene. Dejstvo pa je, da je peč vso kampanjo zelo dobro obratovala ter so se komore posedle šele zadnjih nekaj dni. Skupna vzdržnost 561 šarž je na tej peči doslej največja. Pod enakimi pogoji je bil v drugi komori ma-gnezitkromit in je vzdržal enako kakor forsterit. Forsterit proizveden v »Magnohromu« je še sedaj na peči 1 in je bil ob ustavitvi peči popolnoma nenataljen, le preseki so bili začepljeni s prahom. Po odstranitvi zgornjega sloja opeke peč še obratuje. Lastnosti tega forsterita so bile (tabela 10): Ta trdnost spec. teža vol. teža 1700 472—602 3,40—3,42 2,62—2,69 poroz. 21,8 vpij. vode 8,1—8,3 temp. sp. 1—2 krat Tabela 10 — Fizikalne lastnosti forsteritne opeke iz »Magnohroma« Korundna opeka proizvedena v Gostivaru je bila v komorah peči 4. Po 201 šarži so bile komore popolnoma nataljene in preseki začepljeni. Opeka je imela 60 in 80°/o AI2O3. Opeka sama je bila izdelana nepravilno. Večja zrna korunda so bila vezana s proti ognju odporno glino. Med obratovanjem se je glina natalila in zrna korunda so izpadla. Vložiti zrna z visoko odpornostjo proti ognju v slabo vezavo nima nobene vrednosti. Verjetno je vmes še kemični vpliv prahu in AI2O3, ki tvori spojine z nižjim tališčem. Po 201 šarži je bila opeka odtaljena na 40 »/o debeline, stvorjena žlindra pa je zalila prehode pod gredeli. Iz silke 7 je razvidno odtaljevanje korunda. Opeka take vrste je neuporabna za gredele. Poleg slabe vzdržljivosti je izredno visoka cena glavna ovira za uporabnost take opeke. (Slika 7) — Preseki korundnih opek Pokazatelj vzdržnosti gredel je poraba opeke. Samo samota smo porabili lani (tabela 11): v letu 1963 — 7,99 kg/t jekla v letu 1964 — 5,85 kg/t jekla v letu 1965 — 7,30 kg/t jekla v letu 1966 — 6,53 kg/t jekla Tabela 11 — Poraba samotne gredelne opeke Lani smo delno že imeli forsteritno in magne-zitkromitno opeko. Porabo le-te prikazujemo pod krommagnezitom in je zato porabljeno še manj šamotne opeke. Zaključki Domači poskusi in inozemske izkušnje kažejo, da je nujno treba uporabljati za oboke armirano in s pločevino obloženo opeko. Sestava se mora približevati magnezitkromitu, zrna sestavin morajo biti direktno vezana. Za zadnje stene je potrebno še preizkusiti s pločevino obložen magnezit. Fizikalne lastnosti ma- gnezita morajo izkazovati predvsem boljšo termo-stabilnost, manj primesi in več MgO. Še boljša je armirana opeka. Pri forsiranem delu peči ne moremo uporabljati že preživele šamotne opeke, ampak v izpostavljenem delu kamor le forsterit ali magnezit-kromit. Ugotoviti pa je treba vpliv slabše toplotne prevodnosti forsterita proti magnezitu. Korundna opeka za gredele v taki izvedbi kot smo jo dobili, je neuporabna. Nujno bi bilo treba preizkusiti boksitno opeko za gredele. Nasprotno pa bo korundna opeka verjetno za viseče jaške zelo dobra. Poskusi so v teku na Jesenicah. 1 —• The british Steelmaker — december 1966 2 — Inž. A. Prešeren — Poročilo o vzdržnosti obokov, 1962 3 — A. Schobel in E. Pink — Radex Rundschau, zvezek 4, 1965 4 — Chesters: Steelplant Refractories — 1965 5 — G. Mortl, N. Skalla, A. Winkler, W. Zednicek — Redex Rundschau, zvezek 4 — 1965 6 — F. C. Muttitt, G. A. Nanne — Journal of Metals, junij 1965 7 — B. A. Velikij — Stalj, zvezek 11 — 1966 «— Ž. A. Vidrina in A. P. Ključerov — Stalj 1965, stran 522 do 528. Logar Zdravko Železarna štore DK 669.183.21136 Povečanje vdrznosti glavnega oboku \y * S/M peči v železarni Store S forsirano proizvodnjo jekla se je vzdržnost glavnih obokom SM peči bistveno poslabšala in predstavlja v naših jeklarnah problem. Izvršenih je bilo več raziskav in poizkusov. Pri nas smo z uvedbo sistematičnega in intenzivnega popuščanja uspeli povečati vzdržnost glavnega oboka za 35 odstotkov. Po letu 1963 se je s forsirano proizvodnjo jekla vzdržnost SM peči v železarni štore bistveno poslabšala. Enak problem je nastopil tudi v drugih železarnah. Nastale spremembe v tehnologiji obratovanja SM peči (vedno večja toplotna obremenitev, uporaba metalurškega kisiika) so vsekakor močno vplivale na vzdržnost peči. Predvsem pri agregatih z zastarelo konstrukcijo. Metalurški inštitut v Ljubljani že več kot 6 let redno vrši preiskave ognja vzdržnega materiala in zasleduje vzdržnost SM peči. V tem čas-u je bilo ugotovljeno, da je vzdržnost SM peči po železarnah nekoliko različna itn da je kvaliteta ognja vzdržnega materiala v glavnem enaka razen, da je bilo zaslediti poslabšanje magnezitnega materiala v zadnjih treh letih. Karakteristika magnezitne opeke se je močno spremenila. Zelo se je dvignila mehanska trdnost v hladnem, padla pa je točka zmeh-čišča, oziroma porušitve opeke v vročem stanju. Ker je magnezitna opeka vgrajena v zadnjih stenah in stebričkih, se je poslabšanje kvalitete odrazilo ne teh delih peči. Vzporedno pa je kvaliteta krommagnezitnega materiala ostala na isti ravni, brez bistvenih sprememb. Ker je bila za navedeno obdobje vzdržnost SM peči odvisna predvsem od vzdržnosti glavnega oboka, obok pa je postajal vedno bolj kritičen, so brez dvoma zahtevnejši pogoji tehnologije vplivali na poslabšanje. Problem vzdržnosti glavnega oboka se je pojavil skoraj istočasno v vseh naših železarnah in že nekoliko prej v bolj razvitih industrijskih deželah. Da bi povečali vzdržnost glavnega oboka in s tem vzdržnost SM peči, so drugje v svetu, predvsem v SSSR, izboljšali kvaliteto ognja vzdržnega materiala z uvedbo kromspinelne opeke, ki je žgaina pri temperaturi 1680° C; pri nas pa je krom-magnezitna opeka žgana pri temperaturi 1550 do 1600° C. Slaba vzdržnost glavnega oboka se je odražala v luščenju opeke v plasteh po celi površini oboka. Obok se je pričel luščiti že po nekaj šaržah. Tako je do petdesete šarže odpadla prva plast v debelini 50—60 mm. Še predno je prva plast v celoti odpadla, se je pokazala že druga, ki je bila neko- liko tanjša. Druga plast je odpadla že do stote šarže. Obok je hitro propadel. Po 190 šaržah je bil obok (polje) dotrajan. Nato smo polje prekrili s 4 SP opeko za krpanje tako, da smo polje z višino reber izenačili. Tako je obok vzdržal še 150 šarž. Poprečna vzdržnost glavnega oboka je za našo peč znašala v letu 1963 in 1964 347 šarž. V navedenem obdobju je bil obok SM peči standardno urejen s potrebnimi dilatacijami po navodilih »Vatrostalne« — Zenica in »Magnohroma« — Kraljevo. Ogrevanje peči smo vršili po predpisanih diagramih od 100—140 ur, odvisno od obsega remonta. Ogrevanje peči po remontu je bilo časovno kot toplotno vsklajeno po standardnih metodah s popuščanjem oboka na sidrih. Veljalo je staro pravilo, da se obok pri segrevanju nekoliko dvigne (do + 20 mm) in nato obdrži na isti višini preko vse kampanje peči. Luščenje oboka se je pri nas pojavilo že leta 1962, vendar ne v takem obsegu kot v letih 1963 in 1964. Že leta 1962 je Metalurški inštitut v Ljubljani pričel raziskovati vzroke luščenja oboka, predvsem z ozirom na kvaliteto opeke. S pomočjo angleške litareture »Refractories« — Norton in lastnih raziskav je MI obrazložil glavni vzrok luščenja oboka, kot sledi: »Pri uporabi opeke v obokih se pojavljajo napetostne razpoke, ki povzročajo lomljenje oglov opeke na stiranii, ki je izpostavljena vročini. Prav tako nastajajo po dolžini vertikalne razpoke. Te razpoke gredo tem globlje, čim debelejša je opeka in čim hitreje jo ogrevamo, ker tedaj nastopajo večje natezne napetosti. Opeka je zaradi teh razpok izpostavljena hitrejši obrabi. V razpoke prodirajo pare, prah in razne taline, kar opeko razžene in tudi kemijsko uniči. Poleg teh razpok se pri opekah, ki vsebujejo silikate ustvari za »licem« opeke steklasta cona, ki je v odvisnosti od sestave in tališča steklaste faze in v odvisnosti od temperature, nižje ali dalje od lica opeke. Ta cona sega tudi do 60 mm globoko. Tam, kjer se ta faza pojavi, se trdnost opeke občutno zmanjša in se tako vgrajene opeke v oboku odluščijo prav na tem mestu, po večjih površinah.« »Steklasto fazo v opeki tvorijo pretežno primesi kot so SiOi, AIl'0.5, CaO, Fcl-Om, FeO, tekočo fazo pa razni silikati kaloija, magnezija in alumi- nija. Tekoča faza se pojavlja že pri 1335° C, ko se ustvarja mineral grosular (3 CaO X AI2O3 X 5 Si02), pri tem je treba še upoštevati železove silikate in več komponentne spojine, ki imajo še nižje tališče in nizko viskoznost. Tekoča faza se v opeki ustvarja na mestu, ki je ogreto na 1350—1450;) C. Iz lica opeke staljene komponente migrirajo deloma proti hladnejšemu delu opeke, deloma pa se izcejajo in prevlečejo površino opeke, ki se počasi stali. Tekoča faza iz hladnejših delov opeke tudi migrira navzdol in se tako na določenem mestu zbere kritična količina viskozne taline, ki povzroči pri določeni temperaturi odpadanje opeke. V bazični opeki se nahaja od 4—6 fl/o SiCh, ki tvori z MgO forstertit ali klinoenstatit, oba pa sta občutljiva na hitre temperaturne spremembe in slednji tudi nd ognja vzdržen (tališče 1557°C). Gli-nice je v opeki 14—20 ki tvori z MgO spinel in ta je odporen na termošoke teir ima nizko ognja vzdržnost. Nastopajo pa tudi bolj komplicirani minerali, vendar se smatra, da je pri bazičnih opekah glavna vezava na bazi MgO preko »forsterita (2 MgO X S1O2, tališče 1890° C)«. Po navedeni razlagi je MI predlagal za preprečitev takih pojavov opeke z veliko trdnostjo in gostoto ter zmerno odpornostjo proti termičnim šokom in visokim zmehčiščem pod obremenitvijo. Navedeni pogoji zahtevajo opeko brez spojin z nizkim tališčem, ki bi ustvarile steklasto cono za vročim licem opeke. Velika gostota opeke pa zagotavlja njeno odpornost proti prodiranju nečistoč iz atmosfere peči v opeko. Visoka mehanska trdnost opeke pa povzroči, da ta ne razpade zaradi notranjih napetosti pri ogrevanju. Take zahteve v industrijsko razvitih državah postavljajo potrošniki, npr. General Rafraotories: trdnost 350 do 400 kg/cm2, zmehčišče pod obremenitvijo 1610 do 1740° C, poroznost manjša kot 22°/o in termični šok + 30. Po JUS pa je predpisana minimalna trdnost 150 kg/cm-, po katalogu Magnohroma pa 250—600'kg/om2. Magnohrom nam je sicer v letu 1962 dobavljal krommagnezitno opeko z 220 do 319 kg/cm2 trdnosti, ter poroznostjo pod 22 °/o. Tako je bila v letu 1962 problematika usmerjena predvsem na kvaliteto opeke. Magnohrom je v letu 1963 in 1964 nekoliko izboljšal kvaliteto krommagnezitne opeke za oboke, vendar je vzdržnost glavnih obokov SM peči v vseh železarnah ostala kritična. V letu 1963 se je problematika vzdržnosti obokov usmerila, oziroma omejila na konstrukcijo obokov (ikot je razvidno iz poročila MI »Centralna kontrola ognja vzdržnega materiala za leto 1963«), kct sledi: — presek formata krommagnezitne opeke za obok SM peči ni v skladu s teorijo elastičnosti in notranjih napetosti kot posledica toplotnega širjenja in krčenja v SM pečeh pri toplotnem režimu. Format, ki se uporablja v naših železarnah, bi moral biti 2—3-krat manjši, — format krommagnezitnih opek za oboke SM peči ne odgovarja oznakam formata in izračunanim vrednostim z ozirom na razpetino in radius oboka. Posledice so v tem, da se mora opeka prilagoditi v nedovoljeni meri s sekanjem ali pa s spreminjanjem oblike in višine oboka. Tako se poveča mehanska obremenitev opek pri segrevanju SM peči, posebno v času, ko se vršijo mineraloške spremembe, katere močno vplivajo na termične šoke, mehansko odpornost in kemijsko korozijo, — poizkusi so tudi pokazali, da luščenje obokov v tanjših plasteh povzročajo kemijske spremembe materiala pod vplivom temperaturnih sprememb, kar je normalno. Odpadanje debelejših plasti do približno 50 mm in na večjih površinah (pri 80—100 šarž in navzgor) pa povzročajo mehanske sile. Na podlagi teh ugotovitev so se vršili razni poizkusa, predvsem v železarni Jesenice. Spremenili so konstrukcijo oboka in konstrukcijo opeke (format 5 MRS, Steelclad v obliki trapeza in prizme). Zasledovali so tudi način zidave obokov in uvedli različne metode tako po načinu dilatacije kot na celotno velikost dilatacije. Izvedeni poizkusi pa niso pokazali bistvenega izboljšanja. Pri vseh teh poizkusiih so opazovali obnašanje opeke različnih formatov, dilatacije, konstrukcijo oboka, vpliv temperature v peči in proizvodnega programa ter prišli do zaključkov, da ležijo vzroki slabe vzdržnosti predvsem v tem da: — konstrukcija formata opeke ne odgovarja predvidenemu polmeru. Opeka je v spodnjih plasteh bolj obremenjena in se zaradi velikih bočnih pritiskov lušči po slojih, — izdelane dilatacijske reže so premajhne in obok na koncu kampanije reži, ter se dvigne za več kot 10 mm, — standardni formati so preveliki, — pri uporabi kisika opeka hitreje razpada, — poleg kvalitete opeke je zelo važen faktor preobremenjevanje peči z vložkom in povišanjem dna pečii, ki zmanjšujeta višino med vložkom in obokom, kar zelo slabo vpliva na vzdržnost oboka. Do podobnih zaključkov smo prišli tudi pri nas, le da smo se v letu 1963 ukvarjali predvsem s kvaliteto opeke. Boljša kvaliteta opeke za obok pa za naše razmere ni bila dosegljiva. Zato smo posvetili vso pozornost delovanju sil v glavnem oboku. Že tradicionalno luščenje oboka v plasteh do 60 mm debeline nas je opozarjalo na napetosti v glavnem oboku (preobremenitev opeke na delovni strani oboka, kjer je opeka izpostavljena kemij-sikim spremembam pod vplivom visokih temperatur in kjer je trdnost opeke najmanjša). Tako smo najprej teoretično določili kako se spreminja oblika oboka — gibanje oboka pri ogrevanju na delovno temperaturo, seveda z upoštevanjem danih pogojev konstrukcije peči — oboka, konstrukcije formata opeke in izmerjenih temperatur na oboku. Upoštevali smo obok kot prosti obočni nosilec, ki je sestavljen iz dveh različnih nosilcev (rebra, polje). Iz slike št. 1 je razvidno, da se obok pri ogrevanju na delovno temperaturo razširi prečno — spodaj za »x« in zgoraj za »xi« in da se na obeh koncih dvigne za »y«, na sredini pa pade za »z«. Spremeni se tudi naklonski kot »a« in polmer oboka R. Naklonski kot ležaja oboka se zmanjša na »ai«, Pri ogrevanju se opeka na delovni strani oboka najbolj širi. Praktično je najlažje slediti zahtevam širjenja oz. popuščanja preko vzmeti, ki so na si-drih. Popuščanje nd odvisno samo od specifičnega raztezka materiala, pač pa v glavnem od konstrukcije oboka, ki mora biti v hladnem ali v vročem taka, da se prenašajo bočne sile po zunanjih plasteh, na delovni strani pa morajo nastopati male reže (slika št. 2). Poleg pravilne konstrukcije obo- pravilno zaprte reze na delovni stran/ oboka oC = kot, kije odvisen od konstrukcije opeke fn oboka cCf = navidezni kot, ki nastahe z ogrevanjem oboka na delovno temperaturo si. i polmer pa se poveča na Ri. Najvažnejše pri tem je padec oboka in prečno širjenje spodaj, ter sprememba naklonskega kota. Pri računanju smo morali upoštevati konstrukcijo opeke, ka je za rebra drugačna kot za polje. Ker so rebra trajnejši nosilec oboka, smo vzeli za osnovo rebra, polje pa smo prilagodili s sekanjem veznika na isti polmer in naklon. Zaradi tega je postalo polje nekoliko stopničasto, kar tudi slabo vpliva na vzdržnost. Prednji ležaj oboka srno s sekanjem prilagodili odgovarjajočemu naklonskemu kotu »ai«, zadnji ležaj oboka pa smo z vijaki naklonili tako, da smo že pri montaži dosegli na notranji strani male reže in tako razbremenili opeko na delovni strani oboka. To velja predvsem za rebra, dočiim se polje prilagodi rebrom in se nekoliko posede (zaradi različne konstrukcije opeke). Na ta način prevzamejo rebra bočne sile v zunanjih hladnejših plasteh, kjer je trdnost opeke večja, polje pa je le rahlo vpeto na ležaj oboka in s trenjem vezano na rebra (po vzdolžni smeri oboka). SI. 2 ka je najvažnejše še pravilno in sistematično popuščanje oboka na sidrih, ter zadnjega ležaja oboka z vijaki (slika št. 3, 5 in 6). 06«£V/4VXf PJTCf t>M pri individualnem popuščanju .pri. sistematičnem popuščanju SI. 3 —— prt Individualn em popuščanju — — —pri sislem aticnem popuščanju SI. 4 /0 2o 3o «o popus6ohje dni --► Celotno popuščanje-. s sidri 90 mm z težajem 50 mm SI. 5 Ker se stanje oboka spreminja in širjenje raste po vedno večjem loku, je potrebno popuščanje vse dokler obok ne dotraja. Dobljene teoretične vrednosti veljajo le za začetno stanje, tj. do ogrevanja peči na delovno temperaturo, ko je obok še nepoškodovan. Z odgorevanjem aH propadanjem oboka se spreminjajo določene vrednosti, vendar je jasno, da se prečno širjenje veča in da se dalje vrši po že navedenem principu. Na podlagi opazovanja in meritev, ki smo jih izvršili, sklepamo, da je zaradi anomalij (tolerance v izmerah opeke, nehomogena kvaliteta opeke, odstopanje šablone pri montaži, odstopanje razpeti-ne na ležajih oboka — skica št. 1 oznaka A, silaba montaža oboka, neenakomerno ogrevanje oboka, različne temperature, vpliv trenja — vzdolžno, vpliv sosednje ležajne opeke, skratka vpliv neena- komernih bočnih pritiskov) praktično potrebno še dodatno popuščanje (teoretično dobljena vrednost + 20 o/o). Najpomembnejše praktično merilo pri zasledovanju delovanja oboka je gibanje oboka navzdol ali navzgor. Gibanje oboka lahko reguliramo z bočnimi silami, tj. vzmetmi na aidrih. Začetno stanje bočnih sil mora biti takšno, da se po snetju opaža obok ne deformira. Važno je dejstvo, da višina oboka pri ogrevanju pade (slika št. 4), to pa le pod sider uŠSan je SI. 6 pogojem, da je popuščanje pravilno in dovolj veliko (slika št. 6). Začetne minimalne in maksimalne bočne sile je mogoče določiti tudi po trdnostnem preračunu s statično metodo, kjer je treba upoštevati dovoljeno maksimalno tlačno obremenitev opeke (na zunanjem robu do 2 Kp/cm2). Zelo važno je torej zategovanje oboka — oziroma začetno stanje bočnih sil pri snetju opaža, kar se odraža pri ogrevanju peči na delovno temperaturo, ko je širjenje materiala najintenzivnejše. Iz navedenih podatkov je razvidno, da je bila vzdržnost SM peči še v letu 1964 pretežno odvisna od vzdržnosti glavnega oboka. Po letu 1964, ko smo uspeli povečati vzdržnost glavnega oboka s sistematičnim in intenzivnim popuščanjem na si-drih, pa se je pojavila kritična vzdržnost zadnje stene. V letu 1965 smo naklonili zadnjo steno za 20°. Sedaj je vzdržnost zadnje stene in oboka izenačena. Pojavlja pa se novi problem — vzdržnost stebričkov in kapelic, ter jaškov, kakkor tudi zamašitev jaškov, žlindrenikov in komor. Zaključek Po letu 1963 se je s forsirano proizvodnjo jekla vzdržnost SM peči (obokov) bistveno poslabšala pri nas, kakor tudi v jugoslovanskem merilu. Predvidena rešitev problema je bila v izboljšanju kvalitete ognja vzdržnega materiala. Kvaliteta opeke za oboke se še do danes ni bistveno izboljšala ter je zaradi tega bilo treba iskati druge rešitve. V okviru našdh možnosti ni bilo mogoče uporabiti boljše kvalitete opeke za obok. Pričeli smo iskati rešitev v vplivu konstrukcije opeke in oboka, ter v delovanju napetosti, ki nastopajo v oboku pri toplotni obremenitvi. Napetosti smo zasledovali z vgrajenimi polžastimi vzmetmi, ki smo jih izkoristili kot dinamometer. Izdelali smo teoretični princip gibanja oboka z upoštevanjem temperaturnih pogojev in vzporedno zasledovali gibanje oboka pri sistematičnem in intenzivnem popuščanju. V času remonta od 13. 9. 1964 do 26. 9. 1964 pa smo prilagodili konstrukcijo oboka teoretičnim potrebam in izvedli intenzivno ter sistematično popuščanje. Bistvena razlika je v tem, da smo praktično kot teoretično prišli do zaključka, da se mora držati obok preko vse kampanje pod začetno višino tako, da so napetosti v oboku »koncentrirane v zunanjiih plasteh opeke, kjer je trdnost opeke največja. Tako smo dosegli večjo vzdržnost oboka in s tem peči, ki se je povprečno povečala za 107 šarž na kampanjo peči. V letu 1963 smo imeli vzdržnost 342 šarž, v letu 1964 386 šarž in v letu 1965 že 465 šarž. Idealno delovanje pritiskov pa bi dosegli s tem, da bi obok popolnoma ločili od ostale konstrukcije peči in istočasno mehanizirali regulacijo naklon-skega kota oziroma kota obeh ležajev oboka, kar še predvidevamo v okviru naših tehničnih možnosti. Navedena rešitev problema je za nas kakor za naše železarne seveda le delna, potrebno bo izboljšati tudi kvaliteto ognja vzdržnega materiala. V zadnjem času kaže »Magnohrom« veliko razumevanje in zanimanje, tako da lahko že v prihodnjem letu pričakujemo izboljšane oz. nove kvalitete ognja vzdržnega materiala za jeklarske peči. Literatura 1. Dr. ing. Jože Muster, POROČILA METALUR ŠKEGA INŠTITUTA V LJUBLJANI Centralna kontrola ognjevarnega materiala za leto 1963 in 1964 2. O. PavtMk, I. Brabniik, J. Kral, VŽKG Ostrava, POVEČANJE TRAJNOSTI RAZLIČNIH MAR-TINSKIH STROPOV PRI KURJENJU Z MAZUTOM IN PRI UPORABI KISIKA Hutnik, št. 4, leto 1963 Alojz Prešern, dipl. inž. Metalurški institut Ljubljana DK 669.046.54 Vpliv preddezoksidacije nelegiranega jekla z ogljikom 0,12 do 0,2 na vsebnost oksidnih vključkov vlp^niški tOTalmh Parametrov, kot jih daje tehnološka praksa in rezultatov kemijskih raziskav 18 šarž, izdelanih nosti k sika v VHai"nl' Sm° žtudirali vPliv količine dodanih preddezoksidantov in časa po dodatku na znižanje vsebin not rohnim / lanem jeklu. S praktično uporabnimi obrazci smo določili medsebojne odvisnosti med tehnologijo l^rnir ODsegom pred. ^ končne dezoksidacije. Tako dobljeni rezultati omogočajo sestavo optimalnih tehnoloških Uvod Spričo tesne povezave metalurških reakcij pri dezoksidaciji tekočega jekla z značajem oksidnih vključkov v izdelanem jeklu, je utemeljena zahteva, da mora jeklar izbrati tak način dezoksidiranja, po katerem ne bo le čim manj vključkov, ampak da bodo imeli vključki določeno kemijsko sestavo. Praktična analiza vpliva nekega načina dezoksidiranja je možna samo tedaj, ko poznamo vsaj v glavnem komponente, ki narekujejo potrebo in obseg dezoksidacije. Skoraj pri vseh proizvodnih postopkih za izdelavo jekla dobimo ob koncu iz-delavnega postopka v talini povečan kisik, ki ga odstranjujemo pri masovnih jeklih s pred„ in končno dezoksidaci j o. V dezoksidacijski fazi prehaja kisik v netopne spojine, ki se morejo izločiti iz taline. Znan kisik nam praktično omogoča določitev količine potrebnih dezoksidantov, s katerimi moremo vezati prosti kisik do prav majhnih koncentracij; za izločanje dezoksidacijskih produktov pa sta odločilna le temperatura taline in kemijska sestava oksidnih komponent. Tudi če uporabimo najučinkovitejše dezoksidante, utegne biti kisik v jeklu zelo povečan, ako ni mogoče izločiti oksidnih komponent. V splošnem je praktično dognano, da je obseg dezoksidacije v veliki meri odvisen od vodenja rafinacije. Hitrost žilavenja kot funkcija proste količine kisika je v tej fazi tehnološkega postopka zelo pomembna. Konkretno ugotavljamo, da vpliva npr. povečana vsebnost matičnega man-gana na zmanjšanje kisika, da bo pri manjši poprečni žilavilni hitrosti vsebnost kisika večja, da pa povečanje žilavilne hitrosti v zadnjih 25—30 minutah rafinacije povečuje kisik v talini. Na slikah 1, 2 in 3 ponazorujemo navedena razmerja za ne-legirana jekla 0,12 do 0,45 «/„ ogljika. Medtem ko povečanje poprečne žilavilne hitrosti nad določene vrednosti praktično ne vpliva na zmanjšanje proste količine kisika v talini, utegne znižanje hitrosti pod določeno vrednost znatno zvečati količino kisika. Z močnimi dezoksidanti lahko vplivamo na zmanjšanje količine kisika. Pri izdelavi nelegiranih jekel je aluminij najbolj znani dezoksidant, ki je 7 6 * * ^ j Š c? J I , S ' / // 10 9 * 7 ^ 6 s? ^ 5 \ \ \ • • • \ \ v • * • > i'x • • • 1 • • • • • •S • • • C 8 10 12 14 16 18 20 i:oz]%*/o 51.1 -j 1 \ v K \ v. \ • t \ s \ \ • • > S • —■ — • -- • • 1 • • .___ • • 0,2 , 0.3 OA Žilav, hitrost AC/h 51.2 0.5 0.6 že pri majhnih količinah v ravnotežju s praktično najmanjšimi količinami kisika. Na sliki 4 ponazorujemo vpliv dodatka aluminija na vsebnost skupnega kisika v izdelanem jeklu z 0,12 do 0,22 «/o ogljika. Tudi po prikazanih razmer jih moremo ugotoviti, da je za konkretno kvaliteto določen? praktično maksimalna količina dodatka aluminija, nad katero se količina kisika ne snreminja več bistveno. 11 tO 9 ? 8 ^ ^ 6 3 / w / -r • • - * > » — 2 6 a 10 12 /4 16 18 Žilav, hitrost % C/25mm * 10'2 51.3 F (Al) 0,5XK,xV, y l0_3o/0 c3 vi k- V obrazcu pomenijo: F (Al) — odvisni faktor od dodatka aluminija i, slika 5) 20 - - i ; — 0.2 0,6 Al kg/t f.O f.2 51. 5 /4 T> 12 h 10 •s Si 8 \ C~0,12-0.12 % V,-0.38 % C/h - 0,4Z % C/h \ Vp ' max 0,09 % C/25 m/n L0.25 % 5i.0.55 "ZoMnJ Y ■ s* • • • • , • 0,5 t.O AL kg/t SLA 1.5 10 Na podlagi navedenega ima jeklar na voljo (poleg bazicitete žlindre in temperature) zlasti tri praktične faktorje, od katerih je odvisno, ali bo v izdelanem jeklu več ali manj kisika. Statistično zasledovanje vpliva žilavilnih hitrosti in učinkovitega dodatka aluminija na vsebnost kisika v izdelanem jeklu pri številnih nizko in srednje ogljičnih nelegiranih jeklih, brez pred-dezoksidacije, omogoča sestavo praktičnega obrazca za kalkulacijo vsebnosti skupne količine kisika kot sledi: Ki — odvisni korekturni faktor od poprečne žilavilne hitrosti (slika 6) 0.2 0,3 OA V1-%C/h Si.6 K2 — odvisni korekturni faktor od ogljika v izdelanem jeklu (slika 7) C2 — ogljik v izdelanem jeklu °/o Vi — poprečna žilavilna hitrost °/o C/h V2 — žilavilna hitrost v zadnjih 25 minutah rafiniranja // to 9 n a 6 5 4 \ \ \ \ \ \ \ "v V 0.7 0.3 C. % 51.7 0,4 0,5 0,6 Vse upoštevane konstante smo določili po primerjavah vpliva določenih vrednosti posameznih komponent na stvarno količino skupnega kisika, določenega po metodi z nosilnim plinom. Odstopanja v primerjavi so osnove za določitev vrednosti posameznih konstant. Praktično izdelujemo šarže z ogljikom med 0,12 in 0,2 % pri poprečni žilavilni hitrosti Vi = 0,38 do 0,52 % C/h in končni žilavilni hitrosti V2 = 0,07 do 0,10/0 C/25 min. Pri učinkovitem dodatku 1,2 kg aluminija na tono jekla, pravilni temperaturi in zadostni baziciteti žlindre bo v izdelanem jeklu znašal skupni kisik okrog 0,0058 do 0,0075 % (slika 8). /8 17 16 15 14 <* 13 j § ft > v 9 8 7 6 5 C-0,2% (1.2. kg M/t) / /i / ✓ /t / / / r X / / - -i 55 5 ^ 0.1 0.2 0.3 0,4 V, - % C/h Sl.S 0.5 0.6 Skrajnih vrednosti žilavilnih hitrosti zaradi zmanjšanja kisika v praksi ne moremo sprožiti. S povečanjem dodatka aluminija nad optimalno mejo je sicer možno povečati delež kislinotopnega aluminija v talini, to pa le delno vpliva na zmanjšanje kisika. Stvarno preostane le možnost, da z dodatkom ustreznih preddezoksidantov zmanjšamo kisik v talini že pred prehodom, kar zahteva za končno dezoksidacijo v ponvi manjši dodatek ferosilicija in aluminija. Tako nastane manj oksidnih komponent in bo torej v izdelanem jeklu manj skupnega kisika. Izdelava šarž s preddezoksidacijo Da bi prikazali stvarni vpliv preddezoksidacije oziroma stopnjo učinkovitosti preddezoksidacije na zmanjšanje kisika ob koncu rafinacije, so nam v jeseniških SM pečeh A, M, V in K izdelali 18 nelegiranih šarž z 0,12 do 0,2% ogljika. Za preddezoksidacijo smo uporabili silikomangan in silicijevo zrcalovino v količini, ki je vsebovala od 0,12 do 0,38% silicija; za končno dezoksidacijo pa smo dodali aluminij. Pri vseh šaržah smo vzeli vzorce za kisik po znani oziroma standardni metodi z malo prekrito kokilico, v kateri je aluminij, in sicer: vzorec št. 1 — ob koncu rafinacije pred dodatkom preddezoksidantov, po dodatku preddezoksidantov, ob različno dolgem času jemanja vzorca, v trenutku preboda, iz ponve 5 do 7 minut po prehodu, iz malega ingota, ki je bil odlit po končanem ulitju prve livne plošče. V vzorcih št. 1—4 smo določili skupni kisik po metodi z nosilnim plinom, v vzorcih št. 5 pa poleg kisika tudi sestavo oksidnih komponent AI2O3, SiOs in (FeO + MnO) z mikroanalizo izolatov. Z razpoložljivimi rezultati in s podatki, katere nam daje na voljo tehnologija izdelave šarž, smo poskušali pokazati praktični pomen vodenja rafinacije, izvedbo preddezoksidacije, časovni vpliv stopnje preddezoksidacije na kisik v talini ob času preboda ter stopnje dezoksidacije z aluminijem na vsebnost končnega kisika oz. vsebnost oksidnih vključkov v tem ingotu. Na tabeli 1 navajamo: 1. uporabne parametre, katere daje tehnologija izdelavnega postopka in so vplivne komponente za analizo dezoksidacijske stopnje; 2. kemično analizo kisika v posameznih vzorcih 3. rezultate mikrokemičnih analiz izolata. Ob primerjavi vrednosti kisika na koncu rafinacije (vzorci št. 1) se pokažejo neka odstopanja, ki ne sledijo ravnotežnim razmerjem z ogljikom, temveč zavzemajo vrednosti v zelo širokih mejah (slika 9). Pač pa moremo zaslediti splošno odvis- vzorec št. 2 vzorec št. 3 vzorec št. 4 vzorec št. 5 Cj nost produkta [C] X [0] od ogljika: med vrednostjo ogljika 0,05 do 0,9 »/o bo produkt [C] X [O] okrog 0,0035 do 0,01, kar ustreza vsebnosti kisika 0,07 do 0,011 o/o. Vpliv poprečne in deloma tudi končne žilavilne hitrosti na kisik ustreza že uvodoma navedenim razmerjem. Dodatek aluminija, ki naj upošteva koristni dodatek z ozirom na količino kislinotopnega aluminija v jeklu, vpliva na zmanjšanje kisika, vendar je ta vpliv neposredno odvisen od kisika v talini ob času preboda, ta pa je funkcija končnega ogljika, če sta ogljik in kisik uravnovešena. Menim, da potekajo reakcije v talini, ki je že v ponvi pretežno v uravnovešenih razmerah. Med žilavilnimi hitrostmi in kisikom ob koncu rafinacije so odvisnosti, katerih poprečne vrednosti moremo zajeti v podobnem obrazcu, kot smo ga navedli uvodoma za kalkulacijo vrednosti skupnega kisika v izdelanem jeklu. Obrazec za kalkulacijo količine kisika ob koncu rafinacije: Za jekla z 0,18 do 0,2 % ogljika smo ugotovili vrednost konstante K 8 — 9, medtem ko je dajala ta vrednost pri mehkejših ali trših jeklih previsoke oziroma prenizke rezultate za kisik. Pri primerjavi stvarnih in kalkulacijskih vrednosti kisika ob različnem ogljiku smo uporabili tudi rezultate prejšnjih preiskav višeogljičnih jekel, ter določili vrednost konstante K kot kažemo na sliki 10. Če vzamemo v poštev vsa navedena razmerja konstant in žilavilnih hitrosti pri določeni vsebnosti končnega ogljika, lahko zadovoljivo kalku-liramo vsebnost kisika ob koncu rafinacije, ki je merilo za količinski dodatek preddezoksidantov v peči oziroma končnih dezoksidantov v ponev (slika 11). - ob koncu rafmac/je r,7 7 k 0A 'k, V, ss 6 .3 S 5 % * tO (analitsko) LOzl 02 = v, Ka X 10-3 o/0 50 N M JO 10 tO ° talina /z 1.1966 • talna iz i. t%5 i / • i J J« v / O o o sP-33' o 51.10 6 8 /0 Konstanta M' /Z ft 16 18 Ta način kalkuliranja kisika ob koncu rafinacije ima uporabno vrednost z navedenimi konstantami pri normalnem toplotnem režimu in dodatku apna, ki ustreza baziciteti žlindre BH — 2,2 do 2,5; to je praktično dosegljivo s specifičnim dodatkom apna 58—65 kg/t pri mehkejših jeklih, in 45—55 kg/t pri srednjeogljičnih jeklih, če je delež grodlja v vložku 40—50'°/o in Si v grodlju 0,5 do 0,6 °/o. Navedena razmerja ne ustrezajo pri šaržah, ki vsebujejo v začetku rafiniranja zelo malo ogljika. Če pomislimo, da moramo v naslednji fazi po rafinaciji, to je z dezoksidacijo, odstraniti večji del prostega kisika v talini ob koncu rafinacije — v jeklu z 0,15 o/o ogljika znaša kisik 0,032 do 0,045 o/o, količina prostega kisika pa v pravilno izdelanem jeklu največ 0,002 0/0 — hkrati pa moramo doseči z uporabo ustreznih dezoksidantov, da bo v izdelanem jeklu ostalo čim manj oksidnih produktov in še ti v določenem medsebojnem količinskem razmerju, je vsekakor način, kako zajeti tako obsežno odstranjevanje kisika, eden najpomembnejših teoretičnih in praktičnih prijemov v izdelavnem postopku. Obratovalni parametri in analiza vsebnosti kisika ob koncu rafinacije (vzorec št. 1) potrjujejo, da s povečanjem poprečne žilavilne hitrosti in zmanjšanjem končne žilavilne hitrosti vplivamo na znižanje kisika ob koncu rafinacije. Teoretične vrednosti navedenih razmerij navajamo na sliki 12. ou 0/0 006 JO* ' - 019 % 1[oj, % ■6.6/00>(0. Si praktično ni učinka, oziroma bo le minimalen. Praksa potrjuje, da je nujno določiti najmanjšo količino preddez-oksidantov, ako naj vsaj deloma dosežemo učinek. 2. Razmeroma precej raztreseni rezultati vsebnosti kisika po sicer enakem dodatku preddezoksi-dantov so nastali zato, ker smo jemali vzorce št. 2 v različno dolgem času po dodatku. Na tabeli 1 vidimo, da znaša čas po dodatku od 2—30 minut, kar utegne vplivati na kinetiko medsebojnih reakcij, predvsem pa na delež izločanja nastalih kompleksnih dezoksidacijskih produktov FeO.MnO.SiO2. Na sliki 14 smo poskusili zajeti vpliv časa po dodatku preddezoksidantov in vpliv vsebnosti Si v preddezoksidantih na dOi>. Ugotoviti moremo, M | N I 1 i m m 0.39 0.36 033 030 011 024 0.21 018 0.15 0i2 0.09 006 003 . ili 11 in 1 M 11 1 ^ 1 I ' ,D} i 1 ! 1 !*". 1 i 1 jja l / / / 1 11 1 ! « 1 K 1*5 \3t / / /035 / r 1 ' 1 l \ *♦/ / ,0>r w\ 1 \ v / JS+/ 1 1 vm / t / iS s ,05 / \ M A 14- ^ _ \ \ V ® f f / A A / /07 / ,0.8 j \ \ v i\ \ \ --- / / //,09 /y 96 \ \ I«—--"' '//10 / N S°St> \ ''in / S-67 S S S JI S 10 15 20 25 čas po dodatku preddezoksid -min 0,15 °/o navzgor bo praktično 11—13 minut optimalni čas po dodatku za največji možni učinek preddezoksidacije. Dokončna dezoksidacija jekla je bila izvedena pri vseh poskusnih šaržah v ponvi z dodatkom ferosilicija in različnimi dodatki aluminija. Na sliki 15 kažemo vpliv aluminija na vsebnost konč- Preddezoksidacija ~3hg5iMn/t 3.3 kg 5/ zre. J t * • tpihavanje C -0.6 kg /t 11 ^ 10 6 j \ \ • \ — : V 8 N \ \ \ \ \ X ? &.K 0 < 05 51. f5 1.0 15 kg M/t jekla 2.0 2.5 nega kisika v odlitem ingotu. Pri večini šarž znaša kisik okrog 0,003 do 0,0041 %, kjer smo pa zmanjšali dodatek preddezoksidantov v peči, in aluminija v ponvi, znaša končni kisik od 0,009 do 0,015«/o. Šarža V5080 se ne ujema z navedenimi razmerji, ker je bila prehladna. Vpliv deleža kislino-topnega aluminija v jeklu je tesno povezan s stopnjo preddezoksidacije. Čeprav so rezultati maloštevilni, lahko vendar sklepamo, da zmanjšuje vsebnost aluminija odgor silicija v preddezoksidantih, kakor vidimo na sliki 16. Pri okrog 12 10 ^ 8 * * s * 51.14 C % 0.12/O.tt • 0.17/0.19 0 v \ • \ \ •1 • K s \ kN« da je učinkovitost preddezoksidacije odvisna od vsebnosti Si in od časa, ki ga dovolimo po dodatku za medsebojno reagiranje. Pri manjši vsebnosti Si je ta čas praktično manj pomemben, pri večji vsebnosti pa ima zelo pomembno vlogo. Kljub večjemu dodatku preddezoksidantov daje prekratek čas velik dOs, predolg čas pa prav tako zmanjšuje stopnjo učinkovitosti. Pri količini Si od 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 U 1.6 Dodatek AL kg/t Si 16 1,2 kg aluminija na tono za jeklo z 0,12 do 0,14 °/0 ogljika ni več odgora silicija; pri povečanem učinkovitem dodatku aluminija pa se pokaže v talini 005 01 015 02 025 03 035 O * 0*5 05 055 Oodateb 5/ % (preddezoMsid.) SI. 17 Učinkovitost dodatka aluminija Glede dodatka aluminija moram poudariti, da je odvisen obseg reakcij, v katere mora posegati aluminij, od učinkovitosti tega dodatka. Praksa nam pove, da moremo z istim dodatkom aluminija in v enakih tehnoloških razmerah doseči v talini precej različne vsebnosti kislinotopnega aluminija. Praktično zanesljivo možnost ugotovitve stopnje učinkovitosti dodatka aluminija imamo s primerjavo produkta [C] X [S] z razmerjem [S] : : [0] za različne učinkovite dodatke aluminija. Z zasledovanjem rezultatov pri nizko — in srednje-ogljičnih kvalitetah dobimo razmerje med navedenimi tremi parametri, ki dovoljuje praktične zaključke: — s povečanjem produkta [C] X [S] raste vrednost [S] : [0] — povečanje učinkovitega dodatka aluminija vpliva na naraščanje razmerja [S] : [O], vendar degresivno do določene vrednosti učinkovito dodanega aluminija. Na statistični podlagi določena razmerja dajo optimalno krivuljo, ki predstavlja rezultat normalnih medsebojnih razmerij oziroma normalne tehnološke prakse. Odstopanja omogočajo zanesljivo vrednotenje stopnje učinkovitosti dodanega aluminija, če je bila temperatura taline pravilna (slika 18). Konkretno: pri 0,17 do 0,19 o/o ogljika bo normalna vrednost [C] X [S] okrog 0,7 do 0,8 in [S] : [0] 7—9, če znaša učinkoviti dodatek aluminija 0,9 do 1,2 kg/t. Pri večji ali manjši vrednosti produkta [Cj X [S] bo pri enakem dodatku aluminija vrednost razmerja [S] : [O] večja ali manjša, če pri določenem produktu [C] X [S] in nakazani količini dodanega aluminija ne dosežemo vsebnost matičnega silicija od preddezoksidantov. Približno medsebojno odvisnost dodatka aluminija in matičnega silicija ponazorujemo na sliki 17 za jeklo z 0,17 do 0,19 «/0 ogljika. Dodate* Al - Mg./t 2 in dodatkom aluminija oziroma količino topnega aluminija v jeklu povsem jasna. Pri večji vsebnosti aluminija je v oksidnih vključkih več AI2O3, manj SiOL>, in kot je razvidno na prejšnji sliki št. 15, tudi manj kisika (slika 20). %om C-0/2-02 V, hladna šarža • \ \ \ • \ \ N \ 00 _— o- ,— — »M2O3 J . z >< • • "Tri --- *—S/02 00/ # 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 topni [Al 7 % Si 20 Tabela 1 kaže posamezne rezultate mikroanalize izolata. Navedeni praktični parametri tehnologije izdelave šarže in nekatera specifična medsebojna razmerja rezultatov tehnologije in analize vkljuc-kov vsiljujejo vrsto vprašanj, ki so za prakso resnega pomena: — kinetika reakcij v preddezoksidacijski fazi po časovni odvisnosti in vsebnosti silicija v pred-dezoksidantih, — vpliv aluminija na razmerje med AI2O3, SiC>2 in FeO ter kinetika reakcij z aluminijem zlasti v pogledu izločanja dezoksidacijskih produktov. Na osnovi rezultatov takšne analize lahko določimo praktične parametre, katerih namen je povečanje čistoče izdelanega jekla. Za prakso zadovoljiv odgovor na zgoraj navedena vprašanja nam daje splošni mehanizem dezoksidacije. V nadaljnjem navajamo nekatere karakteristične primere razlage vpliva tehnološke prakse in načina dezoksidacije, katero nam daje mehanizem dezoksidacije: šarža A5544 — Č1206 C — 0,19%, Si — 0,49'%, Mn — 0,45%, Al — 0,048 «/0 Vi — 0,33 % C/h, V2 — 0,08 % C/25 minut Kalkulacijska količina kisika pred dodatkom preddezoksidantov znaša: O2 = 8,6/0,19 X 0,4.0,91/0,33 X 0,08/0,095 X X 10-3 = 0,042%. Stvarna vsebnost kisika znaša 0,041%. Po dodatku silikomangana in silicijeve zrcalo-vine z vsebnostjo 0,38 % silicija ostane v trenutku preboda v talini količina 0,14 % matičnega silicija, bi je uravnovešena s približno 0,01 % prostega kisika. V času preddezoksidacije se razlika kisika (0,041—0,01) = 0,031 % veže s silicijem, hkrati pa nastane okrog 0,062% Si02. Iz peči gre talina z 0,017% O2 (vzorec št. 3), zato ostane v njej poleg prostega kisika 0,01% še 0,007% vezanega kisika v obliki 0,014 o/o SiOa. V času od dodatka preddezoksidantov do preboda se izloči torej približno (0,062—0,014) = 0,048% Si02 ali 82%. Izločitev te količine je bila izvedena v času 15 minut. V ponvi bo v talini 0,014% komponent Si02, iz obloge ponve pride okoli 0,006 % Si02 (približno takšne vrednosti smo določili pri številnih dosedanjih raziskavah in tudi pri ugotavljanju teh razmerij ob zasledovanju vključkov z radioizo-topi). V jeklu je 0,43 % silicija, uravnovešenega z okrog 0,007 % prostega kisika. Razlika (0,01— 0,007) = 0,003 «/0 kisika se veže s silicijem v 0,006% SiOj. Skupno se tvori 0,026% komponent SiOi. Učinkoviti dodatek 1,2 kg aluminija/t tvori v talini 0,048 % kislinotopnega aluminija, uravnovešenega s sledovi prostega kisika. Razlika (0,007—0,0005) = 0,0065 »/0 kisika se veže z aluminijem v okrog 0,013 % AI2O3. Velika vsebnost aluminija dovoljuje obsežno redukcijo Si02," iz analize izolata sledi, da je v vključkih še 0,002 % SIO2. Razlika (0,026—0,002) = = 0,0024'»/o Si02 se reducira z aluminijem v približno 0,026 % AI2O3. Skupno se tvori 0,039 % AI2O3. Po analizi izolata je ostalo v vključkih okrog 0,004 % AI2O3, torej se je v konkretnem primeru izločilo (0,039—0,004) . 100 : 0,039 = 88% AI2O3 komponent. V oksidnih vključkih bodo torej 0,004 % AI2O3, 0,002'% SiC>2 in sledovi prostega kisika, kar da skupno 0,0035 % kisika. Analitsko določen znaša 0,0033 oziroma 0,0036%. Kalkulacija vsebnosti končnega kisika v izdelanem jeklu brez preddezoksidacije bi znašala: 02 = 0,8/0,19 X 0,5.0,91/0,33 X 0,08/0,095 X X 10-3 = 0,006'»/o. Zaradi učinkovite preddezoksidacije je skupni končni kisik v jeklu 42 % manjši. Sarža V5077 — C03V C — 0,13 %, Si — 0,17 %, Mn — 0,37 %, kislino-topni Al — 0,018 »/o, V, — 0,59 o/o C/h, V2 — 0,1 o/o C/25 minut. Kalkulacijska količina kisika pred dodatkom preddezoksidantov znaša: O2 = 7,2/0,13 X 0,4 . 1,1/0,59 X 0,1/0,104 X X 10-3 = 0,043 o/o. Z metodo z nosilnim plinom določeni kisik znaša 0,047 %>. Pri tej šarži smo skušali vplivati z dodatkom 0,6 kg karburita na določena razmerja glede na stabilizacijo ogljika in ev. preddezoksidacijo. Kot razvidimo na tabeli 1, se je po dodatku le malo zmanjšal kisik v vzorcu. 10 minut po dodatku karburita smo dodali preddezoksidante z vsebnostjo 0,11 % silicija. 5 minut po dodatku — v trenutku preboda — so bili v talini le sledovi silicija, uravnovešenega s približno 0,022 o/„ kisika. Razlika (0,044—0,022) = = 0,022 '»/o kisika reagira s silicijem in tvori hkrati približno 0,044 «/0 Si02. Iz peči gre talina z 0,032 o/0 kisika, torej vsebuje poleg 0,022 % prostega kisika tudi 0,01 »/o kisika v obliki 0,02 % Si02. V 5 minutah po dodatku preddezoksidantov v peč se je torej izločilo (0,044—0,02) 100 : 0,044 = = 54 % Si02. V jeklu je 0,17% silicija, uravnovešenega s približno 0,019 '°/o kisika. Razlika (0,022—0,019) = = 0,003 ■%> kisika se veže s silicijem in tvori približno 0,006 o/o SiOi. Iz ponvine opeke pride okrog 0,006 o/0 Si02; s talino iz peči pa 0,02% Si02; skupna količina znaša 0,032%. Dodatek aluminija 0,87 kg/t (učinkoviti dodatek znaša 0,62 kg/t) daje talini približno 0,016 % kislinotopnega aluminija, ki se uravnovesi z 0,005 o/o kisika. Razlika (0,019—0,005) = 0,014 % kisika tvori z aluminijem 0,028 % AI2O3. Redukcija SiC>2 do vsebnosti 0,005 % (analiza izolata) da s kupno 0,0310/0 AI2O3. Skupno se tvori 0,059 % AI2O3. Po analizi izolata ga zasledimo v vključkih 0,006%, torej se je izločilo 90% skupno nastale količine komponent AI2O3. V mehanizmu dezoksidacije pri tej šarži vidimo, da je po redukciji Si02 z aluminijem ostalo v vključkih še 0,005 °/o Si02, torej znatno večja količina kot pri prejšnji šarži. S primerjavo se potrjujejo rezultati številnih dosedanjih raziskav v tej smeri, namreč da vpliva vsebnost topnega aluminija na obseg redukcije. Pri količini od 0,015 do 0,02 % moremo pričakovati že več ali manj obsežno redukcijo SiC>2, pri manjših vsebnostih pa ni redukcije, oziroma je minimalna. Pri zelo veliki količini topnega aluminija so v vključkih le sledovi do 0,002% Si02. V oksidnih vključkih te šarže je 0,006% AI2O3, 0,005 «/0 Si02 in 0,005 % prostega kisika, torej skupno 0,0105o/o kisika. Analitsko ugotovljenega kisika je 0,0099 do 0,011 «/0. Kalkulativna količina kisika znaša: O2 = 1,6/0,13 X 0,5 X 1,1/0,59 X 0,1/0,104 X X 10-3 = 0,012 o/o. S preddezoksidacijo smo torej zmanjšali kisik za približno 13 %. Menim, da je bila količina pred-dezoksidanta pri tej šarži mnogo premajhna, zlasti pa je bil majhen dodatek aluminija, zaradi česar se razmeroma poveča količina kisika oziroma oksidnih vključkov v jeklu. Šarža V5073 — Č.03 V C — 0,13o/o, Si — 0,2 o/o, Mn — 0,42 %, Al — 0,005 «/0, Vi — 0,46 0/0 C/h, V2 — 0,1 0/0 C/25 min. Proti kisiku 0,047 % pred dodatkom 0,6 kg kar-burita/t se je po dodatku zmanjšal kisik na 0,042 %. 8 minut po tem dodatku smo dodali še 0,11 % Si v obliki silikomangana; 2 minuti kasneje pa, v trenutku preboda, so bili v talini le sledovi Si, kar je uravnovešeno s približno 0,015% kisika. Razlika (0,042—0,015) = 0,027% kisika reagira s silicijem in tvori 0,054% Si02. Iz peči gre talina z 0,036% kisika, zato je v njej poleg 0,015 «/0 prostega kisika še 0,021% kisika v obliki 0,042 % Si02. Izločanje Si02 v času 2 minut po dodatku znaša 22 %. Iz mehanizma dezoksidacije pri prejšnjih šaržah ugotavljamo, da narašča s časom obseg izločanja SiO2.MnO.FeO (preddezoksi-danti). Torej se bodo izločali ti oksidi v žlindro pri konkretni šarži V 5073 tudi v nadaljnjem času do litja livnih plošč. V času 17 minut, to je do začetka litja ingotov, bo delež izločanja okrog 85 % in v vključkih bo ostalo približno še (15/100) . 0,042 = 0,006 % Si02. V jeklu je 0,2 % Si, ki je uravnovešen s ca. 0,0lo/o kisika. Razlika (0,015—0,010) = 0,005 % kisika reagira s silicijem; hkrati se tvori 0,01 % SiO_'. Iz ponvine opeke pride okrog 0,006 % S1O2, skupno nastala količina Si02 znaša 0,022 %. Dodatek aluminija v količini 0,77 kg/t (učinkoviti dodatek znaša le 0,5 kg/t) da 0,005 % topnega aluminija, ki je uravnovešen s približno 0,005 % kisika. Razlika (0,010—0,005) = 0,005 0/0 kisika reagira z aluminijem v 0,010 % AI2O3. Po analizi izolata je v oksidnih vključkih 0,001 % Al203, torej se je izločilo iz taline 90 0/0 komponent AI2O3. Zaradi majhne vsebnosti topnega aluminija ni redukcije Si02. V oksidnih vključkih je 0,001 % AI2O3, 0,022 0/0 Si02 in 0,005 % prostega kisika, kar je skupaj približno 0,016% kisika. Analitsko določena količina kisika znaša 0,013 do 0,015 %. Kal-kulacijska vrednost kisika v vzorcu, odlitem po odlitju prve plošče, znaša: O2 = 1,6/0,13 X 0,5 X 1,01/0,46 X 0,1/0,104 X X 10-3 = O,013o/o. Proti kisiku, določenem po mehanizmu dezoksidacije oziroma po analizi izolata, ugotavljamo TABELA 1 šarža V, v2 %JC/25' C x S C % Al ikg/t [Al] % topni [O2] % anal. S : O 0.0041 A 5554 0.33 0.08 0.0053 0.19 1.2 0.048 0.0033/36 8.2 0.0038 0.0049 0.0046 M 6323 0.06 0.03 0.0051 0.13 0.82 0.01 0.0070/71 5.5 0.0045 0.0056 0.0027 V 5047 0.55 0.07 0.0076 0.19 1.5 0.022 0.0038/41 10.1 0.0032 0.0043 0.0022 V 5044 0.67 0.13 0.006 0.2 1.54 0.025 0.0037/42 7.7 0.0029 0.0042 V 5041 0.45 0.08 0.0074 0.19 1.56 0.050 0.003/41 11.1 K 5067 0.70 0.09 0.0054 0.13 1.46 0.038 0.0043/46 9.6 K 5068 0.28 0.12 0.0054 0.12 1.47 0.025 0.0042/38 11.2 V 5063 0.38 0.11 0.0099 0.18 1.28 0.043 0.0034/41 15,0 V 5073 0.46 0.1 0.0057 0.13 0.77 0.005 0.013/15 3.2 0.0033 V 5077 0.59 0.1 0.0049 0.13 0.87 0.016 0.011/099 3.8 0.0037 0.0044 V 5080 0.15 0.06 0.0051 0.17 1.67 0.049 0.011/11 2.8 hI. š. V 5093 0.47 0.11 0.0068 0.17 0.63 0.007 0.0088/98 4.3 0.0030 V 5096 0.52 0.08 0.0056 0.14 0.67 0.006 0.013/12 3.2 0.0031 0.0042 0.0027 M 6309 0.51 0.07 0.0056 0.14 . 1.58 0.039 0.0037/36 11.1 0.0034 0.0044 0.003 M 6310 0.38 0.1 0.0067 0.19 1.42 0.046 0.0033/36 10.1 0.0025 0.0046 0.0025 M 6308 0.47 0.09 0.0046 0.14 1.55 0.062 0.0030/34 10.1 0.0034 0.0043 0.0034 A 5569 0.57 0.08 0.0075 0.17 1.25 0.061 0.0027/37 13.6 0.0046 0.003 M 6305 0.43 0.08 0.006 0.15 1.35 0.033 0.0034/36 11.1 0.0034 0.0040 delno manjšo vrednost, torej bi smeli sklepati, da je verjetno delno izločanje SiO^ tudi pri tvorbi SiC>2 od dodatka ferosilicija v ponev. Pri tej šarži se je konkretno v času 17 minut računsko izločilo približno 30—35 "/o SiOs. Preddezoksidacija ni imela praktičnega učinka glede zmanjšanja kisika pred dokončno dezoksidacijo. Šarža V 5080 — C. 1204 C — 0,17 »/o, Si — 0,12 »/o, Mn — 0,5 o/o, Al — 0,049 »/o. Vi — 0,15 "/o C/h, V2 — 0,06 o/o C/25 minut. Na osnovi mehanizma dezoksidacije prejšnjih šarž obsega pri tej šarži izločanje SiO? 57 % v času 7 minut po dodatku preddezoksidantov. Dodatek aluminija 1,67 kg/t da v talini 0,049% topnega aluminija, ki je uravnovešen s sledovi prostega kisika. Skupno nastala količina AI2O3 (reakcija aluminija s prostim kisikom in redukcija SiOa do 0,003%) znaša 0,068 %. Če bi bila šarža normalno topla, bi moral biti delež izločanja komponent AI2O3 okrog 88—90 %, kakor smo ugotovili pri prejšnjih 1 2 O2 % anal. 3 4 AhOl % Vključki SiCh % (izolat) % (FeO+MnO) (O2) % iz vklj. Cas po predidozoksid. min, % preddez. Si% odgor Si ±% 0.041 0.029 0.017 — 0.004 0.002 0.002 0.0035 15' 82 0.38 + 0.14 0.041 0.027 0.019 — 0,003 0.003 0.020 0.007 17' 90 0.19 — 0.05 0.034 0.024 0.014 — 0,004 0.003 0.004 0.0045 14' 86 0.23 + 0.09 0.038 0.032 0.013 — 0.004 0.002 0.004 0.002 16' 88 0.34 + 0.09 0.031 0.017 0.013 — 0.005 0.001 0.002 0.0035 12' 80 0.30 + 0.11 0.041 0.048 0.016 — 0.005 0.001 0.009 0.005 19' 90 0.26 + 0.01 0.047 0.039 0.014 — 0.004 0.003 0.004 0.0043 30' 100 0.32 + 0.04 0.068 — 0.024 0.015 0.006 0.001 0.002 0.004 20' 97 0.29 + 0.03 0.047 0.042 0.036 0.029 0.002 0.024 0.018 0.017 2' 22 0.11 — 0.07 0.047 0.044 0.032 0.024 0.005 0.005 0.022 0,010 5' 54 0.11 — 0.06 0.047 0.052 0.030 0.023 0.018 0.003 0.004 0.011 7' 57 0.18 + 0.04 0.038 — 0.038 0.022 0.0015 0.009 0.022 0.010 — — — — 0.08 0.031 0.035 0.033 0.020 0.0012 0.013 0.028 0.013 10' 72 0.12 — 0.06 0.043 0.039 0.016 0.009 0.005 0.003 0.002 0.0045 12' 77 0.36 + 0.04 0.034 0.027 0.014 — 0.005 0.001 0.002 0.0035 10' 71 0.22 + 0.09 0.034 0.028 0.012 — 0.005 0.001 sledovi 0.0031 12' 90 0.33 + 0.11 0.031 — 0.013 — 0.006 0.0005 sledovi 0.0036 10' 78 0.37 + 0.14 0.028 0.018 0.011 0.004 0,002 0.004 0.004 13' 87 0.23 + 0.07 šaržah. Delež AI2O3 v oksidnih vključkih bi znašal 0,007 Po analizi izolata pa dobimo v vključkih 0,018 o/o AI2O3, kar pomeni, da se je izločilo približno le 73 «/0 teh komponent. Vzrok slabšega izločanja je prenizka temperatura šarže. Zaradi prenizke temperature dobimo v vključkih 0,018 %> AI2O3, 0,003 «/0 Si02 in sledove prostega kisika, kar da skupaj približno 0,011 % kisika. Analitsko določena količina je ista. Iz analize vzrokov slabšega izločanja AI2O3 oziroma prevelikega kisika pri tej šarži sklepamo, da je pri dezoksidaciji jekla z aluminijem nujno potrebna višja temperatura kakor sicer pri dezoksidaciji cvb minimalnem dodatku aluminija. V navedenih nekaj primerih kaže mehanizem dezoksidacije kinetiko medsebojnih reakcij, nakazuje verjetnost nastanka posameznih oksidnih komponent, jasno osvetljuje količinski in časovni vpliv preddezoksidacije na zmanjšanje kisika na koncu rafinacije, zlasti pa potrjuje odločilno vlogo količine kislinotopnega aluminija v talini. t *0 .t* 20 S 0 fr -s-O" „ —0- 0 s s A 0 / /> t / 6 9 /2 /f 18 2/ 24 27 30 čas - min- po dodatku (SiMn' Si- ircal.) SI. 21 Na sliki 21 je ponazorjen vpliv časa na obseg izločanja SiOa kot kompleksen oksid FeO . MnO . . SiOa od preddezoksidacije, na sliki 22 pa primerjam delež izločanja med oksidnimi komponentami AbOa in SiOi kakor dovoljuje mehanizem dezoksidacije. Sklepi V vzorcih nelegiranih SM jekel z 0,12 do 0,2 % ogljika smo zasledovali razmerja med kisikom, posameznimi oksidnimi komponentami v izolatu in tehnološko prakso izdelave šarž. Vzorci so bili vzeti iz taline z malo, z lesenim pokrovom prekrito standardno kokilo, v kateri je prebitek aluminija. Vse šarže smo preddezoksidirali z določeno količino silikomangana in silicijeve zrcalovine; po dodatku sta bila vsebnost silicija v preddezoksi-dantih in čas reagiranja različna. S takšnimi spremembami smo se lahko lotili študija in dosegli praktične rezultate o vplivu preddezoksidacije na vsebnost kisika v talini. Medsebojno vrednotenje parametrov tehnološke prakse, analize oksidov v izolatu, analize kisika in stopnje učinkovitosti preddezoksidacije ter dodatka aluminija daje vrsto diagramov, po katerih lahko praktično sklepamo o osnovnih tehnoloških smernicah, kako bi v izdelanem jeklu dosegli čim manjšo količino oksidnih vključkov oziroma, da bi imeli takšno sestavo, ki dovoljuje zadovoljivo izločanje v žlindro. Izločanje komponent AI2O3 je zelo uspešno pri temperaturi okrog 1590 do 1600° C (pri konkretni kvaliteti). V talini ostane 8 minut po dodatku aluminija približno še 10 do 12 % teh oksidov, po 15—18 minutah pa približno 8—10 %. Po treh minutah znese delež izločanja okrog 65 %. V odvisnosti od količine preddezoksidantov glede na vsebnost silicija, je optimalni čas za prebod med 11. in 13. minuto po dodatku. Prehitro in prepozno odpiranje preboda zmanjšuje stopnjo preddezoksidacije. Pri konkretnih šaržah lahko znaša zmanjšanje kisika zaradi učinkovite preddezoksidacije okrog 30—45 fl/o proti vrednostim kisika pri šaržah brez preddezoksidacije. Pri učinkoviti preddezoksida-ciji znaša zmanjšanje dodatka aluminija 18—25%. Pozitivni rezultati o vsebnosti kisika in količine oksidnih vključkov zahtevajo, da vključimo pred-dezoksidacijo v tehnološki ciklus izdelave jekla kot obvezno delovno fazo. J. F. Hodnik dipl. inž., A. Prešern dipl. inž., Metalurški inštitut v Ljubljani M. Sterle dipl. fizik, Zavod za zdravstveno in tehnično varnost SRS DK 669.14 : 620.18 Identifikacija porekla eksogenih nekovinskih vključkov v jeklu z radioaktivnim cirkovijem Z radioaktivnim cirkonijem Zr-95, ki smo ga vgradili v šamot, smo raziskovali, od kod pridejo v jeklo nekovinski vključki in koliko jih pride. Ugotovili smo, da pride največ vključkov iz ponve, manj iz žleba in kanalske opeke. Specifična obraba samota je največja v kanalski opeki, manjša v žlebu, najmanjša pa iz ponve. Ugotovili smo, da je iz samota odplavljena aktivnost relativno homogeno razdeljena po ingotu ne glede na stopnjo desoksidacije jekla, medtem ko ustreznega šamotnega deleža ni moč ugotoviti v pomirjenem jeklu. Uvod Od preboda šarže pa do končanega ulivanja jekla je talina v dotiku s proti ognju odporno keramiko. Zanima nas, koliko proti ognju odporne keramike odtali jeklo iz žleba, iz ponve in iz livne plošče, skratka, od kod izvirajo eksogeni vključki in koliko jih pride v jeklo. Dosedanje raziskovalne metode niso bile dovolj prepričljive, da bi mogle zanesljivo odgovoriti na naše vprašanje. Primerna uporaba radioaktivnih izotopov nam utegne sčasoma razvozlati marsikaj nejasnega. Strokovna literatura šteje že precej objavljenih del s tega področja.1—11 Ugotovitve posameznih avtorjev se ne ujemajo in so pretežno kvalitativne nirave, tako n.pr. zaradi različne izbire radioaktivnega izotopa, zaradi različne vrste preizkusnega jekla, zaradi različne sestave proti ognju odporne keramike, zaradi različne specifične aktivnosti keramike, zaradi različne merilne tehnike in podobno. Iz izkušenj dosedanjega pionirskega dela smo lahko izluščili koristne napotke za naše raziskovalno delo. Bistvene razlike od dosedanjih del so naslednje: 1. V primeri z drugimi raziskovalci smo močno vzdignili specifično aktivnost zaznamovane keramike. 2. Zaradi višje aktivnosti smo lahko spopolnili tudi merilno tehniko, ter prišli do zanesljivejših ugotovitev. 3. Merjence smo pripravili neposredno iz ingota, da smo zasledovali porazdelitev vključkov in situ. V tem članku bomo obravnavali zadevna poskusa, ki smo ju opravili z jeklom EPP-1 v Železarni Jesenice, v železarni Ravne pa z OCR-i. Izbira izotopa in specifična aktivnost proti ognju odporne keramike Sevalci beta so kaj nepripravni za meritve, ker jih moremo meriti samo površinsko ali pa jih moramo izolirati iz jekla in šele nato meriti. Takš- na tehnika je zelo težavna in zamudna. Zategadelj so prodorni sevalci gama primernejši. Odločili smo se za cirkonijev izotop Zr-95, ki ima srednje močne energije sevanja, ne predolgo razpolovno dobo in ni toksičen, a se da lepo pomešati z glino kot vezilnim sredstvom šamota. Glede specifične aktivnosti keramičnih izdelkov smo se morali odločiti za visoko specifično aktivnost, če smo hoteli dobiti zanesljive meritve. Ruski avtorji2 so uporabljali radioaktivni kalcij Ca — 45 do 150 mC/t, medtem ko so britanski avtorji* uporabili radioaktivni barij Ba — 140 do 360 mC/t. Poljaki so aktivirali šamot s 450 mC/t.fi To so do sedaj najvišje nam znane uporabljene aktivnosti. Za poskuse smo pripravili šamotno mešanico, ki je imela 1.500 mC/t, in phalno maso, ki je imela celo 3000 mC/t. Če si hočemo predstavljati v velikostnem redu vgrajene izotopove mase, moramo vedeti, da smo dali v 55 kg šamotne mešanice, na primer 4,7 (ig aktivnega cirkonija, torej v razmerju približno 1:10—7. Priprava zaznamovanih proti ognju odpornih izdelkov Šamotno surovino smo vzeli iz redne proizvodnje. Za pol plastični postopek smo primešali Samotni mešanici odmerjen volumen radioaktivnega cirkonijevega oksalata v 0,5 odstotni oksalni kislini, zmes pa mešali v kotalniku 20 minut. Za plastični postopek smo pripravili maso v mešalniku. Ponevčno opeko smo stiskali na ustrezni stiskalnici, tako da smo nasuli v pregrajeni model na eno stran aktivno maso, na drugo pa neaktivno maso. Debelina aktivne mase je bila 1 do 1,5 cm na strani, ki je izpostavljena talini. Vso votlo opeko smo ročno oblikovali na ustreznih lesenih modelih, razen srca in lijaka, ki ju redno oblikujejo ročno. Phano maso smo ročno mešali in nanesli na žleb kakor delajo ponavadi v jeklarni. Avtoradiografska posnetka izdelkov sta na sliki 1 in sliki 2. Slika 1 Avtoradiografski posnetek kanala Slika 2 Avtoradiografski posnetek cevi Vzorčevanje Predvideli smo, da bomo vzorce jemali iz glave, sredine in noge izbranega ingota. Pri jeseniškem poskusu z jeklom EPP1 smo imeli pet livnih plošč. V vencu okrog lijaka ima vsaka plošča po osem kokil. Za vzorce je prišel v poštev po en ingot s prve, tretje in pete livne plošče. Na Ravnah so ulivali za jeklo OCRt 18 ingotov na posamezni plošči. Ingoti so razporejeni v treh vencih okrog lijaka, torej trije ingoti na enem napajalnem kanalu. Za eno šaržo sta zadostovali dve plošči. Za vzorčevanje smo vzeli prvi in tretji ingot s posamezne plošče iz istega napajalnega kanala. Iz vzorčnih ingotov smo izrezali plošče iz glave, sredine in noge: iz glave 10 cm pod vrhom, iz noge pa 10 cm nad dnom ingota. Iz jeseniških ingotov smo vzeli po dve plošči iz glave, tri iz sredine in dve iz noge, medtem ko smo iz ravenskih vzeli iz vsake ravnine samo po eno ploščo. Iz pripravljene plošče smo izrezali palico po veliki diagonali, jo ostružili na 0 15 mm in nare-zali iz nje merjence. Jeseniški merjenci so bili 70 mm dolgi, ravenski pa 35 mm. Vsak merjenec je bil oštevilčen, tako da je vsakemu natančno določena lega v ingotu posamezne livne plošče. Meritve Merjencem smo zmerili aktivnosti v votlem kristalu scintilacijske merilne naprave. Ugotavljali smo samo one sunke, ki so karakteristični za cir- konijev izotop. Širina kanala je bila 20 V. Compto-nov efekt je pri tej merilni tehniki izključen, ozadje števne naprave pa zelo nizko. Med serijskimi meritvami smo stalno kontrolirali stabilnost aparature z ustreznim vzorcem aktivnega šamota. Tako smo dobili relativno najzanesljivejše rezultate. Količino vključkov smo zračunali s pomočjo znane specifične aktivnosti šamotnega materiala, ki je ustrezal zadevni meritvi. Po znani specifični aktivnosti šamotnega materiala in po ugotovljeni specifični aktivnosti posameznega merjenca smo zračunali delež vključkov v merjencu. Toda pri tem računu smo morali upoštevati vsaj še dvoje popravkov. Poznati smo morali namreč tudi faktor izotop nega razredčevanja in ate-nuacijski faktor. Faktor izotopnega razredčevanja je n. pr. razmerje med celotno in aktivno površino ponevčne stene, ki je bila v stiku s talino. Atenua- 1. livna plošča $ 10 c2 10 .-3 10 X % * 1 | 1 r M \ h ! i r ; M Mi o ponev • kanal x žleb 1! > i : 1 ! ( f; i i* 2 L Glava 2 4 6 Sredina 2 4 6 Noga Slika 3 Grafični prikaz posameznih meritev za ingot s prve livne plošče jekla EPP 1 cijski faktor pa pove koliko manj sunkov registriramo, ko oslabi žarek gama pri prehodu skoz mer-jenec. Eksperimentalno je ugotovljeno, da oslabi sevanje približno za 35 °/o, se pravi, da moramo za tretjino povečati ugotovljene rezultate. V naslednjih grafikonih kažemo ugotovljene rezultate za posamezne poskuse in posamezne ravnine ingota, se pravi za glavo, sredino in nogo. V rezultatih nismo upoštevali atenuacijskega faktorja. 3. livna plošča 10 1(f 10 V/o i 1 ! ( I s S J 3 2 4 Glava s; 1 ! s h ! ! \ i; — 2 4 6 0 ponev • kanal « žleb ; i 1 ; 1 C C ; • ■ * — Sredina 2 4 Noga tovljeno količino vključkov in analitsko ugotovljeno količino silicijevega dioksida in aluminijevega oksida. Temu je verjetno krivo premajhno skupno število merjencev za izolacijo. Vzeli smo jih le 6 od skupaj 644. 5. livna plošča ii ii 10 -2 10 -3 Xi* 10*x % d 2 4 6 Glava 2 4 6 Sredina 0 ponev • kanal x žleb 1 i ) < t t * t C 1 2 4 6 Noga Slika 4 Grafični prikaz posameznih meritev za ingot s tretje livne plošče jekla EPP 1 Analiza izolata Z elektrolizo v Klinger-Kochovi aparaturi smo izolirali netopni izolat in zmerili njegovo aktivnost. Pri izolatu iz jekla OCR4 smo dokazali, da je njegova specifična aktivnost od 30 do 40 odstotkov večja od specifične aktivnosti jelkla. Izolat smo analizirali na silicijev dioksid in aluminijev oksid. Rezultati niso pokazali kake posebne kongruentne odvisnosti med radiometrično ugo- Slika 5 Grafični prikaz posameznih meritev za ingot s pete livne plošče jekla EPP 1 Kisik po modificirani Abreschovi metodi Rezultati kisika so prikladnejši za oceno. Omeniti moramo, da sta bili šarži B 4805 in B 4808 jekla EPPI zelo slabo dezoksidirani. Izrezane plošče so pokazale radialno usmerjeno luknjičavost po robu ingota, kar je značilno za slabo pomirjena jčkla. Skladno s to ugotovitvijo so tudi rezultati kisika relativno zelo visoki. Ce vzamemo poprečni faktor 2 za oceno količine silicijevega in aluminijevega oksida oziroma vključkov, gredo radiome-trični rezultati po velikostnem redu vštric z rezultati kisika. Brž ko je pa v talini mehkega jekla, kot je n. pr. jeklo EPPI, navzoča prebitna količina aluminija, ali pa je difuzijska dezoksidacija dobro potekla, kot je pri jeklu OCR4, in je nato dodan še aluminij, se je moralo nekaj dogoditi z odtalje-nim šamotom v talini jekla. V tem primeru pridejo radiometrični rezultati v navzkrižje z rezultati na kisik. Talina jekla se je sama očistila. Omenjamo, da smo določevali kisik iz vzorcev polovične diagonale pri posamezni višini ingota od roba do sredine. Rezultati so navedeni v razpredelnici I. Zanimalo nas je tudi, če moremo količkaj zanesljivo določiti kisik v šamotu. Ugotovili smo, da se šamot reducira 90 odstotno. Ta ugotovitev je za naš sklep zelo važna. Avtoradiografija izrezanih plošč Polovico izrezane plošče najaktivnejšega poskusa z žlebom smo uporabili za avtoradiografijo. Avtoradiografija naj bi predvsem ugotovila, ali je aktivnost resnično enakomerno porazdeljena po ingotu, kar bi podkrepilo radiometrične meritve. Razen tega bi utegnili dognati tudi makrovključke v jeklu. Skrbno razvite filme smo denzitometrirali in pri vseh vzorcih ugotovili, da je aktivnost enakomerno porazdeljena po ingotu. Le pri plošči ŽtG smo našli, da je bil v njej za lečo velik aktiven vključek. Aktivnost je izvirala iz poskusa z aktivnim žlebom. Vključek je bil ugotovljen v glavi 3. ingota iz 2. livne plošče. Specifična obraba keramike Iz poprečja radiometričnih rezultatov smo zra-čunali za jeklo OCR+, koliko se odtali žlebne mase, ponevčne in kanalske opeke. Ugotovili smo, da se iz žleba odtali 0,532 kg/m2, iz ponve 0,323 kg/m2 na prvi plošči oziroma 0,361 kg/m2 na drugi livni plošči in 1,74 kg/m2 iz celega kanala. Tabela: Kisik v polovični diagonali posamezne vzorčne plošče Vrsta jekla EPP 1 Šarža št. B 4805 EPP 1 B 4804 EPP 1 B 4814 OCR 4 pr. 40175 OCR 4 pr. 40174 OCR 4 ex. sp. 40210 Oznaka plošče Merjenec št. Aktivno Kisik iz diagonale % A 1 % Ll/II glava 1 kanali 0,0161 0,007 2 kanali 0,0145 0,007 3 kanali 0,0131 0,007 L6/II noga 41 kanali 0,0200 0,007 42 kanali 0,0460 0,007 43 kanali 0,0210 0,007 P15/V glava 169 ponev 0,0190 0,002 170 ponev 0,0192 0,002 171 ponev vzorec luknjičav 0,002 P20/V noga 209 ponev 0,0195 0,002 210 ponev 0,0327 0,002 211 ponetv 0,0269; 0,0173 0,002 Ž15/V glava 337 žleb 0,0044 0,040 338 žleb 0,0039 0,040 Ž20/V noga 339 žleb 0,0046 0,040 377 žleb 0,0054 0,040 378 žleb 0,0052 0,040 L29 glava 379 žleb 0,0064 0,040 106 kanali 0,0036 > 0,03 107 kanali 0,0042 > 0,03 108 kanali 0,0048 > 0,03 L2N noga 121 kanali 0,0033 > 0,03 122 kanali 0,0040 > 0,03 123 kanali 0,0043 > 0,03 P4G glava 64 ponev 0,0079 > 0,03 65 ponev 0,0067 > 0,03 66 ponev 0,0075 > 0,03 P4N noga 79 ponev 0,0064 > 0,03 80 ponev 0,0066 > 0,03 81 ponev 0,0061 > 0,03 24G glava 232 žleb 0,0048 > 0,03 233 žleb 0,0053 > 0,03 234 žleb 0,0054 > 0,03 24N noga 247 žleb 0,0051 > 0,03 248 žleb 0,0049 > 0,03 249 žleb 0,0049 > 0,03 20 10 o\ ponev H žleb 0 kanal lil LJ N S I _j G šamot. V našem primeru je bil vključek vsrkan iz aktivne žlebne žlindre, kar govori za to, da moramo previdno voditi proces ulivanja. Specifična poraba proti ognju odpornega materiala je odvisna predvsem od hidromehanskih vplivov taline na stene izzidave. Seveda vplivajo na obrabo tudi vrsta jekla, temperatura taline in, kar je za metalurga posebno pomembno, fizikalno kemična odpornost keramičnega materiala. Prav gotovo daje naša raziskava nove, zanesljive osnove in podatke za statističen študij hidro-mehanike in kinetike procesov v talini jekla z namenom, da se poboljša kakovost jekla. 1-livna plošča 1. ingot 1. livna plošča 3. livna plošča 5.livna plošča Slika 6 Poprečje meritev za posamezni poskus jekla EPP 1 Sklep Visoka specifična aktivnost proti ognju odpornega materiala je omogočila, da smo z izbrano merilno tehniko nedvomno dokazali, da talina jekla ves čas in povsod, dokler in kjer je v dotiku s proti ognju odpornim materialom, bolj ali manj odtaplja proti ognju odporni material in ga fino dispergiranega odnaša s seboj. Poskus določitve kisika v šamotu z Abreschovo metodo in hipoteza, da fino dispergirani raztaljeni delci samota niso podvrženi Stokesovemu zakonu, ter dokazana relativno homogena razpodelitev aktivnosti v ingotu dajo misliti, da se je z odplavlje-nim šamotom moralo nekaj dogoditi v talini jekla. Menimo, da je utegnilo priti do redukcije Samotnih sestavin z ogljikom in situ. Makrovključki utegnejo priti v jeklo po nakluč-ju bodisi kot posledica močnejše lokalne erozije, verjetneje kot posledica termičnega šoka taline na 102 10 -3 104X% — —L -f- - > ( 1 1 — C 1 U 6 Glava - — > j < — v > p , > 2 4 5 o ponev x žleb • kanal i > 1 • Sredina 2 4 6 Noga Slika 7 Grafični prikaz posameznih meritev prvega ingota s prve livne plošče jekla OCR4 Literatura 1. Grigorian, W. A., A. M. Samarin: Die Ermitt-lung der Ursachen der Verunreinigung von Walzlagerstahl durch nichtmetallische Einschliisse mit Hilfe von radioaktiven Ca-Isoto-pen: Izvestia Akademii Nauk SSSR, Otdelenie tehničeskih Nauk 3, (1954), 91/101; loc. cit.: Chem. Zbl. 126 (1955) 5638/39 2. Samarin, A. M., E. S. Kalinnikov: Der Einfluss der Ausfiitterung der Rinne und der Pfanne auf die Verunreinigung von Walzlagerstahl durch nichtmetallische Einschliisse. Sbornik 34, (1955), 190/230; loc. cit.: Chem. Abstracts 51, (1957), Sp 14513 3. Kronmarch, S.: Einfluss des feuerfesten Rinenn- und Pfannenfutters auf die Verunreinigung von Kugellagerstahl durch nichtmetallische Einschliisse. (Anwendung des radioaskti- 1. livna plošča 3. ingot 10 ,-2 10 10x56 i } 5 > v C > r C : 1 j) ( C o ponev x žleb • kanal 1 C • ?: ► 2 4 6 8 2 4 6 Glava Sredina 2 4 6 Noga Slika 8 Grafični prikaz posameznih meritev tretjega ingota iz istega kanala s prve livne plošče jekla OCR4 ven Isotops Ca-45), Neue Hutte 1 (1956), 505/508. (Izvleček iz 2) 4. Fedock, M. P.: Uber die Herkunft von nicht-metallischen Einschliissen aus Giessgruben-Verschleisstoffen. J. Metals 6 (1954) 125/127; loc. cit.: Stahl u. Eisen 74, (1954), 843/844 2. livna plošča 1. ingot 10 -2 10 ,- 3 10~4x% jlJL 1 i > i ) 1 : > C : > o ponev x žleb • lijak > > ( : ! r / < x 2 4 6 8 2 4 6 246 Glava Sredina Noga Slika 9 Grafični prikaz posameznih meritev prvega ingota z druge livne plošče jekla OCR4 5. Marguliss, O. M., A. G. Karaulov: Anvvendung des Verfahrens der »markierten« Atome« zur feststellung des Einflusses feuerfesten Massen auf die Verunreinigung von Stahl durch nichtmetallische Einschliisse. Ognjeupori 21 (1956), 253/258; loc. cit.: Chem. Zbl. 128, (1957), 5694/95 6. Bojarski, Z., W. Orzeszko, S. Pawlowski, R. Wusatowski, Z. Ziolovvski: An Assessment Trial of the Quality of Refractory Materials Used in Casting Pat and the Destribution of Non-metal- lic Inclusions in Steel by Means of Radioactiv Tracers: Radioisotopes in Scientific Research, Pergamon Press 1958, 388/410 7. Saito T., R. Shimanuki: Source of Non-metallic Inclusions in Steel Ingot; Ibidem 362/374 8. Richardson, A. M.: The Use of Radioisotopes to Trace the Origin of Oxide Inclusions in Steel; ISI-SR 77, 57/63 2. livna plošča 3. ingot 10 -2 10 ,-3 io~V/0 — -=H — ( i ( ( t • • c : ( : i o ponev x žleb • lijak > t : t . > i 2 4 6 8 2 4 6 Glava Sredina 9. Propstl, G. H. I Radioaktive Markierungstech-nik zur Untersuchung von metallurgischen Vor-gangen im Stahlvvenk; Stahl u. Eisen 13, (1960), 863/877 10. Treppschuh, H., E. Pachaly, K. Sauervvein, R. Schrotter: Untersuschung mit radioaktiven Leitisotopen iiber den Verschleiss feuerfester Geissteine und dessen Einfluss auf den Rein-heitsgrad legierten Baustahls. Ibidem 878/882 11. Logi, P., L. Matteoli: Studio della origine delle inclusioni esogene negli accdai a mezzo di traccianti radioattivi; Metallurgia it. 9, (1964), 443. 30 20 2 4 6 Noga i ponev 1 žleb H iua'< H kanal HI fj i! H e s n Slika 10 Grafični prikaz posameznih meritev tretjega ingota iz istega kanala z druge livne plošče jekla OCR4 S S S N G S n 1. ingot 3 ingot 1. ingot 3 ingot 1. livna plošča 2. livna plošča Slika 11 Poprečje meritev za posamezni poskus jekla OCR4 Aleksander Kveder, dipl. inž. Metalurški inštitut Ljubljana DK 621.785.52 Visokotemperaturna cementacija I. DEL: NAČIN CEMENTIRANJA, DOLOČITEV OSNOVNIH PARAMETROV CEMENTA-CIJE IN METALOGRAFSKE PREISKAVE V napravi za cementiranje v mestnem plinu smo cementirali vzorce jekel C. 4320 in C. 7420 po 2, 4, 6 in 8 ur pri temperaturah 900, 950 in 1000°C. Določili smo osnovne parametre teh cementacij: gradient koncentracije ogljika, globino cementacije, standardno cementacijo in površinsko količino ogljika. Zaradi nadzora velikosti kristalnih zrn smo preiskali cementirane vzorce tudi metalografsko. Uvod in dosedanje raziskave Površinsko utrjevanje jekla s cementacijo je postopek, ki je kljub dolgi tradiciji v nenehnem razvoju. Velikoserijske proizvodnje zahtevajo ustrezna cementacijska sredstva in agregate, cenene postopke in jekla, ki tudi pri enostavnih toplotnih obdelavah dajo izdelke odličnih mehanskih lastnosti. Cementacija v plinu je postopek, ki vse bolj izriva dražje cementiranje v trdnih sredstvih in solnih kopelih. Direktno kaljenje po končan; cementaciji že uspešno poenostavlja in pocenjuje toplotne obdelave, toda za to je bil potreben razvoj jekel, ki brez škode vzdržijo takšno toplotno obdelavo. Tudi razvoj visokotempera-turne cementacije, to je cementiranje pri višjih temperaturah kot so bile do sedaj v navadi, skrajšuje cementacijo, bolje izkorišča peč in naposled zmanjšuje stroške. Namen naše raziskave je ugotoviti osnovne parametre visokotemperaturne cementacije, obenem pa dobiti z raznimi metalografskimi in mehanskimi preiskavami nekaj podatkov in rezultatov, po katerih bomo lahko usmerili nadaljnje raziskave na tem področju. Razen posameznih primerov, do zadnje vojne ni bilo obsežnejših raziskav visokotemperaturne cementacije. Nasprotno, cementacija nad 860° C je veljala za »smrtni greh«, kot pravi C. Albrecht v svojem članku (1). V zadnjem desetletju pa je bilo objavljenih že več del, ki pojasnjujejo razne pojave in vplive na takšno cementacijo. Cementacijo raziskujejo pretežno do 1000° C, ker višje temperature ne dajejo več prednosti, razen morda v posebnih primerih. C. Albrecht (1) je cementiral jeklo C 15 pri temperaturah 930, 960 in 980° C v aktivirani cianidni solni kopeli. Cementiral je po 2, 4 in 6 ur. Ugotovil je, da z višjo temperaturo narašča globina cementacije, površinska količina ogljika pa skoraj nič ne naraste (komaj za 0,1 «/0 med 930 in 980° C). Pri direktno kaljenih vzorcih je opazil, da je struk- tura kaljene površinske plasti nekoliko grobejša pri vzorcih, ki so bili cementirani pri višjih temperaturah, vendar temperatura cementacije prav nič ne vpliva na izoblikovanje strukture, ako so bili vzorci kaljeni iz nižje temperature (C 15 iz 780« C, 16 MnCr 5 iz 860° C). Pričakovali bi, da bo po direktnem kaljenju iz višje temperature več zaostalega avstenita kot iz nižje, vendar je ravno nasprotno — avtor sodi, da je odločilen krajši čas cementiranja pri višji temperaturi. B. Finnern (2) je raziskoval vpliv povečanja cementacijske temperature v solni kopeli od 930 na 980° C na trajno trdnost in spremembo mer. Cementacijo je uravnaval tako, da površinska količina ogljika nikdar ni presegla 0,9 "/o. Ugotovil je, da pri jeklih 20 MoCr 4, 16MnCr5 in SAE 4320 H temperatura cementacije ne vpliva na trajno trdnost. Spremembe mer je raziskoval na zobnikih, vendar tudi v teh primerih ni ugotovil nobenega vpliva različnih cementacijskih temperatur in načinov kaljenja. Podobno vsebino imajo tudi druge dosedanje raziskave. Molibdensko jeklo 20 MoCr 4 oziroma Č.7420, razvito za direktno kaljenje, je zelo primerno tudi za visokotemperaturno cementiranje. Tudi sovjetska strokovna literatura opozarja na široki razmah visokotemperaturne cementacije zlasti v plinih. Načini cementiranja in vrste jekel Cementacijsko sredstvo in naprava: Zaradi večje industrijske uporabnosti smo se odločili za plinsko cementacijo. Po več preizkusih z mešanicami mestnega plina z dušikom, butanom in pro-panom smo ugotovili, da je sam mestni plin zelo ugodna plinska mešanica, le da nekoliko preveč saji. Cementirali smo v vodoravni retorti z dovodom in odvodom plina na eni strani, zato je plin sajil ponajveč že v dovodni cevi in jo mašil. Zato smo predhodno speljali plin skozi retorto z železnimi kosi, ter jo segrevali na 900° C. Slika 1 kaže 1 - peč za odsajenje 2- rotametra 3- retorta 4- komorna peč 5- dušik 6 in 7- kontrolnik in regulator temperature Slika 1 Shema cementacijske naprave shemo cementacijske naprave. Plin je šel skozi odsajevalno retorto in rotameter v cementacijsko retorto, na koncu odvodne cevi smo ga sežigali. Vzporedno s plinsko napeljavo smo napeljali tudi dušik za splakovanje retorte po končanih preskusih in pri direktnih kaljenjih. Temperaturo smo uravnavali s termoelementom v peči, nadzorovali pa s termoelementom, ki je v retorti segal do vzorcev. Sestava mestnega plina je na tabeli 1. TABELA 1 — Sestava mestnega plina %CO %H2 % CH, %C„H„ %C02 %N2 %03 18,7 53,6 4,4 3,6 5,6 13,7 0,4 Nismo ugotavljali najugodnejšega pretoka plina skozi retorto. Pri vseh cementacijah je bil pretok, ki ga je kazal rotameter, 120 l/h: ker je pa rotameter umerjen za zrak s spec. težo 1,293 kg/m3, je bil resnični pretok plina s specifično težo 0,687 kg/m3 večji, in sicer 165 l/h. 1000 oJ 800 600 OJ E 400 1 \ < \ \ v > / \ \ V \ I / J 1 2 5 3 10 12 14 Čas v urah Slika 2 Naraščanje temperature vzorcev Temperaturni in časovni režim cementacij: Vzorce smo cementirali na 900, 950 in 1000° C v različnih časih: 2, 4, 6 in 8 ur. Vzorce smo segrevali obenem z retorto oziroma s pečjo, ker tako najbolje ustreza razmeram industrijskih cementacij v talilnih pečeh. Slika 2 kaže naraščanje temperature vzorcev. Čas cementacije smo začeli meriti, ko je dosegla temperatura 900, 950 oziroma 1000° C. Upoštevati pa moramo, da so bili vzorci, ki smo jih cementirali npr. na 1000° C, predno so dosegli to temperaturo, že dve uri v temperaturnem območju 850 do 1000° C, v katerem je že potekala tudi cementacija. Vzorce smo hladili s počasnim premeščanjem v hladni del retorte. Vzorci so bili valji, premera 20 mm in dolžine 50 mm. Jekla: izbrali smo dve talini jekla C. 4320 in eno talino jekla č. 7420, katerih kemično sestavo kaže tabela 2. TABELA 2 — Kemična sestava preskušanih jekel Element C. 4320 Talina 1 C.4320 Talina 2 C.7420 C 0,15 0,18 0,19 Si 0,32 0,27 0,27 Mn 1,04 1,14 0,73 P 0,03 0,024 0,02 S 0,019 0,021 0,016 Cr 0,96 0,84 0,43 Ni 0,13 0,14 0,14 Mo 0,07 0,06 0,45 Al 'nctopen 0,006 0,004 0,004 Al -rlltopen 0,017 0,031 0,003 Velikost zrn 5 6 8 Določitev osnovnih parametrov cementiranja pri različnih temperaturah Gradient koncentracije ogljika: Slike 3, 4 in 5 kažejo, kako se spreminja količina ogljika v glo- 2,i 2,0 > 1,6 S 1,2 oj I" 0,8 I 0,4 0,4 1 2 Globina v mm --- — - E t ' | - 1 1 1 > i 0 2 4 S povečanjem cementacijske temperature od 900 do 1000° C se torej poveča hitrost cementiranja približno za 100%. To je razumljivo, ker je tudi gibljivost ogljikovih atomov pri višjih temperaturah večja. J. Pomey navaja sledeče koeficiente difuzije ogljika v železu: pri 900° C 4.10—7, pri 950° C 9.10-7 in pri 1000° C 20.10-7 Cm3/s. Čas cementacije v urah Slika 3 Količina ogljika v cementirani plasti po različnih temperaturah in časih cementiranja in globina cementacije v odvisnosti od časa cementiranja za jeklo Č. 4320, talina 1 bino po različnih časih cementiranja pri temperaturah 900, 950 in 1000° C. Desni del diagramov pa kaže odvisnost cementacijske globine od časa cementiranja pri različnih temperaturah. Količine ogljika smo ugotavljali s kemično analizo odstru-ženih plasti. Globine cementacije, katere navajamo, so tiste globine, do katerih padejo količine ogljika na 0,3 °/o. Globina cementacije narašča z višjo temperaturo cementiranja in z daljšim časom. Med preiskovanimi jekli ni bistvene razlike, zato navajamo v nadaljnjem poprečne podatke. Globina cementacije je po doseženi cementacijski temperaturi 900 in 950° C okoli 0,32 mm, pri 1000° C pa okoli 0,65 mm. Od 2. do 8. ure cementiranja pa so hitrosti cementiranja, izražene v mm/h kakor sledi: pri 900° C... 0,085 mm/h (indeks 100) pri 950° C... 0,135 mm/h (indeks 159) pri 1000° C... 0,166 mm/h (indeks 196) 2 4 6 Globina v mm Čas cementacije v urah Slika 4 Količina ogljika v cementirani plasti po različnih temperaturah in časih cementiranja in globina cementacije v odvisnosti od časa cementiranja za jeklo C. 4320, talina 2 Standardna cementacija: Za standardno cernen-tacijo smo vzeli cementacijo z 0,3C v globini 0,8 mm. Ta je dosežena (slika 6) — pri 900° C po 6 urah cementiranja, — pri 950° C po 3 urah cementiranja in — pri 1000° C po 1 uri cementiranja. Tudi v standardni cementaciji niso bistvene razlike med talinami, razen pri 1000° C. Kljub temu smo vzeli poprečja, da smo lahko skupaj cementirali preskušance za poznejše mehanske preiskave. Površinske količine ogljika: Za površinsko količino ogljika smo vzeli poprečno količino ogljika v 0,1 mm debeli površinski plasti ali približno količino ogljika v globini 0,05 mm. Rezultati so raz- 1,4 1,2 1,0 0,8 > 0,6 D S o, i o °>2 C I 0 'A 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0 Jeklo C. 7420 . ___J Temperatura cementacije 900°C * ' ' W 2 1 \\ g Cas cementacije v urah 0,19 %C 950°C " \ £ cementacije v urah \ XK9 \ _ 0.19 %C I - 1000°C _ - ! " g Čas cementacije i/ uraR X\\ 8 I 0,19 i!' I l I 1 2 2,4 2,0 1,6 ',2 0,8 0,4 E 0 E 2,0 o S S 16 cu 'g1 12 —- < -4 — ■ ____Y _ ___ _ / < 6 8 Globina v mm. Slika 5 Količina ogljika v cementirani plasti po različnih temperaturah in časih cementiranja in globina cementacije v odvisnosti od časa cementiranja za jeklo C. 7420 > CJ ^ -C n a o- D a N > E D a £ C 00 a> cT E ai ' C u t/i o o cn x_> °-°Č. 4320 , talina 1 ------• Č. 4 320, talina 2 \\ *......-a Č. /421) V\X v- \ 900 950 1000 Temperatura cementacije v °C vidni iz diagramov na slikah 3, 4 in 5 ter iz diagrama na sliki 7. Pri krom-manganovem jeklu Č. 4320 opazimo izredno velike površinske količine ogljika, posebno po cementaciji na 950° C. Znano je, da tvori krom teže raztopne karbide, ki so do temperatur okoli 950" C še izločeni iz trdne raztopine. Domnevamo, da so odločilni činitelji za površinsko količino ogljika jakost adsorpcije, topnost karbidov in hitrost difundiranja ogljika v notranjosti. Pri temperaturah okoli 950° C prevladuje adsorpcija ob še nepopolni topnosti karbidov, zaradi česar se kopiči ogljik na površini. Nad 950° C pa začne prevladovati povečana difuzijska hitrost ogljika ob povečani ali popolni topnosti karbidov. Krivulje za ogljik po cementacijah na 1000° C na slikah 3 in 4 kažejo pri daljših časih (4, 6 in 8 ur) težnjo k položnosti tik pod površino, kar pomeni, da je odvajanje ogljika v notranjost večje od adsorpcije na površini. 2,2 2,0 Č 1,6 Čas cementacije v urah > 1/» CT 1,2 O O •5 1,0 o o,& v Cas cemen- tacije 2 un Č A320-1 Č 4320^*2 A-----A Č 7A20 _/J, /// // // f / 1 L ure - T ' 1 5ur — e- A A / \ / A \. -t / —>? i / > / \ M / // > i A--- 900 950 1000 900 950 1000 900 950 1000 900 950 1000 Temperatura cementacpe v °C Slika 7 Površinske količine ogljika v odvisnosti od temperature in časa cementiranja Površinske količine oglika so na prvi pogled zelo velike. Vendar so pomembne le tiste površinske količine ogljika, ki jih dobimo po standardnih cementacijah na 900, 950 in 1000° C. Te so navedene v tabeli 3. TABELA 3 — Površinske količine ogljika po standardnih cementacijah Slika 6 Standardna cementacija v odvisnosti od temperature Površinska količina ogljika v % po standardni cementaciji na: 900° C 950° C 1000' C C. 4320, talina 1 1,0 1,15 0,85 C. 4320, talina 2 1,08 1,25 0,85 Č.7420 0,98 1,07 0,85 4 ure Slika 8 Strukture površine in jedra po cementaciji na 900^0 za jeklo č. 7420 2 uri Opomba: Za standardno cementacijo pri 1000° C, ko je potrebni čas le 1 ura, smo površinsko količino ogljika interpolirali iz krivulj. Če upoštevamo večkrat potrjeno pravilo, da naj površinska količina ogljika ne preseže 0,9%, so količine pri 900 in 950° C res nekoliko prevelike. Pravilo se opira na neugodni vpliv neraztopljenih ali celo mrežasto oblikovanih karbidov na mehanske lastnosti kaljene plasti. Ta pojav je najbolj izrazit, če kalimo cementirano jeklo iz temperature, ki je za cementirano plast optimalna. Če pa kalimo jeklo direktno iz cementacijskih temperatur nad 900° C, pri katerih se karbidi ne izločajo, ali pa le malo, ne more škoditi nekoliko povečana površinska količina ogljika. Pri cementacijskih temperaturah nad 950° C pa pridemo v območje temperatur, ki dajo po standardni cementaciji optimalno površinsko količino ogljika. Metalografske preiskave Popolno metalografsko preiskavo vseh cemen-tiranih vzorcev smo opravili za jeklo Č. 7420 (slike 8, 9 in 10). Zrnatost cementirane plasti postaja pri višjih temperaturah cementiranja le malo grobejša. V strukturah jedra pa opazimo pri višjih cementacijskih temperaturah in daljših časih rast kristalnih zrn. Rastejo le posamezna zrna, ki se čas cementacije Površina Temperatura cementacije: 900" C Jedro pri ohlajevanju transformirajo bainitsko. Popolna grobozrnatost ne nastane niti po 8-urni cementaciji na 10003 C. Najpomembnejša je pa seveda primerjava med strukturami po standardni cementaciji pri različnih temperaturah. Po 6 urah cementiranja na 900° C je struktura normalno drobno-zrnata, po 3 urah na 950° C prav tako (šele po 4 urah opazimo prve pojave grobozrnatosti), po 1 uri cementiranja na 1000° C pa je rast zrn verjetno tudi šele v začetni fazi — na sliki 10 je me-talografska podoba strukture po 2 urah cementiranja in vidimo le malo grobejših zrn. Lahko ugotovimo, da je jeklo Č. 7420 zelo odporno proti rasti kristalnih zrn in zato primerno za visokotemperaturno cementacijo do 1000° C. Sklepi Z dvema talinama jekla Č. 4320 in eno talino jekla Č. 7420 smo izvršili vrsto preiskav visokotemperaturne cementacije. Rezultati so sledeči: Hitrost cementiranja se od 0,085 mm/h pri 900° C poveča na 0,166 mm/h pri 1000° C. Z upoštevanjem cementiranja med segrevanjem vzorcev dosežemo standardno cementacijo (0,3% C v globini 0,8 mm). — pri 900° C po 6 urah cementiranja, — pri 950° C po 3 urah cementiranja in — pri 10003 C po 1 uri cementiranja. Slika 9 Strukture površine in jedra po cementaciji na 950° C za jeklo Č. 7420 Površina Temperatura cementacije: 1000° C Jedro Slika 10 Strukture površine in jedra po cementaciji na 1000°C za jeklo č.7420 Temperatura cementacije: 950 C Jedro Kako dolgo bo trajala celotna toplotna obdelava (segrevanje in cementiranje) pa je odvisno tudi od vrste peči oziroma od tehnologije. Nedvomno bo najuspešnejša in najbolj gospodarna visokotemperaturna cementacija takrat, ko je segrevanje na temperaturo čim krajše in ko želimo velike cementirane globine. Površinska količina ogljika je največja po ce-mentaciji na 950° C, posebno pri kromovem jeklu Č. 4320. Vendar po standardni cementaciji tudi po tej temperaturi ne preseže 1,25 '°/o C. V tem pogledu je najugodnejša temperatura 1000° C, pri kateri dobimo na površini po standardni cementaciji 0,85 Vo C. Upoštevati je treba, da smo vršili preskuse z nespremenjeno plinsko mešanico, ki so- razmerno ostro cementira. Za industrijsko proizvodnjo so vsekakor priporočljivi plinski izviri z možnostjo spreminjanja cementacijske aktivnosti plina. Jeklo C. 7420 ne kaže bistvenega povečanja kristalnih zrn po standardni cementaciji pri višjih temperaturah. Literatura: 1. C. ALBRECHT: Salzbadkohlung bei extrem hohem Temperaturen, HTM, 16 (1961), zv. 1 2. B. FINNERN: Vergleich der Dauerfestigkeit und Massanderung nach Aufkohlen bei 930 und 980° C. HTM, 17 (1962), zv. 1 Franc Cerne dipl. inž. Železarna Ravne DK 621.785.66 ASM/SLA: W 28 p — 17.57, 1.54; 11.(80) Tekoča kalilna sredstva, opis in kontrola V članku je iz literature zbran (pregled o lastnostih tekočih ohlajevalnih sredstev (voda, raztopine in olja) s stališča ohlajovalnih sposobnosti in uporabnosti. Podana je kritična ocena posameznih skupin in napotlki za orientacijo pri izbiri teh sredstev za toplotno obdelavo jeiklenih izdelkov. Pri tem so upoštevani najnovejši izsledki pri preiskavah z modernimi metodami. Opisane oziroma naštete so tudi vse metode preizkušanja tekočih sredstev, predvsem kalilnih olj tako termične, metalurške, tehnološke in fizikalno-kernijske metode. Uvod Jeklene izdelke ohlajamo zelo različno, pač odvisno od tega, kaj hočemo pri tem doseči. Da bi jekleni izdelek kalili, ga iz kalilne temperature primerno hitro ohlajamo; ohlajamo ga s hitrostjo, ki je enaka ali večja od kritične ohlajevalne hitrosti. Ker pa je kritična ohlajevalna hitrost odvisna od sestave oz. legiranosti jekla, moramo za kaljenje imeti na razpolago ohlajevalna sredstva z različno ohlajevalno sposobnostjo. Pri tem moramo seveda upoštevati, da pri kal j en ju jeklo ohlajamo tako hitro, kot je potrebno, torej ne z veliko večjo hitrostjo, kot je njegova kritična ohlajevalna hitrost. Enakomerno kaljenje dosežemo le tedaj, ko sta izpolnjena naslednja dva pogoja': 1. točno držanje kalilne temperature in časa za popolno avstenitizaoijo in 2. točno držaoje temperature in ohlajevalne sposobnosti kalilnega sredstva. Ta dva pogoja sta odločilna pri vsakem kalje-nju. Prvemu pogoju je možno ugoditi le s primerno dobro pečjo in regulacijskimi napravami. Težje je ugoditi drugemu pogoju. Ohlajevalna sposobnost se spremeni ob veliki obremenitvi tekočine, ko naraste temperatura tekočine, ali npr. z dona-šanjem kalilnih soli v ohlajevalno kopel. Tu je potrebno še poudariti, da ni jasnih predstav o vplivu materiala in dimenzij kosa na ohlajevalno sposobnost sredstva. TEKOČA OHLAJEVALNA SREDSTVA Kalilna sredsta delimo po njihovem vrelišču. Temperaturno območje vrelišča pa se lahko nahaja2 npr.: — nad kalilno temperaturo jekla (solne in kovinske kopeli) — pod temperaturo okolja (zrak, dušik) ali — kalilno sredstvo vre med samim kailjenjem (voda, kalilna olja). Ohlajevalna sredstva lahko razvrstimo po njihovi ohlajevalni sposobnosti. Kvalitativno se tako lahko razporedijo po doseženih mehanskih lastnostih, npr. po raztržni trdnosti. Tako razvrstitev ohlajevalnih sredstev prikazuje slika 1. Vrednosti so dobljene takole: valjasti vzorci jekla so kaljeni v posameznih sredstvih; nato je tem vzorcem določana raztržna trdnost. Vzoroi so izdelani iz jekla z različno vsebnostjo ogljika.1 Modna raztopina Voda Raztopina soli sol' ! Aquasa! 10 7.) (As 135, 50 7„) teebnost ogljika » °U Slika 1: Trdnost C - jekel, odvisna od ohlajevalnih sredstev Ohlajevalna sredstva lahko razvrstimo tudi z metodo srebrne krogle (ki je opisana v poglavju Ohlajevalna sredstva), pri čemer iz ohlajevalnih krivulj za posamezna sredstva določimo ohlajevalno sposobnost v kritičnih območjih ohlajanja (npr. v perlitnem območju). Naslednja tablea prikazuje maksimalno ohlajevalno hitrost v 0 C/s za posamezna sredstva«: Ohlajovalno sredstvo Maksimalna temperatur pri 20» C hitrost^ohlajanja obmo?juTcr' Solne raztopine (ca. 10 o/o) 2000 — 2700 500 — 600 Voda 1400 — 1700 300 — 400 Solne raztopine (ca. 50 o/o) 700 — 1000 400 — 700 Legirana olja 350 — 400 400 — 600 Topla kopel (ca. 200° C) 200 — 300 650 — 750 Navadna olja 150 — 300 450 — 550 Kvantitativno lahko ohlajevalna sredstva razvrstimo po Grossmanriovem faktorju ohlajevalne intenzivnosti H. Naslednja tabela po Grossmannu podaja te H - vrednosti za mirno in gibajočo se kopel.1 V tabeli so navedene tudi priporočljive optimalne temperature. Metoda določanja H - vrednosti je opisana v poglavju Intenzivnost ohlajanja. H (svetel kos), mirna H pri _ . Ohlajevalno kopel 20" C zelo Primerno tempe- sredstvo pri tempera- močno raturno območje turi mešanje koPeli 20° C 80° C 2. Pri kaljenju v čisti vodi naj temperatura vode po možnosti ne prekorači 20° C. Nad to temperaturo ohlajevalna intenzivnost vode zelo hitro pada. Izogibati se moramo kaljenju v topli ali celo vroči vodi. 3. Le girana olja imajo zaradi dodatkov posebno visoko ohlajevalno intenzivnost. Stremi se za tem, da bi izdelovali olje z ohlajevalno intenzivnostjo 0,5 pri ugodni temperaturi. 4. Pri kaljenju v olju se s povišano temperaturo poviša ohlajevalna intenzivnost H do optimu-ma. Legirana olja imajo bistveno višje vrednosti, z mešanjem pa se te vrednosti še povečajo. Priporoča se, da je ob začetku kaljenja temperatura olja vsakokrat približno 30^ C nižja, kot je za posamezno olje njegov optimum, ker med kaljenjem temperatura olja naraste zaradi toplote, ki se v olje prinese z vročimi kosi. 5. Ohlajevalna intenzivnost toplih solnih kope-peli ustreza približno vrednostim za navadna olja, se pa često še zniža med uporabo z donašanjem tujih soli. Potrebno je poudariti, da H - vrednosti niso enake pri vseh temperaturah ohlajanja. Kalilna olja imajo pri nižjih temperaturnih območjih nižje H-vrednosti. Slika 2 to jasno predstavlja.' Tu se tudi lepo ločijo legirana olja od navadnih nelegi-ranih. Legirana olja za kaljenje Navadna kalilna olja Topla solna kopel 0,45 0,49 ocenjeno 1—1,5 0,24 0,33 0,6—0,8 pri 200° C sveža ca. 10 %> zamazana do 100° C ' posameznih primerih višje do 130° C glede na viskoznost 0,4 0,2 Vodne raztopine soli (ca. 10%,) 1,8-2,2 7,5 do 70" C 0,07 Voda 1,0 (pri 3—6 pod 70° C 75° C Slika 2 Iz tabele so možne nasleidnje ugotovitve: 1. Ohlajevalna intenzivnost H je največja za 10 "/o solne raztopine, prav tako tudi 10 «/o natrijev lug. Ohlajevalna intenzivnost je konstantna do približno 50° C, močneje pade šele pri temperaturi nad 85° C. Zato se kot primerno temperaturno območje predlaga do maksimalno 70° C. 700-400 400-300 300 200CC Merjeno temperaturno območje Tu je potrebno opozoriti na prednost, ki jo imajo olja, t. j., da je ohlajevalna intenzivnost H v temperaturnem območju tvorbe perlita relativno visoka in se zniža s padcem temperature. Za obe Slika 3 10 % aqua 10 % NaOH 10% NaCl ' sal K K N \ ^ v N /7 voda 0°C( voda 18 °C' voda 25°C< y>Cemulzija (10% olja ) \ /-Ar /'Jr voda 50°C< voda 75°C' legirana olja nelegirana 700-400 300-200 CC Merjeno temperaturno obmodje SI. 2 in 3: H - vrednosti uporabnih ohlajevalnih sredstev vrsti olj je v martenzitnem območju nižja od 0,1. Iz tega sledi, da je v območju tvorbe martenzita precej manjša intenzivnost ohlajanja in s tem tudi toplotne napetosti. S tem je tudi manjša nevarnost za deformacije in razpoke. Če upoštevamo, da je faktor ohlajevalne intenzivnosti vode pri 18° C 1, potem so za ostala tekoča ohlajevalna sredstva te vrednosti predstavljene na naslednji sliki 3 za dve temperaturni območji.1 Razlikujemo v bistvu tri skupine tekočih ohlajevalnih sredstev za kaljenje1: a) Skupina raztopin soli v vodi z vsebnostjo soli 10—15'%. Ohlajevalna intenzivnost te skupine je v odločilnem območju temperatur 700 do 500° C zelo velika, 2 in več. Razpok je manj kot pri kaljenuj v vodi, ker se parni plašč tvori, a ohlajevalna intenzivnost v območju tvorbe martenzita je manjša. b) Ohlajevalna intenzivnost vode je v posameznih temperaturnih območjih nenavadna in celo neugodna. Ravno ta pregled H - vrednosti pojasnju- je, zakaj so mehka mesta, lisavost in razpoke posledica kaljenja v vodi. Čim višja je temperatura vode, tem manjša je H - vrednost v temperaturnem območju 700—400° C (precej pod 1), a v območju tvorbe martenzita je še vedno 1, t. j. višja. Pri višji temperaturi vode se tvori obstojnejši parni plašč. Ohlajevalna hitrost naraste prav v nevarnem območju, t. j. v območju tvorbe martenzita. To je potrebno posebej poudariti pri emulziji vode z 10 °/o olja in pri milnici, kjer je stanje še bolj neugodno. (Zato je zelo nevarna navada ka-lilcev, da si po končanem delu z milom umijejo roke v kalilni vodi. Taka voda je pravd strup za kaljenje.) c) Tretjo skupino predstavljajo kalilina olja, kjer se med seboj jasno ločijo navadna nelegira-na in legirana (ostra) olja. Pojavi na površini jekla med kal j en jem Ob potopitvi vročega kosa v tekoče ohlajeval-no sredstvo se zvrstijo tri ločene faze druga za drugo, kot kaže ohlajevalna krivulja na sliki 4 za jedro jeklenega valja manjšega premera pri ka-Ijenju v mirni vodi (56UC).' SI. 4: Primerjava krivulj: ohlajanja (jekleni valj) in ohlajevalnih hitrosti (Ag krogla) V temperaturnem območju od 800 do 600° C leži faza A, t. j. faza tvorbe parnega plašča. Vroč kos je ovit s parnim plaščem in s tem izoliran. Zato je ohlajevalna hitrost tedaj relativno nizka. Ta pojav si lahko razlagamo tudi s plesanjem vodne kapljice na vroči plošči. V temperaturnem območju med 600 in 300° C nastopa faza B, takoimenovana faza kuhanja, ko se razdre parni plašč in na jekleno površino doteka voda iz okolice. Ne nastaja več stabilni pami plašč, ampak na novo stvor j eni parni mehurčki sproti odhajajo od kosa; tekočina kuha. Za to fazo je značilno močno odvajanje toplote in to tem močneje, čim večja je uparjalna toplota tekočine. Hitrost ohlajanja v "C / s , i Cas ohlajanja jekLenega valja v vodi 56 °C (spodnja skala) Hitrost ohlajanja Ag krogle v vodi 60QC (zgornja skala) sekundah V tretji fazi C, v temperaturnem območju pod 300° C, je temperatura koisa padla že tako nizko, da se parni mehurčki ne morejo več tvoriti. Ohlajanje se nadaljuje le še z odvajanjem toplote in s konvekcijo. Hitrost ohlajanja je tedaj že razmeroma zelo nizka in neprekinjeno počasi pada. Na tej sliki 4 je vnesena tudi krivulja ohlaje-valnih hitrosti vode med celotnim ohlajanjem. Ta krivulja je narejena v Max-Planokovem inštitutu s srebrno kroglo. Ujemanje vse treh faz ohlajanja ni ravno točno, vendar je zadovoljivo. Razvoj vseh teh treh faz ohlajanja je možno prav lepo zasledovati med kaljenjem v čistem olju (ali tudi vodi) v stekleni posodi4. Pri tem je možno jasno ločiti konec faze A, ko se lep, gladek in kompakten parni plašč nenadoma začne drobiti in se mehurčki razširjajo v okolico tekočine in tam zginevajo. Ko se na površini jekla prenehajo razvijati parni mehurčki oziroma ko jih v tekočini ni več, je konec faze B in tekočina samo še struji ob površini ko'sa. Končno je olje čedalje bolj mirno. Če olje ni pretemno, se proces lahko filma s kamero večje hitrosti. Seveda je to možno izvesti tudi pri ohlajanju v vodi. Idealno kalilno sredstvo naj ima veliko hitrost ohlajanja v fazi odvajanja parnega plašča in zmernejšo hitrost v končnem temperaturnem območju.3 Voda in vodne raztopine anorganskih soli imajo največjo ohlajevalno sposobnost. Ker se ta visoka ohlajevalna hitrost obdrži še do nizkih temperatur, se uporaba vodnega kaljenja omejuje na preproste kose in površinsko kaljenje jeklenih izdelkov. Pri navadnem olju je parni plašč obstojen dalj časa kot pri vodi. Ostra kalilna olja imajo večje ohlajeval ne hitrosti, bližje vodi in večje kot navadna olja. Imajo pa manj stabilen parni plašč kot navadno olje. nosti oblike kosa, ki ga kalimo, in od temperature vode za kaljenje. Povzroči neenakomerno trdoto in neugodno razporeditev napetosti, iki lahko povzroče deformacije in razpoke. V vodi kaljeni jekleni deli lahko zarjavijo, če jih takoj ne zaščitimo z zaščitnim sredstvom. Da bi pri kaljenju v vodi lahko dobili rezultate, ki jih je možno ponoviti, moramo kontrolirati temperaturo, mešanje in onesnaženje. Temperatura vode naj bo okoli 15 do 25° C. Tedaj je omogočeno dosegati enotne ohlajevalne sposobnosti in enakomerne rezultate. Kot se vidi na sliki 5, površinska ohlajevalna sposobnost vode strmo pade, ko naraste temperatura vode. Vroča voda ima nizko ohlajevalno sposobnost, ker se bližamo vrelišču in ohlajevalni učinek je podoben učinku vodne pare (glej sliko 3). Temperatura v °F Voda Kot kalilno sredstvo doseže navadna voda maksimalno ohlajevalno hitrost, ki je v tekočinah dosegljiva. Njena prednost je ta, da ni draga in je taikoj uporabna, je lahko dostopna brez problemov okoli onesnaženja ali nevarnosti za zdravje. Voda je učinkovito sredstvo za luščenje škaje z jeklenih izdelkov, ki se kalijo iz peči, v katerih se ne uporablja varovalna atmosfera.5 Ena od slabih strani navadne vode kot kalil-nega sredstva je, da hitro ohlaja v majhnem temperaturnem območju, v katerem se rade pojavljajo deformacije in razpoke. Zato je uporaba vode vedno omejena na kaljenje enostavnih, simetričnih kosov iz plitvo kaljivega jekla (ogljikova in nizko legirana jekla). Druga slaba stran pri uporabi navadne vode je ta, da se faza A (tvorba parnega plašča) (slika 4) lahko precej podaljša. To podaljšanje je odvisno od stopnje komplicira- Mešanje je važno pri kaljenju v vodi, ker odstranjuje parne mehurčke od kosa in k njemu usmerja hladnejšo vodo. Meša se lahko z mehanskim vijakom, cirkuiacijsko črpalko, s kontroliranim pretokom ali s kombinacijo teh metod. Onečiščenje kaiMlne vode z 'raztopljenimi solmi ugodno poveča ohlajevalno sposobnost, ker soli močno zmanjšajo obstojnost parnega plašča. Nasprotno pa onesnaženje z raznimi mili, algami, blatom in emulzijami zmanjša ohlajevalno sposobnost z zadrževanjem parngea plašča, kar preprečuje dostop hladilni vodi do površine jekla. Raztopljene soli, ki so nanesene iz aktivnih solnih kopeli v kalilni bazen, lahko motijo zaprti črpalni sistem ali zmanjšajo koristni volumen vode v kalilnem bazenu. Priporoča se periodično čiščenje ali zamenjava vode. 0 0 20 40 60 80 100 Temperatura v 0 C SI. 5: Približna ohlajevalna sposobnost vode pri zmernem mešanju, odvisno od njene temperature (ASM) Slana voda Kot kalilno sredstvo je slana voda vodna raztopina, ki vsebuje različne odstotke soli (natrijev ktorid ali kalcijev klorid) skupno s posebnimi dodatki in antikorozijiskimi inhibitorji.5 Seveda pa lahko taka kalilna voda vsebuje namesto soli druge anorganske spojine. Slana voda ima pred navadno vodo in oljem naslednje prednosti:5 — ohlajevalna sposobnost je večja kot v vodi pri enakem mešanju, — temperatura je manj kritična kot pri navadni vodi, zato ni potrebna tako ostra kontrola, —■ zaradi manjše stabilnosti parnega plašča se manj pojavljajo mehka mesta in lisavost, — deformacije so manj resne kot pri kaljenju v vodi, — hlajenje slane vode ni tako nujno kot pri navadni vodi, — medtem ko je pri bazenih s kalilnim oljem in vodo običajno potreben vijak za mešanje, pri slani vodi ni nujen. Slabosti kaljenja v slani vodi običajno ne preprečijo njene uporabe, ker je kaljanje v slani vodi uporabno samo tam, kjer kaljenje v olju ali navadni vodi ne daje želenih rezultatov. Nekatere od slabosti so:5 — Korozijska narava slane vode zahteva, da so kalilni bazen, črpalka, prenosni mehanizmi in ostale naprave, ki so v stalnem dotiku s slano vodo, zaščiteni pred korozijo ali izdelani iz korozijsko obstojnih kovin (bakrene zlitine ah nerjavno jeklo). — Potrebne so posebne naprave za odvajanje korozijskih par, ki nastajajo nad slano vodo, da bi zaščitili sosednje stroje in precizne naprave. — Stroški za slano vodo so višji kot za navadno vodo, posebno za dodatke in korozijske inhibitorje. — Stroški narastejo tudi z laboratorijsko kontrolo raztopin. — Večja je nevarnost pred zastrupitvijo in požarom, posebno če se uporabijo kaustične mešanice. Ohlajevalna sposobnost slane vode je zelo odvisna od koncentracija anorganske spojine v vodi. Jeklena valjasta proba (0 12,7 mm, dolžina 50,8 mm) se v raztopini s 5 % (utežnih) NaOH pri 20» C od 870 do 200° C ohladi v 0,31 sekunde. Pri istih pogojih se v raztopini s 5 °/o NaCl ohladi v 0,48 sekunde, v navadni vodi pa v 1,2 sekunde. NaCl je cenejši, delo z njim je varnejše in lažje kot z NaOH, zato se mu daje prednost. Raztopina CaCh (s 5—20 o/o ut.) doseže podobno ohlajevalno sposobnost kot NaCl. V naslednji tabeli so podane hitrosti ohlajanja od 875 -do 727° C za nekatere vodne raztopine soli, če je temperatura raztopine 20° C; uporabljen je jeklen vzorec z 0,95 % C, dimenzijami 0 12,7 mm in dolžino 50,8 mm.5 Kemikalija Utežni % Ohlajanje jedra v 0 C.'sekundo Voda 100 do 120 NaOH 2,5 197 NaOH 5,0 202 NaOH 11,5 202 NaOH 16,5 207 NaCl 5,0 171 NaCl 10,0 197 CaOla 5,0 171 CaCL> 10,0 193 CaCb 20,0 171 NaCOs 10,0 171 HC1 5,0 152 HC1 12,5 152 HC1 20,0 97 HC1 36,0 pod 51 Hl-SOI 5 do 20 143 do 152 H2SO4 30,0 93 H-SOi 95,0 77 Ugotovljeno je, da je pri kaljenju od vseh slanih vod najučinkovitejša raztopina z 9 °/o (ut.) NaCl, vendar se v nekaterih kalilnicah uporablja bUKd b 15] 20 25" 'Cas v sekundah Slika 7 2 4 6 8 10 12 14 16 Čas v sekundah SI. 6 m 7: OhlajevaLne krivulje za slano vodo in vodo 7, NaCl) Jeklo 0,95 7. C 12,7 mm O o <71 <71 o •o r t /. / / / #— / / f A / / / / jedro * s —"H iina -10 0 +10 20 30 Temperatura slane vode v °C 40 m u o "D O g" ■ S. o 20 4000 3000 Temperatura slane vode v 40 60 8< 100 2000 1000 površina ---- jedro ----- - 7000 6000 5000 4000 o 3000 2000 i 1000 -10 0 +10 20 30 40 Temperatura slane vode v *C SI. 8: Vpliv temperature na kaljenje v slani vodi (5 % NaCl) Jeklo z 0,95« o C 12,7 mm 0 dolžina 50,8 mm, mešanje Naslednja slika 8 prikazuje še enkrat vpliv temperature slane vode (5«/« NaCl) na njeno ohlajevalno sposobnost na površini in v jedru vzorca s premerom 12,7 mm in dolžino 50,8 mm, iz jekla z 0,95 % C in na čas, ki je potreben za ohlajanje od 873 do 299° C. Slano vodo moramo tudi vzdrževati, tako koncentracijo soli z redno kemijsko analizo in obnavljanjem kot tudi čistočo. Za kaljenje jeklenih kosov iz cianidnih kopeli se slane vode ne uporablja, ker obstaja nevarnost škropljenja zaradi eksplozije. Prenašanje kloridnih snovi je manj škodljivo za raztopino NaCl kot za kaustično raztopino. Poleg vode in slanih vod se kot kalilne tekočine uporabljajo še raztopine polivinilnega alkohola v vodi. Uporablja pa se tedaj, ko kaljenje zahteva večjo ohlajevalno sposobnost kot naj-ostrejše olje, toda manjšo kot voda ali slana voda.5 Temperatura, posebno pa koncentracija te raztopine, močno vpliva na ohlajevalne karakteristike. Kalilna olja Kalilna olja lahko razdelimo v dva osnovna tipa: navadno olje in ostro legirano olje. Tretji tip pa je emulzija (voda — olje), ki je pa ne moremo razvrstiti po enakem sistemu. Posebnost so vroča olja za popuščanje. Navadno kalilno olje je produkt frakcionirane destilacije surove nafte in nima nobenih dodatkov (aditivov). Ostro olje pa je manj viskozno in vsebuje dodatke, ki omogočajo, da olje ostreje kali.5 Kalillna olja imajo v prvi fazi kaljenja stabilnejši parni plašč in relativno nizko hitrost ohlajanja v končni fazi kaljenja. Parni plašč se lahko razbije šele z močnim mešanjem, čeprav je učinek mešanja olja sorazmerno majhen. Z raznimi dodatki se zmanjša trdnost parnega plašča.0 Olje iima v fazi kuhanja oziroma vrenja razmeroma visoko ohlajevalno hitrost, vendar dva do trikrat manjšo0 od tiste, ki jo dobimo s kaljenjem v vodi. V končni fazi ohlajanja ima olje zelo nizko ohlajanja itle faktorji: specifična toplota, prevod-hitrost ohlajanja.« V tej fazi regulirajo hitrost nost in temperatura. Specifična toplota olj je polovico manjša od vode, a prevodnost je približno četrtina one, ki jo ima voda. Hitrost ohlajanja v tej fazi je v vodi desetkrat večja kot v olju. V tej fazi ima mešanje odločilen vpliv, veliko močnejši kot viskoznost (glej sliko 2). Vpliv lastnosti različnih kalilnih olj na karakte-irstike ohlajanja ni popolnoma poznan, vendarle je gotovo naslednje. Vrelišča večine olj so tako visoka, da majhne spremembe temperature olja malo vplivajo na trdnost parnega plašča. To je nasprotno pri pogojih kaljenja v vodi, ki ima nižje vrelišče kot olje. Pogoji kaljenja v vodi so tembolj občutljivi, čim manjša je razlika med vreliščem in temperaturo vode za kaljenje. V drugi fazi se jeklo celo hitreje ohlaja, če je olje toplejše, ker nižja viskoznost omogoči hitrejše odvajanje pare od jeklene površine. Vroče olje ima zelo nizko hitrost ohlajanja v tretji fazi, kar ugodno vpliva na zmanjšanje napetosti." Ohlajevalna sposobnost narašča z naraščanjem gostote in naraščanjem vrelišča. Ne glede na to, ali je olje navadno ali ostro, bi moralo biti obstojno proti razkroju, oksidaciji in ne bi smelo tvoriti usedlin. Olja se morajo izbirati po minimalni vrednosti vnetišča. Olja s prenizkim vnetiščem ne pridejo v poštev. Kolikor se temperaturo olja vzdržuje dovolj nizko, vnetišče ni najvažnejše." Ne glede na viskoznost se vsako olje do neke mere uparja, ko se vanj potopi vroče jeklo. Olje se vname, dokler se jeklo popolnoma ne potopi, a uparjeno olje se kondenzira ob hladnem olju. Kalilno olje se ne vname, če temperatura površine ne doseže gorišča.5 Viskoznost vpliva na ohlajevalne karakteristike. S povečanjem temperature se viskoznost rapiidno zniža. To prikazuje slika 9. Čim manjša je viskoznost kalilnega olja, tem manjše so izgube olja z izjnašanjem kaljenih izdelkov. Zato je važno Slika 9 o 30 o S 25- UJ • 2,0 1 0, navc dno Ije \ 20 Slika 10 40 60 .80 Temperatura olja v 100 120 Kinematidna viskoznost v cst 5 10 15 20 1,5 2,0 Viskoznost v SI. 9 in 10: Vpliv temperature na viskoznost in vpliv viskoznosti na izgube olja vzdrževanje primerne viskoznosti.5 Iz bazena se s kosi iznese 3 do 8 kg olja na eno tono kaljenih ksoov. Seveda je to odvisno od temperature olja in velikosti kosov. Naslednja slika 10 prikazuje te izgube,- Ostra olja imajo v splošnem nižjo viskoznost kot navadna olja.s Optimalna temperatura je odvisna od naslednjih faktorjev: vnetišče olja, zahteve čistosti, kontrola razkrajanja in obremenitev ter zahteve kaljenja. Maksimalna obratovalna temperatura se ravna po vnetišču olja. Za varno obratovanje kopeli se mora temperaturo kopeli vzdrževati najmanj 65° C pod vnetiščem olja. Z nizko obratovalno temperaturo pa preprečujemo oksidaoijo in razkroj olja in omogočimo čisto kaljenje. Kaljenje kosov z veliko površino v razmerju s prostornino zahteva zaradi velike obremenitve olja precej nižjo obratovalno temperaturo. Slika 11 0,4 120 l/l o C "O 100 t/i O > 80 V) i/i o X 60 o 40 V) > 20 0.3 0,2 0.1 navadno olje 2,5 °E / 50 °C ^00-400°C 40?)- 300 °C ^o300-200°C 50 100 150 200 c "O 0> 0,3 0,2 navadn 4,5 ° E o olje / 50 °C 700 - 400 tS 400 - 300° C 300-200^S> Slika 12 50 100 150 Temperatura olja v °C 200 SI. 11 in 12: H - vrednosti kalilnih olj v odvisnosti od merjenega temperaturnega območja in temperature olja Naslednja slika 11 prikazuje krivuljo faktorja ohlajevalne intenzivnosti v odvisnosit od temperature olja oz. optimalno temperaturo obratovanja olja z 2,5° E pri 50° C. Isto prikazuje tudi slika 12 za olje s 4,5° C pri 50° C.1 Z višjo temperaturo se res zniža viskoznost, vendar se s tem tudi poveča nagnjenost k tvorbi parnih mehurčkov. Slika 13 prikazuje dosežene trdnosti jedra Č. 1530 (C-45) v odvisnosti od temipertaure za vodo, legirano olje in navadno olje. Ugotovljeno je, da se optimalne temperature, dobljene z ugotavljanjem faktorja H, ujemajo z onimi, ki so ugotovljene z določanjem trdnosti jedra."1 100 rsl 90 E E S 80 70 X... I I H-vrednosti 1 0,7 legiranc olje I 0,18 0,49 / ,0,47 jC nelegi ano olj 045, \ 0,33 0.29 ° C ,24 ' Q07 \ yoda 50 100 Temperatura kopeli 150 SI. 13: Trdnost jedra okroglih palic č 1530 (C 45) v odvisnosti od odgovarjajočih H-vrednosti ohlajevalnega sredstva Onesnaženje olja je navadno združeno z razkrojem, ta pa je posledica oksidaoije ali neprimerne pečne atmosfere. Razkrajanje olja se kmalu opazi, ker se na kaljene kose useda blato (produkti razkroja). To usedanje je neprijetno, ker je blato težko odstraniti, a odloženo blato poslabša odvajanje toplote.5 Z določevanjem vnetišča lahko odkrijemo obseg razkrajanja. Za selekcijo kalilnih olj se v splošnem uporabljajo naslednji testi:6 specifična teža, viskoznost, vnetišče, gorišee, koksni test, energija emulgiranja in število umiljenja. Specifična teža je povezana s specifično toploto, toplotno prevodnostjo, uparilno toploto; vsi faktorji skupaj pa določajo hitrost ohlajanja v zadnjih fazah. Zaželen je čimmanjši koksni ostanek, da bi bilo olje čimbolj stabilno. Število umiljenja pa je odvisno od tipa olja. Dodateik mastnih olj (kot je repično) mineralnemu olju neznatno poveča ohlajevalno sposobnost, močno zmanjša stabilnost parne faze. čisto repično olje ima večjo ohlajevalno sposobnost kot skoraj vsako mineralno olje, posebno pri nizkih temperaturah. To pomeni, da so možne kalilne razpoke. Tu je potrebno poudariti, da se za kaljenje kosov, ki so ogrevani v solni kopeli, sme uporabiti le čisto mineralno olje. Alkalije solnih kopeli povzroče saponifikacijo olja in s tem hitro poslabšanje. Voda v kalilnem olju Sliki 14 in 15 prikazujeta vpliv vode, ki se nahaja v olju, na potek ohlajanja. Krivulje so posnete z vzorcem premera 12,7 mm dolžine 101,6 oz. 63,5 mm iz nerjavečega jekla, brez mešanja in z njim. Pri vsebnosti vode pod 0,15 o/o se pospeši ohlajanje v začetni fazi tvorbe parnega plašča, pri vsebnosti okoli 0,15o/o vode pa je parni plašč že obstojnejši. Pri višjih vsebnostih vode se intenziviranje ohla- Slika 14 20C Brez meianja Nerjavno jeklo 12,7 mm i. daliina 63,5 mm 20 3 0 v sekundch Slika 15 SI. 14 in 15: Vpliv vode v olju na ohlajanje janja pomakne k nižjiim temperaturam. Voda v olju popolnoma spremeni pogoje kaljenja v olju. Olje se peni tedaj, ko je v olju prisotna voda. Temperatura, pri kateri se prične olje peniti, je odvisna od fizikalnega stanja vode v olju, od temperature olja, od vrste olja. Večja količina vode v določenih delih oljnega bazena lahko povzroči eksplozijo zaradi nenadne tvorbe večjega volumna pare. Z močnejšo cirkulacijo taikega olja se zmanjša nevarnost eksplozije. Voda pride v olje lahko na več načinov:2 vdre iz vodnega hladilnika aH pa se kondenzira na pokrovu bazena in teče v olje. Vodo lahko odstranimo iz olja na več načinov:5 — dvignemo temperaturo olja do vrelišča vode (105—110u C), — pustimo, da se umiri in jo na dnu spustimo iz bazena, — olje centrifugiramo, — olje filtriramo. Filtrirana legirana olja se mora nato prekontro-lirati na vsebnost dodatkov. Prisotnost vode v emulzijah (olje—voda) zelo različno vpliva na ohlajevalne karakteristike. Kot je vidno na sliki 15, predstavljajo emulzije vode in olja najslabšo obliko vodnih in oljnih kalilnih sredstev. Emulzije z 10u/o olja in 90'%'vode zmanjšajo ohlajevalno intenzivnost pri višjih temperaturah (v primerjavi z navadnim oljem) v prvi fazi. Ohlajanje v naslednji fazi je v bistvu enako kot v vodi. V emulzijah z 90% topljivega olja in z 10°/o vode je ohlajevalna sposobnost -slabša po celem ciklusu (v primerjavi z navadnim oljem). Tople kopeli Houghtonova Mainhardtova naprava, ki je opisana v poglavju Intenzivnost ohlajanja, je pravzaprav konstruirana za dloočanje ohlajevalne intenzivnosti (H-vrednost) toplih solnih kopeli. Slika 16 jasno kaže vpliv tujih soli v soli AS 135 oziroma onesnaženje kopeli z donešeno kalilno in cementacijsko soljo (prenašanje s kaljenimi deli) na zmanjšanje ohlajevalne i ntenzivnosti. Onesnaženje povzroči močan padec H - vrednosti.1 AS - 135 Vsebnost tuje soli v */. SI. 16: H - vrednosti za toplo koipel AS 135 v odvisnosti od vsebnosti tuje soli in temperature kopeli Izbor kalilnih olj Izbor olja za kal jen je naj sloni na izkušnjah in obsežnih sistematičnih raziskavah, če izkušnje niso uporabne, se mora uporabiti eno ali več metod za preizkušanje. Najvažnejši kriterij za izbor kalilne- ga olja je zagotovitev ohlajanja in kaljenja brez razpok. Ostale ocene so velikost deformacij, cena končnega izdelka in dosežena mikrostruktura, posebno v cementiranih jeklih.8 Če ima jeklo zadostno kaljivost, bo popolnoma kalilo v navadnem olju, tedaj ne bo potrebno uporabiti dražjega ostrejšega olja. Če pa ima jeklo tako nizko kaljivost, da ne moremo niti v vodi doseči zadovoljivih rezultatov, potem tudi z ostrim oljem ne bomo rešili problema. Med tema ekstre-moma pa lahko veliko problemov ugodno rešimo z uporabo ostrega olja. Upoštevati pa moramo, da ostro legirano olje povzroča pri kaljenju več deformacij kot navadno olje. Primeren izbor kalilnih olj lahko precej poceni proizvodnjo:5 — z zmanjšanjem števila vrst jekel, ki so v uporabi, — z zmanjšanjem izmečka oziroma potrebne poprave izdelkov in •—■ z zmanjšanjem obsega čiščenja po kaljenju. Čeprav je bolj v navadi izbirati olje k jeklu, ki ga termično obdelujemo, je včasih nujno tudi obratno. Če imamo samo en bazen z ostrim oljem, potem zahteva to olje uporabo novega jekla s slabšo kaljivostjo. S tem so zmanjšane deformacije in stroški. Na izbor olja vpliva tudi obratovalna temperatura, ki se vzdržuje iz kakršnega koli vzroka. Ko izbiramo olje za kaljenje, si zelo lahko pomagamo z ohlajevalnimi krivuljami olj. Na teh krivuljah se vidi hitrost ohlajanja v posameznih temperaturnih območjih. Primer takih ohlajevalnih krivulj x 500 450 — *** S r —\ \ \ \B \ / / / j \ \ \ \ s s / * / / \__ \ S c V \ / \ / / I 60 40 20 0 20 40 Oddaljenost od jedra 1l0mm 6 SI. 18: Krivulje ohlajevalnih hitrosti (Ag^krogla 0 20 mm) kalilnih olj in dosežene trdote na jekleni palici 0 110 mm Pri izbiri olj pa si še bolje pomagamo s krivuljami ohlajevalnih hitrosti, ki jih posnamemo s srebrno kroglo. Za tri kalil na olja podaja take krivulje slika 18, ki so dobljene s srebrno kroglo premera 20 mm. A — navadno mineralno olje z viskoznostjo 4,5° E/50° C, B — ostro olje za kaljenje 400 300 200 100 I I I Temperatura olja:60°C r k / \ o / \ X "v \ /\ / / / / v\ C/' / / / / \\N \ ' I / . / / ' / A / _ S' 0 100 200 300 400 500 600 700 800 Temperatura v °C Temperatura olja 40°C Palice 10 mm 0 vsa tri olja prekalij« JJJJJTTJoljeA.. 4.5°E/53* C : oljeB-.3,5 °E / 50* C | oljeC... 3,5 °E/50'f 30 mm 0 SI. 19: Krivulje ohlajevalnih hitrosti (Ag krogla) kalilnih olj in dosežene trdote na jeklenih palicah (jeklo C 4830 — 50 CrV4) 0 100, 30 in 10 mm pa naj leži čim nižje, in to tem nižje, čim večji presek. Pri velikih presekih visokoležeči mak-simum Povzro^i večje toplotne napetosti in s tem -nrekomerne deformacije. Če hočemo kaliti ne sa-jjjo za dosego enakomerne trdote, temveč tudi brez Reformacij, ne sme ohlajevalni maksimum nastopiti Prej- kot je za najgloblje plasti jekla to potrebno in ne sme trajati dlje kot toliko, da so se plasti pretvorjene v martenzit.7 Tudi naslednja slika 20 nam lahko ilustrira izbor olja. Temperatura olja naj bo 60 dJo 1007 C. Zelo tanke liste in trakove se kali v olju s temperaturo do 120° C. Za kose, ki so zelo nagnjeni k deformacijam, je boljša uporaba toplega olja (150 do 200° C) kot solne kopeli,- Študij krivulje ohlajevalnih hitrosti za olja, ki ■ dobimo s srebrno kroglo, nam daje še naslednje zaključke o vplivih posameznih faktorjev na rezultate kaljenja in o vplivu faktorjev med seboj. ratnemibo faktorja .. . dosežemo Rezultat spremembe Sp __ Pomik maksimuma z višjo k nižjim tempera- ternperaturam turo, (v levo) manjšo viskoznostjo Pomik maksimuma z nižjo k višjim ternner temperaturam (v desno) tempera turo, večjo viskoznostjo pvig maksimuma (povečanje olilajevalne hitrosti) girša krivulja (širši maksimum) Višja temperatura olja višja trdota, večja prekaljivost nižja trdota -manjša prekaljivost višja trdota, manjša prekaljivost, večji vpliv temperature olja na trdoto večja prekaljivost, manjši padec trdote pri višji temperaturi olja maksimum se pomakne v levo, zmanjša se viskoznost, ojača stabilnost parnega plašča, zmanjša ohlajevalna sposobnost uporabljati 5 do 10 let. Sveže olje ima še veliko lahko hlapljivih ogljikovodikov in drugih sestavin, ki jih izgubi že v prvem tednu uporabe. Na življenjsko dobo močno vpliva onesnaženje s škajo in vodo, zato se mora olje sproti čistiti.2 Naslednja slika 21 nam prikazuje primerjavo krivulj ohlajevalnih hitrosti (srebrna krogla) za sveže in rabljeno olje: A — navadno olje z viskoznostjo 4,5° E/50° C, B — ostro olje z viskoznostjo 1,6° E/50°C. Krivulje jasno kažejo, da se navadna olja veliko bolj spreminjajo kot legirana ostra olja." PREIZKUŠANJE IN OCENA TEKOČIH OHLAJEVALNIH SREDSTEV Za preizkušanje in oceno različnih kalilnih sredstev je več načinov. Veliko se uporablja termična metoda direktnega določanja ohlajevalne krivulje. Iz te se grafično dobi krivuljo ohlajevalnih hitrosti. Znane so tudi intervalne metode, fizikalni metodi z vročo žico in magnetska metoda, metalurška metoda kaljivosti, vizualna metoda, Grossmannova metoda ohlajevalne intenzivnosti in laboratorijske fizikalno^kemijske metode. o cn O) m > J3 0 *..... D "L. > (K O u E o E o i_ cn o O -O o L_ S JU 01 >u 0) E H 40 35 30 2 25 20 15 10 5- 0 Navadno olje temperatura 80° C jeklo C.4320 Solna kopel 220°C Toplo olje 160°C □ SI. 20: Deformacije pri 'kaljenjfu plinsko naogljičenih zobatih koles (C 4320—16 Min Cr 5) v različnih kopelih Manjša viskoznost maksimum se pomakne v levo Pri uporabi se lastnosti olja spreminjajo. Olja zgubljajo kalilno sposobnost, posebno navadna ne-legirana olja. Pri normalnih pogojih se sme olje Ohlajevalna krivulja Ohlajevalna krivulja je najbolj točna ocena ohlajevalne sposobnosti, s katero se ugotavlja kompletni kalilni proces. Ohlajevalna krivulja prikazuje prenos toplote pri kaljenju kot tudi točko rekalescence v kaljivih jeklih. A - navadno kalilno olje 4,5°E/50°C novo nerabljeno 6 let rabljeno,vsebnost asfalta 2%, kdlilna sposobnost močno zmanjšana B - ostrejše in stabilnejše olje, 1,6 °E/50°C novo nerabljeno 7 let rabljeno, vsebnost asfalta 0,5 %,kalilna sposobnost komaj zmanjšana 500 400 300 s 200 1 /Ti / // B/ / \ 1 ■ j i \ h /i •O \ ! 1 ^ / / \ / i1; \ // '/ / / /\ / \ u \ \ / /> 'A \ ___ r 0 100 200 300 400 500 600 700 800 Temperatura v °C SI. 21: Sprememba ohlajevalne sposobnosti olja pri uporabi Za posnemanje ohlajevalne krivulje se lahko uporabi način s srebrno kroglo po Engelu"' 13 kroglo iz avstenitnega jekla, ki tudi nima premene in škajanja ali način s cilindričnim vzorcem. Namesto srebra se lahko uporabi avstenitno nerjavno jeklo, nikelj ali pa tudi ogljdčno jeklo. Krogla ima lahko premere 10, 20, 50... mm. Termopar se namesti ali v sredino ali čim bližje k površini ali oboje. Zaradi slabše toplotne prevodnosti mora biti namestitev termopara v jeklih bolj precizna kot v vzorcih iz srebra. Tudi instrument mora hitreje reagirati pri srebru kot pri jeklu. Na površini nameščeni termopar mora biti sposoben odkriti posebnosti ohlajevalne krivulje, ki jih ne občuti v centru nameščeni termopar.5 Na sliki 22 je shematsko prikazana naprava za določanje ohlajevalne krivulje z avstenitno kroglo. Nad bazenčkom s preizkuševanim oljem je nameščena električno ogrevana pečka, v kateri se ogreva krogla. V središču krogle je nameščen termopar (npr. Fe — konstantan) in zaščiten v nosilni cevi (tudi avstenitna). Krogla se v peči ogreje na predpisano temperaturo (800° C) in spusti v olje. Temperaturo se neprekinjeno meri z elektronskim pisačem. Olje je lahko mirno ali ga mešamo. Ča- sovni pomik traku naj bo med preiskavo v intervalih 0,1 sek., posebno če je termopar nameščen na površini krogle.8 S pomočjo Ott-derivimetra se grafično dobi krivuljo ohlajevalnih hitrosti, ki omogočajo najjasnejši vpogled v lastnost olja.8 Iz krivulje lahko odčitavamo ohlajevalne hitrosti za vsako temperaturo posebej in v vsaki fazi kaljenja. Izkustveno lahko izračunamo hitrost ohlajanja jeklenega kosa pri 720° C po naslednji enačbi:9 0,4 . S r V ---n . C2 W V____hitrost ohlajanja v 100° C/s S .... površina kosa v cm2 W .... prostornina kosa v cm'1 n in C-2... konstante, ki so odvisne od ohlajevalne-ga sredstva. Ohlajevalno 0bUka kosa sredstvo n C2 5 »/o NaOH Okrogle epruvete, palice 1,84 3,86 Voda Krogla Okrogle epruvete, palice Plošče 1,75 1,75 1,75 3,89 3,91 4,03 povprečno 3,94 Olje Krogla Okrogle epruvete, palice 1,40 1,40 3,22 3,03 povprečno 3,12 Mirni zrak Okrogle epruvete, palice 1.15 0,31 Metoda intervala Intervalna metoda »prvih pet sekund« je hitra metoda za primerjanje ohlajevalnih sposobnosti kalilnih sredstev. Pri tej metodi postavimo dvo-litrski vzorec olja v kalorimeter in beležimo temperaturo. Kovinski valjasti vzorec 0 25 mm, dolžine 66 mm, običajno iz nerjavnega jekla, se ogreje na 815° C in ohlaja v olju točno 5 sekund. Nato se oljni vzorec dobro premeša, da se izenači tempe-se iponovi za serijo vzorcev. Enak vzorec se ohlaja v olju do najnižje temperature (okolja). Ohlaje-valno sposobnost olja se nato izračuna: A B . 100 °/o in dobimo v odstotkih izraženo sposobnost odvajanja toplote v 5 sekundah v primerjavi s ce-letno toploto. Pri tej formuli pomeni A — poprečni narastek temperature pri petsekundnem ohlajanju vzorca, B — pa maksimalni narastek temperature oljnega vzorca pri popolnem kalje-nju.5 SI. 22: Shema naprave za posnemanje ohlajevalnih krivulj Namesto petsekundnega merjenja lahko uporabljamo osemsekundno merjenje. Dopustna so seveda tudi merjenja v drugih intervalih.4 Naprava je sestavljena iz vertikalne cilindrične električne peči, pod njo je v kalorimetru kalilno olje z mešalcem. Kalorimeter je opremljen z napravo za ogrevanje in ohlajanje, za merjenje in regulacijo temperature; tako se lahko kalilni pogoji spreminjajo po želji. Vzorec, običajno iz ne-rjavnega jekla, ima v sredini termapar. Ko doseže v peči predpisano temperaturo, se vzorec avtomatično spusti v olje. Pri tem se meri čas in registrira temperaturo. Ta metoda je široko uporabna za določanje velikih sprememb pri kalilnem olju, ker je hitra in ne potrebuje posebne opreme. Tako lahko ocenimo delež odvedene toplote v posameznih fazah, izraženo z odstotki maksimal- nega narastka temperature, če opazujemo nara-stek temperature v različnih intervalih. Cim večji je odstotek v prvi fazi, tem večjo ohlajevalno sposobnost ima in tem boljše je olje. To je eden od natančnih načinov za ločitev med kalilnimi olji in daje dragocen podatek o lastnostih olja v različnih fazah kaljenja. Ta metoda razporedi olja v isto vrsto kot ohlajevalne krivulje.4 Ker zajema samo višje temperaturno območje kaljenja, pa nas pri primerjavi olj lahko zavede. Metoda O. Dorigo'114 Ta metoda je kombinacija med opisano intervalno metodo in Grossmannovo metodo določanja H-vrednosti (opisana v poglavju Intenzivnost ohlajanja). S to metodo dobimo praktično enoto ohlajevalne sposobnosti. SI. 23: Shema naprave za določevanje ohlajevalne vrednosti °D Slika 23 prikazuje shemo celotne naprave za ohlajanje v vodi in konstrukcijo krogle, ki ima v tem primeru premer 50,8mm (oziroma 2 coli) in je narejena iz jekla C 15. V centru krogle je montiran termopar. Kroglo ogrejemo v posebni peči z varovalno atmosfero ali v solni kopeli na temperaturo 800° C in jo potopimo v gibajočo-se vodo vsaj 50 mm globoko, pri čemer takoj vključimo štoparico (1/100 sek.). Cas merimo do trenutka, ko pade temperatura v centru krogle na 250° C. Z večkratno pono- vitvijo dobimo dovolj točen povprečni osnovni čas, ki znaša za vodovodno vodo 0,44 minut. Ohlajevalno sposobnost za vodo dobimo: T 0,44 pri čemer je: K = 0,44.100 = 44 minut... osnovni primerjalni čas, T = 0,44 minut.... izmerjeni čas. Za ostala sredstva dobimo ohlajevalno sposobnost z različnim mešanjem, če opisano prenosno epruveto (kroglo) ogrejemo zopet v varovalni atmosferi ali solni kopeli na 800° C in jo potopimo vsaj 100 mm globoko v merjeno sredstvo. Pri tem zopet merimo s štoparico čas, da pade temperatura od 800 na 250° C. Iz osnovnega časa K in tega izmerjenega časa T (npr. za merjeno sredstvo smo namerili čas (T = 2,03 minute) izračunamo ohlajevalno sposobnost. T 2,03 Poleg omenjenega intervala 800—250° C lahko uporabimo kakšen drug interval, npr. 800—550° C ali podobno. Ta metoda ni znanstvena, temveč praktična in jo lahko dobro uporabimo v obratu kakor tudi pri kontroli kupljenih sredstev. Metoda z vročo žico Metoda z vročo Ta metoda sestoji iz ogrevanja žice NiCr z električnim tokom v malem vzorcu olja (200 ml). Olje se navadno preizkuša pri sobni temperaturi; žica je pritrjena na dve bakreni elektrodi. Ogrevanje žice se uravnava z reostatom, tako da tok enosmerno narašča. Ohlajevalno sposobnost olja se označuje s kvadriranjem odčitka maksimalnega toka, merjenega na ampermetru, ko se olje vžge. Olja, ki -so sposobna odvajati toploto hitreje, dovoljujejo skozi žico večji tok in tako se registrira večja vrednost toka. Ohlajanje pa se izvrši precej nad normalnim območjem ogrevanja za jekla in ne kaže velike razlike med ostrimi olji. Ta test je podoben testu »prvih pet sekund« v tem, da samo primerja olja v visokem temperaturnem območju kaljenja. Magnetska metoda To metodo opravimo z ogretjem pribl. 50 g težke nikljeve krogle premera 22,2 mm (7/8") na 885° C (1625° F) na zraku ali v varovalni atmosferi (lahko se uporabi difuzijsko kromirana nikljeva krogla, da se izognemo nujnosti uporabe varovalne atmosfere; a označiti se mora spremenjeno površino). Ko je temperatura izenačena, se kroglo kali v vzorcu olja 200 ml, ki se nahaja v magnetnem polju. Potreben je tolikšen čas, da se krogla ohladi od 885° C do Curiejeve temperature za nikelj (354,4° C); pretečeni čas, da pritegne magnet, se označi kot mera za ohlajevalno moč olja. Curieje-va temperatura niklja je ped nosom izotermalnih transformacijskih diagramov za večino jekel. Tako se lahko s to metodo primerja kalilna olja. Čim ostrejše je olje, tem krajši je čas, da nikelj reagira na magnetizem. Modificirana magnetna metoda se uporabi za študij vpliva cirkulacije in ogrevanja na hladilno moč kalilnih olj. Naprava, poznana kot elektronski »kalilometer« (quenchometer), je montirana neposredno v kalil-ni sistem, tako da so rezultati dobljeni v normalnih okoliščinah. Metalurška metoda4 Bistvo metalurške metode ocenjevanja olja je modificirana metoda določanja kaljivosti. Medtem ko se kaljivost določa s kaljenjem različnih jekel v standardni tekočini, se ohlajevalno sposobnost določa s kaljenjem standardnega jekla v različnih preizkuševainih tekočinah. Na različnih cilindričnih vzorcih se po kaljenju meri trdoto na prečnem prerezu. Trdote se nanese v diagram v odvisnosti od oddaljenosti od sredine. Po globini in doseženi trdoti se oceni kaljivost. To metodo se lahko modificira tako, da se namesto valja uporabi stožec, ki združuje vpliv različnih premerov v enem vzorcu. Po kaljenju se stožec prereže in določi trdota na vzdolžnem prerezu. Stožec ima lahko različne dimenzije, npr. dolžina 130 mm, premer pada od 25 mm do 3 mm, jeklo z 0,45 °/o C, kaljeno 845° C. Vzdolžno prerezano ploskev je možno tudi mokro jedkati. Že po načinu jedkanja je možno oceniti kalilno sposobnost tekočine. Za ocenjevanje olja so boljše metode, pri katerih se vzorec (epruveto) pri kaljenju popolnoma potopi, od metod, kjer se epruveto kali s konca oziroma s čela. Od teh zadnjih je Jominyev preizkus najbolj poznan. Ta preizkus je teoretično tudi uporaben za primerjavo ohlajevalnih sposobnosti tekočin, praktično pa ni dovolj selektiven. Curek tekočine, ki ohlajuje čelo epruvete, razbije parni plašč tako hitro, da ni možno opaziti razlike med olji. Ohlajevalne tekočine lahko ocenjujemo tudi z zasledovanjem deformacij kalilne srpaste epruvete.5 V svetu je znanih več, bolj ali manj podobnih epruvet z različnimi dimenzijami. Epruveto se naredi iz standardnega kaljivega jekla. Ogreva se jo v peči z varovalno atmosfero in ohlaja v sredstvu, ki ga preizkušamo. Po kaljenju se meri sprememba dimenzij. Poseben način ocenjevanja kalilnega olja je vizualno spremljanje kalilnega procesa. Na ta način se lahko ocenjujejo samo svetlejše tekočine. Vzorec olja damo v stekleno posodo. Ko potopimo v olje segreto epruveto, opazujemo potek kaljenja. Možno je opaziti konec faze tvorbe parnega plašča, konec druge faze, ko mehurčki izginejo in potek ohlajanja med tretjo fazo, ko je olje mirno, če olje ni pretemno, se proces lahko filma s kamero večje hitrosti (glej tudi poglavje Pojavi na površini jekla med kaljenjem). Intenzivnost ohlajanja Sposobnost ohlajevalnega sredstva odvajati toploto od vročega kosa se izraža s terminom »faktor ohlajevalne intenzivnosti H«. Za določitev tega faktorja se meri hitrost ohlajanja v 0 C/s v temperaturnem območju tvorbe perlita (približno med 721 in 500° C oziroma 400UC). Primeren aparat za to merjenje je Meinhardtov aparat (Hough-ton), ki ga kaže slika 24 (quenchometer) in ga lahko uporabljamo za nekatere druge metode. Sestavljen je iz telesa (epruvete) iz jekla C 15, ki je s cevjo in termoelementom povezano z merilno glavo- ki ima instrument za merjenje temperature in štoparico. Termopar (Fe-konstantan) je nameščen v centru epruvete. SI. 24: »Houghton« — merilec ohlajevalne sposobnosti Epruveto se ogreje v solni kopeli na temperaturo 750° C in hladi v preiskovanem sredstvu. Pri tem se meri čas ohlajanja (sekund) v temperaturnem območju 700 in 400° C. Izračuna se povprečna ohlajevalna hitrost za to območje. Intenzivnost ohlajanja v vodi pri 18° C se pri istih pogojih in z isto napravo določi 30° C/s. Razmerje med temi ohlajevalnimi hitrostmi nam da Grossmannovo H-vrednost. Seveda se lahko meri čas ohlajanja tudi za vsakih 100° C ali za temperaturno območje 700—300° C in 700—200° C poleg že omenjenega območja 700—400° C. Pri merjenju ohlajevalnih hitrosti vode se mora upoštevati njeno trdoto oziroma sestavo.1 Ce je H-vrednost mirne vode 1, potem so H - vrednosti olja, vode in slane vode za posamezne intenzivnosti mešanja podane v naslednji tabeli.5 Mešanj e olje Voda Slana voda brez mešanja 0,25 do 0,30 0,9 do 1,0 2,0 blago mešanje 0,30 do 0,35 1,0 do 1,1 2,0 do 2,2 zmerno mešanje 0,35 do 0,40 1,2 do 1,3 — srednje mešanje 0,40 do 0,5 1,4 do 1,5 — močno mešanje 0,5 do 0,8 1,5 do 2,0 — zelo močno mešanje 0,8 do 1,1 2,0 do 6,0 5,0 do 8,0 Odnos med premerom jeklene palice, kaljivost-jo in H-vrednostjo je prikazan na sliki 25. Imenuje se tudi diagram po M. A. Grossmannu, ki je razvil koncept H-vrednosti in jo prilagodil kalji-vosti jekla. Podrobnosti o tem so opisane v njegovi knjigi »Principi toplotne obdelave«.15 Diagram se uporablja takole: H - vrednost (intenzivnost ohlajevanja). 5,00- ostra slana voda - zelo močno mešanje 2,00 - slana voda - brez mešanja 1,00- voda-brez mešanja 0,70- ostro olje - zelo močno mešanje 0,50- dobro olje-srednje mešanje 0,3 5- dobro olje - zmerno mešanje 0,20- olje - brez mešanja _H - vrednost,5,0 2,0 W 0,7 0,5 0,35 50 45 40 I 35 ' 30 0 U 1 25 I 20 u i 15 10 5 / / / / A / . / mirna voda / \ // / 0,2 / /, t/ L/ // Z / / /A / y\ t V, M / \ Olje / // v) / / 4 v/ ,iopla kopel 232 °C / / / / -4 -2 2 4 6 8 10 12 14 15 18 20 Oddaljenost od kaljenega čela Jominy probe . ki odgovarja centru okrogle palice, v mm -5 > -10 -15 SI. 25: Orossmainnov diagram odvisnosti premera palice, kaljivosti jekla in H-vrednosti Ce hočemo jeklen kos s premerom 30 mm kaliti v olju s srednjim mešanjem, odčitamo za to debelino pri H - vrednosti 0,5 na abscisi vrednost 9 mm. To pomeni, da bo sredina palice imela isto trdoto kot standardna Jominyeva proba iz istega jekla pri oddaljenosti 9 mm od kaljenega čela. Podatki na diagramu so približni, ker obsega kaljenje opis glavnega termina (npr.: »dobro kaljenje v olju — srednje mešanje«). Dodatna težava pri tem je tudi točnost ocenjevanja načina oziroma intenzivnosti mešanja. Warren F. Rushman je opisal enostavno metodo za ocenjevanje ohlajevalne intenzivnosti kalilne tekočine pri vseh pogojih obremenitve.10 Metoda bazira na uporabi diagrama na sliki 25. Če poznamo kaljivosit jekla, t. j. Jominyevo krivuljo in trdoto v jedru palice poznanega premera, je mogoče določiti ohlajevalno intenzivnost H. Na primer 9 mm od kaljenega čela oddaljena točka na Jominyevi probi ima trdoto 45 Rc. Palica iz istega jekla premera 30 mm, ima po kaljenju v tekočini v jedru trdoto 45 Rc. Na diagramu se odčita intenzivnost ohlajanja 0,5. Ne da bi merili trdoto v jedru palice premera 25 mm, jo lahko določimo z uporabo diagrama na sliki 25. Na primer: trdota v jedru palice naj je 48 Rc, a Jominyeva krivulja za to jeklo ima 48 Rc v oddaljenosti 6 mm od kaljenega čela. Vodoravna in navpična črta za ti dve vrednosti (25 mm 0 in 6 mm) se sekata na črti ohlajevalne intenzivnosti 0,7. Tako smo določili, kako intenzivno se mora pri kaljenju ohlajati jeklena palica premera 2,5 mm, da bomo v jedru dosegli želeno trdoto 48 Rc. Kot je prikazano na sliki 25 za kaljenje v olju, črte različnih ohlajevalnih intenzivnosti na Gross-mannovem diagramu konvergirajo k točki izven diagrama. To točko sečišča se lahko uporabi kot drugo točko na katerikoli novi črti ohlajevalne intenzivnosti. Kot primer je na gornji sliki debe-leje označena črta »olje«. Dve poizkusni točki na tej črti sta določeni s kaljenjem palice iz jekla znane kaljivcsti pri dveh različnih premerih (27 in 13 mm). Z uporabo palice z dvema premeroma se nam nudi odličen način za kontrolo rezultatov, ker daje tri točke na črti. Rezultati treh različnih operacij kaljenja (v vodi, olju in topli kopeli), kar je določeno z dvema premeroma probe, so označeni na sliki. Osnovna prednost te metode je, da se probe lahko kalijo skupaj z ostalimi izdelki; tako kaljenje je ocenjeno pri pogojih temperature in mešanja, ki dejansko prevladuje v proizvodnem kaljenju kosov. Proba mora imeti tak premer, da s kaljenjem dosežena trdota v jedru probe leži na padajočem delu kalilne krivulje za preizkušano jeklo. Metodo se lahko ugodneje izvede z jeklom za površinsko kaljenje, ker ta tip jekla dopušča uporabo p rob z majhnimi premeri, ki se lažje stru-žijo po kaljenju. Uporaba površinsko kaljivega jekla ne zmanjšuje rezultatov preizkušanja, ker je intenzivnost ohlajanja neodvisna karakteristika kopeli in ni odvisna od velikosti kosov ali ka-ljivosti. Standardni fizikalno-kemijski preizkusi K standardnim preizkusom prištevamo določitev vnetišča in gorišča. Viskoznost je absolutna dinamična in absolutna kinematična. V C. G. S. sistemu je enota za absolutno dinamično viskoznost — poise (p.), a enota za absolutno kinematično viskoznost je stoke in stoke = P- gostota Razen za zelo viskozne tekočine se uporablja sto-tinke teh vrednosti, t. j. centipoise (cp.) in centi-stok (cs.). Absolutna (kinematična viskoznost se meri direktno z merjenjem časa pretoka standardne količine olja skozi stekleno kapilaro viskozi-metra (poznan je Ubbelohdeov viskozimeter). Iz tako doblejene vrednosti po gornjem obrazcu izračunamo dinamično viskoznost. Za večino primerov zadostuje kinematična viskoznost. Posebni primeri viskozimetrov so pa: Redwoodov, Savbol-tov (USA) in Englerjev (Evropa). Poleg omenjenih podatkov viskoznosti imamo v novejšem času še indeks viskoznosti. Ta indeks je empirična vrednost, ki naznanja vpliv spremembe temperature na viskoznost olja. Vrednosti, dobljene s posameznimi viskozimetri, lahko preračunamo v drugo enoto pri isti temperaturi, če pomeni: Vk — kinematična viskoznost (centistoke), E — stopinje po Englerju, R. I. — Redwood I. (sekunde), S. U. — Saybolt Univerzal (sekunde). Za viskoznosti nad 10 cs, se uporabljajo naslednji faktorji preračunavanja: E = 0,132 Vk R. I. = 4,05 Vk S. U. = 4,62 Vk Vk = 0,247 R. I. E = 0,0326 R. I. S. U. = 1,14 R. I. Vk = 7,58 E R. I. = 30,7 E S.U. = 35,11 E Vk = 0,216 S.U. E = 0,0285 S. U. R. I. = 0,877 S.U. Pri oljih za popuščanje in izotermno kaljenje (martempering) se določa še najnižjo temperaturo, pri kateri olje še teče. Starost olja se zasleduje z določanjem nevtra-lizacijskega števila oziroma kislosti, t. j. število miligramov KOH, ki je potrebno za nevtralizacijo enega grama olja. Rafinirana olja vsebujejo brezpomembno količino kislin. Poslabšanje olja je povezano s povečanjem kislosti. Enako velja za število umiljenja (oz. saponifi-kacijsko število), ki določa pretvarjanje olja in masti v milo z alkalijami. Število umiljenja je število miligramov KOH, ki je potrebno za urni-ljenje enega grama olja. Poleg tega se v oljih redno določa tudi specifična teža in barva. Posebni tehnološki preizkusi4 Čeprav je zanimiva, vendar ni standardne metode za določevanje hlapljivosti kalilnih olj. Včasih se to določa pri kalilnih oljih n. pr. z ogrevanjem pri temperaturi 150 do 200° C 2 do 8 ur. Potem se meri izgube na teži. To določanje je zelo približno, ker so pogoji kaljenja različni. S sedimentacijskim preizkusom rabljenih olj določimo dvoje snovi: oksidacijske produkte in neraztopljene tuje materije. Nekaj oksidacijskih produktov je lahko raztopljenih v olju, nekaj pa je izločenih. Tuje materije v rabljenem olju so: škaja, kalilne soli, rja itd. Kako in zakaj se določa vsebnost vode, je že opisano v poglavju Voda v kalilnem olju. Mnogo laboratorijskih metod je izdelanih za ugotavljanje, kako se olje obnaša v uporabi pri oksidacijskih pogojih. Tipični primer je britanski oksidacijski test, pri katerem se piha zrak skozi olje pri 200° C pri kontroliranih pogojih. Pred oksi-dacijo in po njej se odloča viskoznost in preizkus koksanja (Couradson in Ramsbottom). Po potrebi se olju določa tudi prevodnost toplote in latentna toplota. Preizkusi novega in rabljenega olja4 Moderna mineralna kalilna olja imajo dolgo uporabnost zaradi visoke notranje stabilnosti. Težko pa je izumiti enostaven laboratorijski preizkus, ki bi dal resnično oceno o uporabnosti in obnašanju olja. Malo drugače je s popuščnimi olji in olji za izotermno kaljenje. Pri novem svežem olju navadno zadostuje določiti vnetišče in viskoznost, vizualni pregled čistoče in bistrosti ter prisotnost tujih snovi. Ce hočemo ugotoviti vsebnost mastnih snovi, se določi še število umiljenja. Popuščna olja in olja za izotermno kaljenje so navadno brez masti. Kalilna olja, v katerih se kali iz solnih kopeli, naj bodo brez mastnih snovi; nekaj jih smejo vsebovati ostale vrste olj. Rabljenega olja ni potrebno redno kontrolirati. Ce hočemo oceniti stanje olja, pa se navadno priporočajo naslednje določbe: viskoznost, vnetišče, sedimentacijo in nevtralizaoijsko število. V praksi je tendenca, da naraščajo vrednosti za vse te štiri lastnosti. Ob primerjanju teh vrednosti z vrednostmi za sveže olje ugotovimo, kako je napredovalo poslabšanje olja oziroma ugotovimo nenormalne pojave. Manj rafinirana olja se bolj spreminjajo. Zelo priporočljiva je kontrola vsebnosti vode v olju. Ce je je nad 0,5 °/o, smemo posumiti v kvaliteto olja in je zadosten vzrok za zamenjavo ali reklamacijo olja. Zaključek Proces kaljenja je sestavljen iz dveh glavnih operaaij: ogrevanja na kalilno temperaturo in ohlajanja s primerno hitrostjo. Na rezultate kaljenja torej močno vpliva vrsta in stanje ohlajevalnega sredstva. Ce je ohlajevalno sredstvo tako važno, potem moramo posvetiti dovolj veliko skrb izbiri in vzdrževanju ohlajevalnega sredstva. Vodovodna voda je res najcenejše kalilno sredstvo, tudi vzdrževati jo je lahko, vendar je zelo neugodno sredstvo. Ko vodi, v kateri kalimo, močno naraste temperatura, se maksimum ohlajevalne hitrosti pomakne iz območja tvorbe perlita in bainita v območje tvorbe martenzita. To se pri kalilnih oljih in slani vode ne dogaja. Zato se pri večjih zahtevah izogibaj mo kal j en ju v navadni vodi; enako neugodni pogoji kaljenja so v milnici in emulziji. Kalilna olja so v zadnjem času že precej različna in prilagojena posameznim zahtevam. Zato je razumljivo, da je potrebno spoznati te lastnosti olj in izbirati primerna olja: za kaljenje kosov z velikim presekom izberemo olje, ki nima prevelike maksimalne ohlajevalne hitrosti in še to pomaknjeno v območje tvorbe bainita, za kaljenje drobnih kosov pa je maksimalna ohlajevalna hitrost lahko večja in pri višji temperaturi (v območju tvorbe perlita ali med območjem tvorbe perlita in območjem tvorbe bainita). Pri tem moramo upoštevati, da imajo posebne kemične dodatke. Upoštevati moramo tudi to, da so legirana mineralna olja veliko stabilnejša in se z dolgoletno rabo njihove ohlajevalne sposobnosti zelo malo spremenijo. Pri izbiri kalilnega olja igra veliko vlogo vnetišče olja, posebno v takih obratih, ki nimajo možnosti sigurnega vzdrževanja dovolj nizke temperature olja, a je olje močno obremenjeno. V takem primeru tudi ni možno izbrati najprimernejše olje, ker imajo posebna olja velikokrat nižjo temperaturo vnetišča kot navadna olja. Razvitih je precej metod preizkušanja kalilnih tekočin od strogo laboratorijskih do strogo obratnih, praktičnih. Posebno v zadnjih desetletjih se razvijajo eksaktnejše metode, katerih rezultati preizkušanja so čedalje bolj uporabni v praksi. Najjasnejšo sliko o lastnosti kalilnega olja da vsekakor krivulja ohlajevalnih hitrosti, ki jo dobimo iz krivulje ohlajanja srebrne krogle. Ta metoda zahteva precej laboratorijske opreme. Rezultati, dobljeni s to metodo, se težko prenesejo na praktične pogoje. Zato so morda najprimernejše razne metalurške metode in metoda določanja faktorja intenzivnosti ohlajanja H. S to metodo se tudi lahko loči tekočine med seboj in določa optimalno obratovalno temperaturo. Za določanje H-vrednosti se rabi zelo malo laboratorijske opreme. Poleg teh preizkušanj pa se ne sme zanemariti preizkušanja fizikalno kemijskih lastnosti tekočin. Za kalilna olja je vsekkaor potrebno redno zasledovati specifično težo, vnetišče in gorišče, viskoznost, število umiljenja, nevtralizacijsko število in vsebnost vode. Bazen z oljem pa se mora redno čistiti. Literatura 1 Ruhenbeck A., Das Abkiihlvermogen der Harteole und ihre Einordnung in die Reihe der gebrauchlichen Abkuhlmittel, Harterei — techn. Mitt., Bd. 10, H. 2. 2 Kara W. H., Ole und Einrichtungen fiir die Olhartung von Stahl, Stahl u. Eisen 81 (1961) Nr. 21, str. 1416 3 Peter W., uber das Abkiihlvermogen fliissiger Hartemittel, Arehiv f. d. Eisenhiittenwesen 20 (1949) H. 7/8, str. 263/274. 4 Oils for Heat Treatment. Shell publikacija (fotokop.) 5 Ouenching and Martempering, Ohio, ASM (ccp. 1964) XIII + 277 str. (i Robert s G. A., J. C. Hamaker, A. R. Johnson, Tool Steels, Ohio, ASM, (cop. 1962) XX + 780 str. 7 Burgdorf Kari W., Das Abc der Silberkugel-kurve der Abschreckhartemittel, Das Industrie-blatt, Julij 1958. s Hauke E., S. Pakrasi, Festigkeitverhalten eines geharteten Werzeugstahles in Abhaingigkeit von Anlasszustand, Harterei — techn. Mitt., 20 (1965) H. 1, str. 1/16. 9 Veličkovič Ž., Prikaz metode Dr. O. Dorigo za praktično določanje H - vrednosti ohlajevalnih sredstev za kaljenje, Zbornik referatov »Savreme-na tehnologija termičke obrade metala«, Beograd 1966. 10 Schaaber O., R. Catterjee — Fischer, Harterei — techn. und Warmebehandl., 14 (1959). 11 Rose A., Arch. Eisenhuttemves. 1939 40, str. 345/54 12 Kopietz K. H., Harterei — techn. und War-mebehandl. 1957, str. 37. 13 Engel E., Untersuchungen uber die Stahl-hartung, Kobenhavn, Danmark Naturvidenskabe-lige Samfund 1931. 14 Dorigo O., Proposition d'une unite pratique pour le pouvoir refroidissant, Lausanne, Societe Suisse des Traitements thermiques 1965. 15 Grossmann M. A., E. C. Bain, Principles of Heat Treatment, 5. izd., Ohio, ASM 1964. 10 Warren F. Rushman, Metal Progress, dec. 1963. Alenka Rodič, dipl. inž. železarna Ravne DK 543.7 : 669.71 ASM/SLA: J5d, J28 — 1.54, AYb, CNg Obrobna kaljivost cementacijskih jekel Preizkušanje kaljivosti cementiranih jekel predstavlja poseben problem. Poznanje te lastnosti je zelo pomembno pri izbiri cementacijskih jekel za različne namene uporabe in za izbiro pogojev toplotne obdelave. Razviti je treba ustrezno metodiko preizkušanja in prikazovanja rezultatov preizkušanja kaljivosti. Preizkušanje je treba vzporedno prilagoditi tudi tekoči kontroli teh lastnosti. članek obravnava te (probleme na praktičnih primerih. Uvod Z vedno hitrejšim razvojem tehnike raste potreba po spoznavanju lastnosti jekla, ker je le ob dobrem spoznavanju teh mogoče jeklo pravilno uporabiti in izkoristiti. V zvezi s tem se hitro razvija tudi preizkušanje obrobne kaljivosti. Do leta 1955 so v literaturi obravnavali pri cementaoijskem jeklu v večini le vplive časa cementacije, temperature cementacije in vplive legir-nih elementov na penetracijo ogljika.1.2-3 6 Kmalu se je pokazala potreba spoznavanja kaljivosti. V interesu proizvajalcev in potrošnikov so bili izdelani pasovi kaljivosti cementacijskih jekel. Vsa objavljena dela in podatki so se omejevali v glavnem na kaljivost jedra cementacijskih jekel. Podatki o kaljivosti cementirane plasti pod imenom »obrobna kaljivost« so razmeroma nova stvar. Preizkušanje teh lastnosti si hitro utira pot med proizvajalci, še bolj pa med potrošniki cementacijskih jekel. Vedno bolj zanima tehnika cementirana plast in to celo bolj kot jedro! Če cementirana plast ne ustreza namenu, so še tako dobre lastnosti jedra brez pomena. To velja za mehanske in kalilne lastnosti. Jominy in Boegehold4 sta razvila metodo preizkušanja kaljivosti s čelnim kaljenjem probe kot način za preizkušanje kaljivosti cementiranih jekel. To je bila prva študija kaljivosti cementirane plasti, izvršena na dvanajstih vrstah SAE jekel z meritvami trdote na površini in v globini 0,015" (0,381 mm) pod površino. Kayser, Thomson in Boegehold5 so predlagali uporabo tk. im. trapezoidne probe za čelno kaljenje pri določanju kaljivosti cementiranih jekel. Trapezoidno probo so smatrali za zanesljivejšo pri določanju kaljivosti cementirane plasti, a pozneje so jo opustili in obdržali za določanje obrobne kaljivosti samo modificirano jominy probo. Njihov članek obsega rezultate preizkusov za sedem vrst cementacijskih jekel. Meyer°.7 je z modificirano jominy probo v ce-mentiranem stanju preizkušal kaljivost cementirane skorje in jedra za 11 različnih vrst jekel ameriške in nemške proizvodnje. Šarže je vzel iz redne proizvodnje, nekatere pa je posebej izdelal v manjših poizkusnih agregatih. Določeval je obrobno kaljivost za nivoje ogljika 1,1 — 1,0 — 0,9 °/o. Rezultate je vnašal v standardni jominv diagram. Gurley in HannewaldH sta predlagala uporabo diagramov izotrdot za prikazovanje odnosov med ohlajevalno hitrostjo, vsebnostjo ogljika in trdoto cementiranega jekla. Študirala sta obrobno kaljivost jekla SAE 4028. Navajata več prednosti izo-trdotnih diagramov za prikazovanje obrobne kaljivosti jekel. V teh diagramih so podane krivulje izbranih trdot v odvisnosti od ogljika in jominv oddaljenosti o dkaljenega čela probe. (Izdelava in uporaba izotrdotnih diagramov bo opisana kasne-je). Ruffle0 je v obliki diagramov izotrdot podal rezultate svojih raziskav obrobne kaljivosti za 14 britanskih in za 3 ameriška jekla. Njegov članek navaja rezultate preizkušanja tudi za jekli SAE 4620 in SAE 8620, kateri sta preizkušala tudi Hal-gren in Solecki10. Tudi njegovi rezultati obsegajo kaljivost za različne nivoje ogljika. Halgren in Solecki10 sta v svojem članku obravnavala obrobno kaljivost za štiri vrste ameriških jekel SAE 4028, SAE 8620, SAE 4620 in SAE 4815. Šarže sta si izbrala v zgornji in v spodnji tretjini območja predpisane kemijske sestave za določeno vrsto jekla. Poleg tega sta raziskovala vpliv direktnega in indirektnega kaljenja na kaljivost. Rezultate sta podajala v obliki diagramov izotrdot. Namen raziskav na tem področju ni samo ugotovitev odnosov med obrobno kaljivostjo raznih standardnih vrst jekel, ampak tudi ugotovitev, v kakšnem območju je treba pričakovati obrobno kaljivost pri eni in isti vrsti, če se kemijska sestava in kaljivost jedra spreminjata od zgornje proti spodnji meji območja oziroma pasu kaljivosti. Gotovo je, da so take informacije važne tako za proizvajalca kakor za potrošnika pri izbiri ce-mentacijskega jekla. Če se lotimo preiskave na tak način, lahko točno preciziramo vpliv kemične sestave na kakovost cementacijskega jekla. Za preiskavo obrobne kaljivosti metoda še ni standardizirana, bilo pa bi to nujno potrebno za zagotovitev reproduktivnosti in neposredne primerjalnosti rezultatov. Dokler postopek preizkušanja obrobne kaljivosti ne bo standardiziran, nam preostane le, da primerjalne preizkuse izvajamo pod čimbolj enakimi pogoji. To bi bil kratek pregled preizkušanja obrobne kaljivosti cementacijskih jekel. V nadaljnjem se omejimo na eno izmed metod, ki se je pokazala kot najprimernejša. Vsi opisani postopki so si v bistvu zelo podobni in se razlikujejo le v posameznih fazah. Vsi avtorji navedenih člankov so se odločili za določevanje obrobne kaljivosti s standardizirano jominy probo v cementiranem stanju. OPIS IZBRANE METODE OBROBNE KALJIVOSTI Izbira jekel Halgren in Solecki10 sta izbrala štiri vrste cementacijskih jekel. Odločila sta se za komercialne šarže, ker sta smatrala, da dajo komercialne šarže preizkusom večji praktični pomen. Za izbor komercialnih šarž sta vzela kemično sestavo kot osnovni kriterij. Šarže z močno kaljivostjo sta izbrala na bazi legiranih elementov z vsebnostjo v zgornji tretjini območja kemijske sestave, šarže s slabo kaljivostjo sta izbrala na bazi legiranih elementov v spodnji tretjini predpisanega območja kemijske sestave. Za vse šarže sta kontrolirala velikost zrna, kemijsko sestavo, kaljivost jedra oziroma osnovnega jekla in zdravost (notranje in zunanje napake). V naslednji tabeli so navedeni podatki preizkuša-nih jekel: Oznaka Kaljivost Kemična sestava v % Velikost Analizne meje C Mn Si Ni Cr Mo zrna 4028H slaba 0,27 0,82 0,22 0,02 0,07 0,23 7—8 močna 0,31 0,85 0,32 0,17 0,28 0,24 7—8 analizne min. 0,24 0,60 0,20 0,25 0,20 0,20 meje maks. 0,30 1,00 0,35 max. max. 0,30 8620G slabo 0,20 0,70 0,24 0,50 0,45 0,18 7—8 močno 0,20 0,84 0,28 0,70 0,56 0,26 7—8 analizne min. 0,17 0,60 0,20 0,35 0,35 0,15 meje maks. 0,23 0,95 0,35 0,75 0,65 0,25 4620H slabo 0,18 0,46 0,28 1,68 0,03 0,21 7—8 močno 0,20 0,64 0,29 1,93 0,21 0,31 6—7 analizne min. 0,17 0,35 0,20 1,55 0,20 0,20 meje maks. 0,23 0,75 0,35 2,00 max. 0,30 4815 H slabo močno analizne min. meje maks. 0,16 0,39 0,22 3,3 0,10 0,19 6—i 0,18 0,54 0,34 3,8 0,23 0,27 6—! 0,12 0,30 0,20 3,3 0,20 0,20 0,18 0,70 0,35 3,8 max. 0,30 Kaljivost jedra Halgren in Solecki10 sta kaljivost jedra izbranih šarž določala za dve različni temperaturi avste-nitizacije. Po dve jominy probi sta avstenitizirala po 20 minut na 927° C, s čimer naj bi dobila podatke za direktno kaljenje s temperature cementacije. Dve drugi jominy probi sta avstenitizirala po 40 minut na ustreznih naslednjih temperaturah: SAE 4028 H 830° C SAE 8620 H 843° C SAE 4620 H 830° C SAE 4815 H 816° C Diagrami na slikah 1—4 prikazujejo kaljivost jedra navedenih ameriških jekel za cementacijo v primerjavi s pasovi garantirane kaljivosti. Priprava vzorcev Iz vsake gredice izbranega jekla so skovali po dve palici 0 32 mm dolžine ca. 1800 mm. Kovane palice so normalizirali. Pri tem so vsa preizkušana jekla enako držali po 1 uro na temperaturi normalizacije 927° C. Iz normaliziranih palic so izdelali: — 4 probe 0 25 mm, dolžine 150 mm za določevanje ogljikovega gradienta; — 4 standardne jominy probe 0 25 mm dolžine 100 mm za cementacijo in čelno kaljenje in — 4 standardne jominy probe za določevanje kaljivosti jedra. 10 20 3,0 mm 10 o cc I 65 60 55 50 45 40 35 30 25 SAE 4028 H Slabo kaljiv P Močno kaljiv \ I '///S 65 60 55 50 45 40 £35 x 30 25 0 2 4 6 9 10 12 14 16 18 20 Oddaljenost od kaljenega Cela v^* Slika 1 i -'— SA E 8620 H Slabo kaljiv ML vločno kaljiv ry\y//7\; S t < / Oddaljenost- od kaljenega čela Slika 2 65 60 20 30 mm 45 40 35 30 25 SAE 4815 H Slabo kaljiv X'- Močno ka Ijiv v i / / V/ v 1 ti % V// //// V/A /V/ 1 1 1 i i 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Oddaljenost" od kaljenega Četa v 16 Slika 4 Slike Kaljivast jedra, podana za slabo in močno kaljiva jekla v primerjavi s standardnimi pasovi kaljivosti za jekla SAE Vse probe so bile obdelane s toleranco 0,05 mm na premer. Na vsaki jominy probi so pred cemen-tacijo zbrusili dve vzdolžni ploskvi za določitev površinske trdote cementiranega in čelno kaljenega jekla. Toplotna obdelava prob Postopek cementacije V istem zabojčku so vedno istočasno cemen-tirali po dve jominy probi z brušenima ploskvama ter dve prohi za določevanje nivojev ogljika. Za cementacijo so uporabljali trdno cementacijsko sredstvo. Čelnih ploskev jominy prob niso zaščitili pred cementacijo. Probe so vložili v cementacijsko sredstvo, tako da jih je obdajal vsaj 12 mm debel sloj cementacijsikega sredstva. Vsako probo so cementirali s svežim cementaoijskim sredstvom sledeče sestave: — oglje 50 °/o — koks 30 %> — barijev nitrat 12 °/o — natrijev nitrat 3 °/o — kalcijev nitrat 3 °/o — melasno vezivo 2 «/0 Dobro zamazane zaboj čke so vložili v peč na temperaturi 427° C ter jih s pečjo ogrevali na temperaturo 927° C. Na tej temperaturi so jih cementirali 18 ur. Kaljenje Po eno jominy probo so vzeli takoj iz zaboja in jo direktno kalili, čelno kaljenje je trajalo 10 minut. Ta postopek so imenovali »direktno kaljenje«. Probo za določevanje naogljičenja so ohlajali v dehidratiziranem apnu, da se je počasi ohladilo. 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 v ^ Oddaljenost1 od kaljenega čela Slika 3 30mm SA E 4620 H SlaDo kaljiv Za tako imenovano »indirektno kaljenje« so po cementaciji obe probi vzeli iz cementacijskega sredstva in jih na zraku ohladili do sobne temperature. Po ohladitvi so obe probi (t. j. probo za določevanje naogljičenja ter probo za čelno kaljenje) segreli na temperaturo za kaljenje jedra v atmosferi plinske cementacije z ogljikovim potencialom 1,15 «/o ali pa v grafitnem lončku. Po 40-minutnem džanju na temperaturi so jo-miny probo 10 minut ohlajali v jominy napravi, probo za določanje ogljika pa so ohladili v dehi-dratiziranem apnu. Določevanje ogljikovega gradienta Površinske okside so odstranili s tem, da so palice obrizgali s paro. Po odstranitvi oksidov so palice stružili: — do 0,48 mm v stopnjah po 0,12 mm — nato pa do globine 3,0 mm v stopnjah po 0,25 mm. Vse poizkuse so delali v dveh paralelkah. Poprečne vrednosti za ogljik so vnašali za vsako probo posamezno v diagram odvisnosti procenta ogljika in globine cementacije. Iz teh diagramov so določili globine, ustrezne sledečim nivojem ogljika: 1,10, 1,00, 0,90, 0,80, 0,70, 0,60, 0,50, 0,40, in 0,30 odstotka za vsako palico. Poprečni ogljikovi gradienti za šarže z visoko kaljivostjo vseh preizkušanih jekel so podani v sliki 5 (podatki pripadajo jominy probam, ki so bile direktno kaljene). Sliki 6 in 7 Minimalna in maksimalna odstopanja ogljikovega gradienta med dvema probama cementiranega jekla SAE 4815 H Določanje trdote Trdote površine niso podane zaradi različnih trdot in različnih vsebnosti ogljika ter različnih rezultatov med posameznimi laboratoriji. Do takih prihaja zaradi rahlega razogljičenja ali naogljičenja na površini pri jemanju prob iz zabojčkov ali pa pri ponovnih ogret jih prob v različnih atmosferah na temperaturi kaljenja. Ugotovili so, da se vpliv te napake na obrobno kaljivost plasti pod površino lahko zanemari. Na vseh jominy probah so nato zelo pazljivo zbrusili nadaljnje ploske za izbrane nivoje ogljika od 1,1 °/o po 0,1 "Vo C do vsebnosti 0,3 °/o C. Držali so se pravila, da so pri jeklu SAE 8620 H odbrusili na vsaki ploskvi za direktno kaljenje probe najmanj 0,50 mm in za indirektno kaljene probe vsaj 0,76 mm, preden so merili trdoto na drugem nižjem nivoju ogljika na isti brušeni ploskvi. Za ostale tri vrste cementacijskega jekla so odbrusili še več, preden so merili trdote na naslednjem nivoju ogljika (priblinžo 1,2 mm). Trdoto so merili vzdolž jominy probe v presledkih 1,5 mm izmenično z rockwell A in rockwell 15 N pri jeklih SAE 8620 H ter 4815 H in z viekers 10 kg v intervalih 1,5 mm pri jeklih SAE 4028 H ter 4620 H za nivoje ogljika 1,00 ter molibdena do 0,4 "Vo kažejo slabo prekaljivost. Poprečna oddaljenost prevojne točke na jominy krivulji jedra znaša približno 5 mm. Za primer sta prikazana leva diagrama na sliki 8. Oddaljenost od cemeniiranega pooa v inch Oddaljenosr od cementiranega '-oh» vincv! M0*N0 KALJIVO SLABO KALJIVO 2,5mm 1-00 o -8C 020 -040 .060 080 -100 Oddaljenost od površine v^* Slika 5 Ogljikovi gradienti za močno kaljiva jekla, cementirana pri 927° C Sliki 6 in 7 predstavljata najmanjše in največje trošenje ogljikovega gradienta dveh paralelnih prob za določanje ogljika. V grupo jekel z dobro prekaljivostjo štejemo krom-nikelj-molibdenova jekla, krom-mangan-mo-libdenova, krom-nikeljeva, krom-molibdenova jekla z vsebnostjo mangana nad 0,9'%> ali molibdena nad 0,4 »/o. Desna diagrama na sliki 8 prikazujeta dve vrsti jekel te skupine. a Q[ Slika 8 Obrobna kaljivost v obliki Jominy krivulj Jominy diagram čelno kaljene cementirane probe iz močno kaljivega jekla SAE 4620 H Podajanje rezultatov obrobne kaljivosti v obliki jomimy krivulj postane pri večjem številu ogljikovih nivojev nepregledno. V takih primerih je mnogo boljše podajanje rezultatov v obliki izo-trdotnih diagramov, ker so analize in zaključki o obrobni kaljivosti na podlagi teh rezultatov mnogo bolj pregledni. Sliki 9 in 10 kažeta rezultate obrobne kaljivosti v obliki Jominy krivulj. Pri tem sta dve možnosti. »Kolikor so najprej znane vsebnosti ogljika v različnih globinah, se iz krivulje naogljičenja očitajo potrebne globine brušenja jominy prob za izbrane nivoje ogljika. Tako dobimo jominy krivulje za različne vsebnosti ogljika, kakor kaže slika 9. Druga možnost je, da jominy probe zbrusimo na enakomerne globine in nato določimo tem globinam ustrezne vsebnosti ogljika. Tako dobimo obliko diagrama na sliki 10, kjer so ob posameznih krivuljah označene ustrezne globine cementirane plasti. Drugi način je za tekočo kontrolo bolj praktičen, ker se jominy probe vedno enako brusijo in ker je izvajanje poizkusa neodvisno od kemijskih analiz. Oba diagrama sta zaradi večjega števila ogljikovih nivojev preveč kompleksna in nepregledna za primerjalne analize. Diagramu na si. 9 ustreza Slika 9 Direktno kaljenje Vsebnosti ogljika 0,2—1,10 "/o Slika 10 Primer diagrama kaljivosti cementiranega jekla v obliki Jominy krivulj za določene globine levi izotrdotni diagram na sliki 17. Na prvi pogled se zdi izotrdotni diagram morda nekoliko kompliciran, ko pa ga študiramo, nam da zelo jasno sliko vseh sprememb pri različnih termičnih obdelavah, še večje razlike pa so pri različnih vrstah cemen-tacijskega jekla. Rezultati obrobne kaljivosti so s pomočjo trdot, merjenih po metodi rockwell A, podani kot srednje vrednosti paralelk grafično v obliki izotr-dotnih krivulj. Pri oddaljenosti od kaljenega čela (J — položaj), ki so manjše od J4 (t. j. 4/16" = = 6,5 mm), so krivulje podane črtkano. Potegnjene so namreč približno po oceni, ker čelo jominy 10 20 30 <0 50 60 mm Odoaljenosl OI) kaljenega tela Oocaljenoir od kaljenega čel? Ohtajevame hilrosri v "C/se* hitrosti v "C/vek. 93 8 30 mm 2 4 6 e 10 12 14 16 18 20 v ^ Odaljenost od kaljenega Cela prob ni bilo zaščiteno pred cementacijo in se zato njihov ogljikov gradient v bližini kaljenega čela nekoliko razlikuje od srednje vrednosti, ugotovljene na palici za določanje ogljika. Ameriških raziskovalcev na področju obrobne kaljivosti niso zadovoljili rezultati, prikazani z jominv krivuljami. Zato sta predvsem Gurley in Hanne\valds iskala novo obliko podajanja obrobne kaljivosti, ki bi olajšala praktično uporabo rezultatov. Odločila sta se za podajanje rezultatov obrobne kaljivosti v obliki diagramov izotrdot. Pri tem sta privzela dve predpostavki: ■— enake ohlajevalne hitrosti na enakih oddaljenostih od kaljenega čela jominy probe, — konstantne vsebnosti ogljika na določeni globini cementirane plasti. Ti dve predpostavki omogočata študij obrobne kaljivosti v sledeči obliki: — pri posameznih oddaljenostih od kaljenega čela cementirane jominv probe ugotavljamo vpliv spremenjenih vsebnosti ogljika po preseku ob konstantni ohlajevalni hitrosti z merjenjem trdot postopno odbrušenih plasti, — z merjenjem trdot vzdolž jominv probe na posameznih konstantnih nivojih ogljika vrednotimo vpliv ohlajevalne hitrosti na posamezne plasti cementirane skorje. Tako zbrane rezultate lahko prikažemo s prostorskim diagramom, kakršnega prikazuje za primer slika 11. s 3 0) Q njenega SeU L Mr-i OSt ?ri 1300 =F Slika 11 Primer diagrama kaljivosti za cementirano jeklo AISI 4028 v obliki prostorskega diagrama (A. E. Gurley, C. R. Hannewald) V tem diagramu so na osi X nanesene oddaljenosti od kaljenega čela oziroma ohlajevalne hitrosti. Na osi Y so trdote v rockwellu in na tretji osi Z so nanesene vsebnosti ogljika oziroma globine struženja. Na ta način so v enem diagramu zajeti vsi trije faktorji, ki nas zanimajo: Vsebnost ogljika —ohlajevalna hitrost —trdota Prostorski diagrami so nekoliko težavni za konstruiranje in nepraktični za odčitavanje pri praktični uporabi. Omenjena avtorja sta želela tak dia- gram poenostaviti. To sta izvedla tako, da sta os Y presekala na različnih nivojih (t. j. pri različnih trdotah) z ravnino, ki je vzporedna z ravnino XZ. Taka ravnina, izbrana npr. pri 60 Rc, preseka pri tej trdoti vse jominy krivulje za različne vsebnosti ogljika pri različnih oddaljenostih od kaljenega čela. Vsa ta presečišča se projicira na ravnino XZ. Izotrdotna krivulja poveže vsa projicirana presečišča, ustrezna trdoti 60 Rc, v ravnini XZ, ki predstavlja medsebojne odnose vsebnosti ogljika in oddaljenosti od kaljenega čela. Enako se konstruira ostale izotrdotne ikrivulje za poljubno izbrane trdote. To je preprosta in praktična metoda prikazovanja kompleksnih podatkov o kaljivosti ce-mentiranega jekla. Glavna prednost tega načina je v tem, da se odvisnost vseh treh faktorjev prikaže v ravnini. Izdelava in praktičnost izotrdotnih diagramov v tej obliki je prikazana na sliki 12. Oddaljenost od kaljenega Cela v^L* 05 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 65 65 65 64 63 62 60S3? 55 52,^49 45 43 65 6 5 6 5 6 5 64 63 62 5*>k 5? 53 ^ 47 47 66 66 66 66 65 64 63 61) 58 55 52) 48 46 66 66 6 6 66 6 5 6 5 64 62 57 53.^49 47 45 65 65 64 63 6^.58^*?5^48-^45^40-.38—37-—3S~" 60—60-5ff""5r~». 55 54 53 52^48 - 52 51^*9 47 44/39 34 31 45 41-<37 35 34 33 32 35 33 31 30-29" 2fP 27 27 26 49 47 43 JQ 34 31/?9 27 2G 25 24-49 4 7 4 6 41/ 36 33 /^9 27 25 23 22 90 95 1 00 26 26 25 25_ 24 23 22 22 21 21 21 21 20 20 globina inche .010 .020 030 040 .050 .060 .070 •080 .090 Slika 12 Ilustracija izdelave izotrdotnega diagrama (A. E. Gurley, C. R. Hannevvald) To je pravzaprav tabela z dvema komponentama, od katerih je ena oddaljenost od kaljenega čela, druga pa globina struženja oziroma vsebnost ogljika. V vodoravnih vrstah te tabele so vpisane za konstantni nivo ogljika izmerjene trdote pri posameznih oddaljenostih od kaljenega čela probe. Tako je ponazorjen vpliv ohlajevalne hitrosti na trdoto določene plasti cementirane skorje. V navpičnih kolonah je podana odvisnost trdote od vsebnosti ogljika oziroma globine struženja za konstantno ohlajevalno hitrost oziroma za isto oddaljenost od kaljenega čela probe. Slika 12 'kaže pripravo za konstrukcijo diagrama, slika 13 pa končno obliko diagrama izotrdot za obrobno kaljivost cementacijskega jekla. Ohlajevalna hitrost j"0-' B00 400 .500 -600 Oddaljenost od Kaljenega Cela Slika 13 Primer diagrama kaljivosti cementiranega jekla AISI 4028 v obliki izotrdot (A. E. Gurley, C. R. Hannevvald) Kaljivost jedra je v diagramu izotrdot podana na dva načina: — Prva metoda: vrednost idealnega kritičnega premera Di je podana v levem spodnjem kotu diagrama. Ta vrednost je izračunana na podlagi kemijske sestave in velikosti zrna 7 po ASTM. V raziskovalnem odeliku US Steel Corporation so razvili za ta preračunavanja posebno pomično računalo. — Druga metoda: pri tej metodi se poslužujejo neposrednega vnašanja rezultatov preizkusa kaljivosti osnovnega jekla v diagram. Trdota ob presečišču vsake izotrdotne krivulje z vsebnostjo ogljika osnovnega jekla daje vrednost trdot pri določenih oddaljenostih od kaljenega čela. Te vrednosti se dobro približujejo dejanskim rezultatom kaljivosti, ki so prikazani z jominy krivuljo osnovnega jekla na sliki 14. Razlike, ki jih često ugotovimo, so posledica preračunavanja trdot po Vickersu v trdote po Rockwellu C. 60 50 10 20mm 40 a i 30 20 10 AISI 4028 Z-.21 Mn-.82 Si-.2 7 Ni - .02 Cr - .02 Mo-,24 Velikost ZT.-l 8 18 r 16 10 12 14 16 Oddaljenost od kaljenega Cela Slika 14 Kaljivost jedra Izotrdotni diagrami na slikah 15—18 podajajo rezultate obrobne kaljivosti za direktno kaljene probe vseh preizkušenih vrst jekel. Primerjava originalnih podatkov kaljivosti kaže, da se 94 «/o vnesenih točk ujema neposredno ali pa z odstopanjem v mejah 0,01 «/o C s krivuljami diagramov. Maksimalna odstopanja so v velikosti 0,03 »/o C. Največja še upoštevana oddaljenost od kaljenega čela je položaj J 20 (t. j. 20/16" = 31,75 mm), ker so raziskovalci smatrali, da je taka informacija s praktičnega stališča zadostna. 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 1' 0 2 4 6 8 X) 12 14 16 16 20 1* MOČNO KAL%aljen°9r °° kdl)ene9a fiela ' 9 SLABO HlSM?*"" °d ***** £*• <* Slika ,15 Izotrdotni diagram cementiranega in direktno kaljenega jekla SAE 4028 H Slike 19—22 kažejo analogne diagrame izotrdot za indirektno kaljene probe. 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Oddaljenost od kaljenega Ceia SLABO KALJIVO ' 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 v. Oddaljenosf od kaljenega Ceia MOČNO KALJIVC Slika 19 Izotrdotni diagram cementiranega, ponovno ogretega in kaljenega jekla SAE 4028 H Rc_60_ F?c 40 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 .. . Oddaljeno«'' o<> Ksijenega Cela Močno tuljivo ' Slika 16 Izotrdotni diagram cementiranega in direktno kaljenega jekla SAE 8620 H Slika 20 Izotrdotni diagram cementiranega, ponovno ogretega in kaljenega jetkla SAE 8620 H 30 mm Rc40 Rc30 6 8 10 12 M 16 13 20 OcMaljencsf od kaljene^ Ceia o" 2 4 6 8 10 12 14 16 1» 20 v SLABO KALJIVO00^™0^ 0,3 ^^ ^ 8 X) 12 14 16 13 20 v4 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 ?0 vf6 Oddaljenost od kaljenega Čela OddaijenosK od Kah. čeia Slabo kaljivo Slika 21 diagram cementiranega, ponovno ogretega in kaljenega jekla SAE 4620 H MOČNO KALJIVO MoCno kaljivo Slika 17 Izotrdotni diagram cementiranega jekla SAE 4620 in direktno kaljenega Izotrdotni 30 mm 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 v Oddaljenost od Kaljenega Celd MOČffo KALJIVO 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 v f! SLABO KALJIVO0"^0* °° 4 6 8 10 12 14 16 18 20*16 Oddaljenost od kaljenega Cela i 8 X) 12 14 16 18 20 v Oddaljenosr od kaljenega Ceia SLABO KALJIVO MOČNO KALJIVO Slika 18 Slika 22 Izotrdotni diagram cementiranega in direktno kaljenega Izotrdotni diagram cementiranega, ponovno ogretega in jekla SAE 4815 H kaljenega jekla SAE 4815 H 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 v Oddaljenosr od kaljenega Cela 9aco kaljivo 10 12 i« 16 18 20 v jsr od kaljenega Ceia Sabo k»i|ivo OdCaljenosf oo kaljenega Ceia Slika 23 prikazuje tipične razlike trdot merjenih na različnih aparatih: rockvvell A in vickers 10 kg za tri različne nivoje ogljika. Slika 23 Razlika kaljivosti cementirane plasti pri treh vsebnostih ogljika zaradi različnih metod merjenja. Rockvvell A in HV.o kg za jeklo SAE 4620 H — močno kaljivo in direktno kaljeno (E. A. Soletcki, J. A. Halgren) Ugotovitve raziskav Kemijska sestava Kontrola kemijske sestave vseh osmih šarž preizkušenih jekel je pokazala, da vse šarže ustrezajo predpisanim območjem kemijskih vsebnosti, legi-nih elementov in da so šarže z nizko kaljivostjo v spodnji tretjini območja ter šarže z visoko kaljivostjo v zgornji tretjini predpisanega kemijskega območja. Vsebnosti ogljika pri tem niso upoštevali. Kaljivost Pri vseh štirih vrstah jekel je opaziti tendenco nizko kaljivih šarž (t. j. tistih, ki imajo kemijsko sestavo v spodnji tretjini kemijskega območja), da se približujejo spodnji meji H pasu za kaljivost jedra. Pri šaržah, ki imajo analizo v bližini zgornje meje predpisanega kemijskega območja, ležijo jominy krivulje v bližini zgornje meje H pasu. Podobno kot pri jedru opazimo tudi pri kaljivosti cementirane plasti, da so v diagramih izotrdot krivulje močno kaljivih šarž bolj položne kot krivulje slabo kaljivih šarž. Vpliv legirnih elementov Za oceno vpliva legirnih elementov na kaljivost jedra bi bilo potrebno odstraniti ali vsaj zmanjšati vpliv vsebnosti ogljika na kaljivost jedra. Razni raziskovalci11' 12 so ugotovili za legirne elemente faktorje kaljivosti (glej sliko 24). Slika 24 Faktorji za izračunavanje kaljivosti (C. F. Jatzak, D. J. Girardi) Na tak način bi mogli ugotoviti približni vpliv legirnih elementov na kaljivost jedra le pri seriji jekel v ločenih območjih ogljika. V obravnavanih raziskavah so imeli na razpolago tako serijo šarž pri jeklu SAE 8620 H. Ta aproksimacija potem ustreza trošenju kaljivosti jedra, ki je ugotovljena pri jeklu SAE 8620 H za isti nivo ogljika. Prav to pa lahko upravičeno precej kritiziramo. Eden najtehtnejših pomislekov je različna vsebnost prisotnih legirnih elementov v jeklu, kar vpliva na kaljivost. Meje pasov kaljivosti niso določene samo z vsebnostjo ogljika, ampak predstavljajo kombinirani in istočasni vpilv ogljika ter legirnih elementov na kaljivost. Na kaljenem delu se vertikalna širina pasu pripisuje odločilnemu vplivu ogljika'*. Kljub vsem kritikam uvedba tega načina analiziranja kaljivosti jedra nekega jekla z upoštevanjem minimalnega in maksimalnega pasu kaljivosti za posamezne vsebnosti ogljika pri danem jeklu le daje podrobnejši vpogled v problematiko primerjave kaljivosti jedra in skorje. Slika 25 predstavlja kaljivost jedra za šarži SAE 8620 s slabo in z močno kaljivostjo. Obe imata enako vsebnost ogljika 0,20 «/0. Pas kaljivosti, ki obsega slabo in močno kaljive šarže z istim ogljikom, je mnogo ožji od standardnega SAE pasu istega jekla. To je razumljivo, ker so hoteli z izključitvijo sprememb ogljika pokazati samo vpliv legirnih elementov na kaljivost jedra. 70 ~65 .o £ 60 2 70 o- 65 o ^60 o cc X 60 55 50 45 0 2 4 6 8 10 12 14 16 Oddaljenost- od kaljenega čela 20 inch 30mm _i 1.00'^C -ROCKVVELL ---VICKERS .60'AC — Dokazano je s praktičnimi poizkusi, da se karakteristike kaljivosti jedra ne ujemajo vedno s karakteristikami kaljivosti cementirane skorje. Zato je potrebo tudi s praktičnega stališča poleg preizkušanja kaljivosti jedra preizkušati tudi kaljivost skorje s pomočjo obrobne kaljivosti. Vse izotrdotne krivulje tvorijo neki vrh oziroma maksimalno jominy oddaljenost izotrdotne krivulje pri določenem nivoju ogljika, ki je za isto jeklo pri vseh krivuljah približno enak. Zato lahko vsebnost ogljika, ki pripada temu maksimumu izotrdotne krivulje, smatramo za eno od najpomembnejših karakteristik jekla pri obrobni kaljivosti. Ta maksimum obenem določa tisti nivo ogljika, ki edini omogoča doseganje popolne martenzitne strukture na površini cementirane plasti. Nagib izotrdotnih krivulj je merilo za kaljivost jekla, čim manjši so nagibi, tem močnejša je kaljivost jekla. Če sedaj še enkrat pogledamo diagrame izotrdot na slikah 15—22, vidimo, da nam že na prvi pogled omogočajo oceno splošne kaljivosti cemen-tacijskega jekla. r 16 Slika 25 Kaljivost jedra za slabo in močno kalji/vo jeklo v primerjavi s pasom kaljivosti za jeklo SAE 8620 H z vsebnostjo ogljika 0,20% Ogljikov gradient Podatki na sliki 5 potrjujejo informacije o vsebnosti ogljika na površini in o doseženi penetraciji ogljika v jeklih z različnimi vsebnostmi legirnih elementov, posebno niklja in kroma, če so ta izpostavljena istemu ogljikovemu potencialu. Krom pospešuje penetracijo in povečuje vsebnost ogljika na površini. Povečanje vsebnosti niklja zmanjšuje penetracijo in znižuje vsebnost ogljika na površini. Vsebnosti ogljika na površini in v neposredni bližini površine so preveč različne, da bi lahko zanesljivo uporabljali rezultate meritev trdote na površini za primerjavo karakteristik teh jekel v cementiranem stanju. Območje rezultatov paralelnih prob za naoglji-čenje je prikazano na slikah 6 in 7. Iz primerjav obeh slik vidimo jasno zahtevo po veliki pazljivosti in točnem določanju vsebnosti ogljika tik pod površino. Pri paralelkah so odstopanja ugotovili za 0,18'"/o C na isti globini pod površino. Nekateri avtorji navajajo še mnogo večje razlike! Odstopanja v nižjih slojih so precej manjša. OBROBNA KALJIVOST Pri vseh diagramih izotrdot bodisi s slabo ali z močno kaljivost j o opazimo neko skupno karakteristiko: PRAKTIČEN POMEN IN UPORABA IZOTRDOTNIH DIAGRAMOV Glavni poudarek izotrdotnih diagramov je na trdoti. Faktorji, ki odločajo o trdoti, so: ohlajevalna hitrost, vsebnost ogljika in kaljivost. Trdota martenzitne strukture je odvisna od vsebnosti ogljika v trdni raztopini. Podobno je količina ogljika v raztopini odvisna od kaljivosti oziroma od ohlajevalne hitrosti. Ti faktorji učinkujejo v določenih mejah in njihovi vplivi so jasno prikazani v diagramih izotrdot. Iz teoretičnih osnov je znano, da povečanje ohlajevalne hitrosti zvišuje trdoto jekla. Najvišjo trdoto doseže jeklo pri ohlajevanju s kritično ohla-jevalno hitrostjo. Povečanje ohlajevalne hitrosti nad kritično mejo ne omogoča nadaljnjega zvišanja trdote. Te odnose lahko praktično študiramo in prikazujemo z izotrdotnimi diagrami. Oglejmo si v zvezi s tem vpliv ogljika na trdoto pri konstantni ohlajevalni hitrosti na primeru diagram slika 13. V tem diagramu vzemimo oddaljenost od kaljenega čela 0,4" (ca. 10 mm) in analizirajmo vpliv ogljika na trdoto. Zvišanje vsebnosti ogljika povzroča naraščanje trdote do neke maksimalne vrednosti. Nadaljnje zviševanje ogljika nad to vsebnostjo je s stališča dosežene trdote brez uspeha. Nasprotno, zvišanje vsebnosti ogljika preko optimalne vrednosti 0,80— —0,85 o/o za jeklo AISI 4028 celo zniža trdoto. To znižanje je posledica zaostalega avstenita pri povečanih ohlajevalnih hitrostih. Vsebnosti ogljika nad 0,85 «/o pri tem jeklu povzroče nižje trdote tudi pri relativno majhnih hitrostih. V teh primerih se znižanje trdote pripisuje transformacijskim produktom, zaostalemu avstenitu ali njihovim kombinacijam. Vpliv ogljika na kaljivost se lahko študira z uporabo diagramov izotrdot. To se lahko izvrši 4 6 9 10 12 14 16 10 20 v Oddaljenost oa kaljenega Cela 20 30mm —i___ i » -4 —-4- 4- -» Slabo kaljiv z izbiro krivulje konstantne trdote, po kateri se zasleduje vpliv ogljika na oddaljenost od kaljenega čela oziroma na ohlajevalno hitrost. Na sliki 13 dobimo trdoto 55 Rc za 0,4 "/o C pri 1,2 mm od kaljenega čela. S povišanjem vsebnosti ogljika dosežemo 55 Rc pri manjši ohlajevalni hitrosti. Najmanjša ohlajevalna hitrost je za dosego trdote 55 Rc potrebna pri cca 0,85 '%> C. Ta ohlajevalna hitrost ustreza oddaljenosti 12 mm od kaljenega čela. Zvišanje ogljika nad 0,85 °/o C manjša kaljivost in za dosego iste trdote je zopet potrebna večja ohlajevalna hitrost. Uporaba informacij iz laboratorijskih rezultatov neposredno v proizvodnji predstavlja često velik problem. Stopnja težavnosti je odvisna od točnosti informacij oziroma rezultatov, pravilne analize problema in od metode prikazovanja rezultatov preizkušanja. Koristne podatke o kaljivosti neke šanže izbranega jekla lahko dobimo s pomočjo jominy poizkusa. Zbiranje informacij za različne šarže predstavlja merilo, ki omogoča metalurgu primerjave ekvivalentnih ohlajevalnih hitrosti in njim ustreznih trdot v cementirani plasti. V praksi želimo vedno enako kvalitetno cementirano plast. Zato se zahteva kontrola trdote cementirane in kaljene plasti na površini in po celotni cementirani globini. Dosežena trdota v cementirani plasti, ohlajeni s konstantno ohlajevalno hitrostjo, je odvisna od vsebnosti ogljika in kaljivosti osnovnega jekla. Ti vplivi so lepo vidni iz izotrdotnih diagramov, izdelanih s pomočjo jominy poizkusa cementiranih p rob. Vpliv dodanega ogljika na trdoto je odvisen od specifične kemijske sestave oziroma vrste jekla. Zato je potrebno zbirati podatke o kaljivosti v ce-mentiranem stanju za isto vrsto jekla, kakršno se uporablja v proizvodnji. Kaljivost cementacijskih jekel se povečuje z dodanim ogljikom. Ta vpliv povišanja vsebnosti ogljika se povečuje do omenjenega maksimuma, si. 13. Informacijo o najugodnejši vsebnosti ogljika na površini za dosego največje trdote in kaljivosti pri cementiranih delih za določeno vrsto jekla dobimo neposredno iz izotrdotnega diagrama, če v njem odčitamo tisto vsebnost, ki pripada maksimumu izotrdotnih krivulj. Večinoma se pri cementaciji predpisujeta trdota površine in efektivna globina cementacije, ki je običajno definirana s trdoto 500 HV ali 50 Rc. Zato mora gradient ogljika zadovoljiti vsaj ti dve zahtevi. Potrebno ohlajevanje in območje vsebnosti ogljika na površini se lahko določi iz diagrama izotrdot. Take informacije potrebujemo za izpolnitev zahtev neposredno v proizvodnji in na ta način urejamo in kontroliramo postopek cementacije. Koncentracijo ogljika v cementacijskem sredstvu, čas, temperaturo in ohlajevalno hitrost cementacije v praksi je treba urediti tako, da se dobljene vrednosti čim bolj približujejo predpisanim. Sprememba in ureditev cementacijskih pogojev ni težak problem za izkušenega mojstra. Problem je težavnejši tedaj, ko se istočasno ce-mentirajo kosi različnih oblik, debelin in velikosti, izdelani iz jekel z različnimi cementacijskimi karakteristikami. Zato se mora istočasno cementi-rati le tista jekla, ki imajo slične cementacijske lastnosti glede vpliva naogljičenja na trdoto. Problem uporabe tehničnih informacij, dobljenih iz izotrdotnih diagramov v proizvodnji, ni tako težaven, kakor bi na prvi pogled izgledal. Kaljivost, vsebnost ogljika in ohlajevalne hitrosti za dosego katerekoli trdote v okviru določenih mej se lahko dobi iz diagrama izotrdot z neposrednim odčitavanjem. Vzemimo za primer praktično uporabo diagrama izotrdot v praksi pri cementaciji zobatih koles. Najprej je treba analizirati vse zahteve, ki jih mora cementirani komad zadovoljiti: — trdota mora biti zadovoljiva, — cementirana plast mora biti dovolj globoka, — v cementirani plasti mora biti ugoden potek vsebnosti ogljika. Zadovoljivo trdoto dosežemo s tem, da dosežemo na površini ogljik, ki ima optimalno trdoto pri vseh ohlajevalnih hitrostih za določeno vrsto jekla. To optimalno vsebnost ogljika dobimo neposredno iz izotrdotnega diagrama. Zaželeno območje vsebnosti ogljika lahko dosežemo z izkušnjami v praksi. Vsebnost ogljika izven tega območja na površini kaže na pomanjkanje potrebne kontrole in trdota, ki jo jeklo v takem primeru doseže, je prav lahko nižja od zahtevane. To povzroči manjšo vzdržljivost izdelanega kosa v uporabi. Cementacijska globina in neugoden potek trdote sta v zvezi z difuzijo želene vsebnosti ogljika v kritično plast s trdoto 50 Rc. Da ugotovimo zahtevano vsebnost ogljika, je potrebno poznati dejansko ohlajevalno hitrost v kritični globini. To se lahko določi na dva načina: — z elektronskim registratorjem določamo ohlajevalne hitrosti v različnih globinah, — dejansko ohlajevalno hitrost v globini določimo po primerjalni metodi s pomočjo jominy poizkusa in ustreznih monogramov. Privzamemo, da je bila ohlajevalna hitrost na 1 mm pod površino zoba zobatega kolesa določena in je ekvivalentna oddaljenosti od kaljenega čela 8,8 mm. Katera vsebnost ogljika je potrebna za dosego 50 Rc na tem mestu pod površino, če je zobato kolo izdelano iz jekla AISI 4028 in je izra- čunani idealni kritični premer Di = 1,42" (36 mm)? Ce se poslužimo diagrama izotrdot (si. 13), določimo presečišče izotrdotne krivulje za 50 Rc z oddaljenostjo od kaljenega čela 8,8 mm (0,350") pri 0,52 »/o C. Ta postopek nam daje potrebno informacijo za kontrolo in izbiro efektivne cementacijske globine v zvezi s predhodno definicijo. Trdota in cementirana globina na korenu zoba zobatega iko-lesa je prav tako izredne važnosti zaradi čestih defektov zaradi utrujanja. Opisani postopek uporabe izotrdotnih diagramov je podoben tudi v sledečem primeru. V normalni proizvodnji cementiranega in kaljenega kosa je običajno predpisana vrsta jekla. Izbira se izvrši na osnovi kaljivosti ali kemijske sestave. Zato se za proizvodno kontrolo uporabi tri diagrame izotrdot in to za taline na zgornji, srednji in spodnji meji kemijske sestave ali kaljivosti. Kritični premeri se lahko računajo za posamezne šarže jekla iz njihove kemijske sestave. Na osnovi te informacije se izbere diagram, ki je po pripadajočem kritičnem premeru najbližji. Z interpolacijo lahko določimo tisto vsebnost ogljika, ki je potrebna za dosego želene trdote ob pred- hodno določeni ekvivalentni ohlajevalni hitrosti. Ta postopek je GurleyR uporabil pri termični obdelavi petdesetih šarž jekla v redni proizvodnji. Preko 95 °/o šarž je ustrezalo termični obdelavi, ki je bila teoretično predpisana. Diagrame izotrdot lahko primerjamo z izotermnimi premenskimi diagrami. Izotermni premenski diagrami so konstruirani tako, da dajejo čas začetka in konca premene avstenita pri konstantnih temperaturah. Diagrami izotrdot pa so konstruirani tako, da kažejo pogoje, ki so potrebni za dosego konstantnih trdot. Seveda ne definirajo samo pogojev za eno samo konstantno trdoto, ampak za katerokoli trdoto. PREIZKUŠANJE OBROBNE KALJIVOSTI DOMAČIH CEMENTACIJSKIH JEKEL V železarni Ravne smo preizkusili obrobno ka-ljivost treh vrst jekel za cementacijo EC 80 (Č.4320), ECM08O (Č.4720) in 20 MoCr4 (C.7420). Za prvi dve vrsti sm opreizkusili po tri šarže, za zadnjo pa le dve. Vse poizkuse smo izvedli s tremi paralelkami. šarže smo vzeli iz redne proizvodnje brez posebnega izbiranja kemijske sestave. Izbrali smo naslednje šarže: šarža C % Si °0 Mn °o P % S % Cr % Mo °/8 Velikost zrna po Mc Ouaid Ehnu EC 80 Č.4320 6649 0,17 0,27 1,15 0,016 0,023 0,93 6 Č.4320 15194 0,15 0,40 1,23 0,020 0,030 1,30 5—6 Č.4320 6711 0,17 0,32 1,10 0,019 0,033 1,05 6 ECMo 80 Č.4720 6222 0,13 0,36 0,86 0,015 0,022 1,09 0,24 6 Č.4720 6664 0,15 0,28 0,97 0,018 0,020 1,10 0,23 5 č.4720 6650 0,17 0,20 0,85 0,022 0,023 1,14 0,26 5—6 20 MoCr4 Č.7420 10595 0,21 0,27 0,65 0,013 0,024 0,44 0,42 6 Č.7420 11384 0,18 0,24 0,63 0,012 0,029 0,48 0,59 6 Priprava prob Od vsake šarže smo skovali palice 0 32 mm. Palice smo normalizirali z držanjem 30 minut na temperaturi 925° C in jih ohladili na mirnem zraku. Iz palic vsake šarže smo izdelali šest standardnih jominy prob — tri za kaljivost jedra in tri za obrobno kaljivost — ter tri palice 0 25X150 milimetrov za določevanje ogljikovega gradienta. Cementacija Probe za določevanje ogljikovega gradienta ter jominy probe za določevanje obrobne kaljivosti smo cementirali v zabojčkih. Istočasno sta se v enem zaboju cementirali po dve probi, ena za jo-miny poizkus in druga za določevanje vsebnosti ogljika. Vse probe smo cementirali 9 ur na temperaturi 925° C v trdnem cementacijskem sredstvu durferrit granulat 30. Vse probe smo ohlajali v cementacijskem sredstvu, tako da smo zabojčke ohlajali prosto na zraku. Po ohladitvi smo probe za določevanje ogljikovega gradienta stružili po plasteh. Kaljenje Jominy probe smo segreli v lončku z grafitno podlogo na temperaturo 820° C in jih po 30-minut-nem držanju na temperaturi 10 minut čelno kalili po predpisih za standardni jominy poizkus. Slika 26 Krivulja naogljičenja EC 80 Slika 27 Krivulja naogljičenja ECMo 80 Slika 28 Krivulja naogljičenja 20 Mo Cr 4 Določevanje ogljikovega gradienta Probo za določevanje ogljikovega gradienta smo stružili v stopnjah po 0,1 mm. Ostražkom vsake stopnje smo nato posebej analizirali ogljik. Iz določitve odstotka ogljika v vsaki stopnji smo potem lahko narisali krivulje naogljičenja. Podajamo za vsako vrsto po en diagram (Glej slike 26—28!) V vsakem od teh diagramov sta vrisani krivulji naogljičenja za dve šarži. Žal nismo naredili teh krivulj za večje število šarž, da bi dobili celotno odstopanje ogljikovega gradienta glede na legirne elemente, če ti nihajo od maksimalnih do minimalnih predpisanih analiznih mej. Pri enakih pogojih cementacije imajo legirni elementi odločilen vpliv na difuzijo ogljika oziroma na sposobnost naogljičenja. Merjenje trdote Iz krivulj naogljičenja smo določili globine, kjer je vsebnost ogljika 1,0—0,9—0,8—0,7 in 0,6%. Cementirano in čelno kaljeno jominy probo smo zbrusili do ustreznih globin in nato izmerili trdote vzdolž jominy prob po Vickersu z 10 kg obtežbo. Za vsak odstotek ogljika je bila zbrušena posebna ploskev, tako da v nobenem položaju ni bila merjena trdota dvakrat za različna odstotka ogljika. Trdota vicerksa (HV) smo preračunali v trdoto po Rockwellu (HRC), ker se obrobna kaljivost običajno podaja s trdoto po Rookvvellu. Za preračunavanje trdote vickersa v trdoto rockwella smo uporabili tabelo v S. A. E. Hand book 1954. Podajanje rezultatov Rezultate podajamo v obliki jominy krivulj (za primer glej si. 29, 31, 33) in z izotrdotnimi diagrami (za primer glej si. 30, 32, 34). Izotrdotni diagrami niso popolni, ker smo pri planiranju poizkusov predvidevali podajanje rezultatov z jo-miny krivuljami, nato pa smo poizkusili prikazati obrobno kaljivost še z izotrdotnimi diagrami. Izotrdotni diagrami vključujejo vse nivoje ogljika od ogljika v osnovnem jeklu ~ 0,2 °/o do najvišjega odstotka ogljika v cementirani skorji. V levem spodnjem delu je podan idealni kritični premer za osnovno jeklo. Č.4320 — EC 80 Jominy krivulja osnovnega jekla kaže začetno trdoto okrog 40 HRc (Slika 29). Pri oddaljenosti nad 5 mm od kaljenega čela trdota hitro pada in doseže že pri 10 mm okrog 27 HRc, pri 20 mm pa le še 20 HRc. Cementirana plast doseže najvišjo trdoto pri 0,7,0/o ogljika. V izotrdotnem diagra- ^ \ - v 1 0.6IC 0. alc 0,7 IC 0.9XC 10 12 14 16 19 20 Oddaljeno&r 00 kaljenega Cela v mm Slika 32 Izotrdotni diagram ECMo 80 poprečje treh šarž 0 10 20 30 40 50 60 70 PrervorBa vickens-a v Rockvell Oddaljenost od kaljenega Cela v mm to SAE Hanabook 1954 0 10 20 30 4 0 50 60 70 90 prervorOa vickers-a v Rockwell Oddaljeno^ od kaljenega teia * mm . 00 SA£ Handbook 1954 (Sar-Sl 10595) Slika 31 Obrobna kaljivost ECMo 80 0,15*C 80 (itrii 6664) Slika 34 Izotrdotni diagram 20 Mo Cr 4 poprečje dveh šarž mu so krivulje zelo položne. Optimum trdote v odvisnosti od ohlajevalne hitrosti doseže to jeklo v območju 0,7—0,8 %> vsebnosti ogljika v cemen-tirani plasti. Oblika krivulj v izotrdotnem diagramu kaže za to jeklo zadovoljivo kaljivost. Č.4720 — ECMo 80 Jominy krivulja osnovnega jekla na sliki 31 kaže enako začetno trdoto in nekoliko boljšo kaljivost v primerjavi z jeklom C.4320. Prevojna točka jominy krivulje je pri oddaljenosti okrog 8 mm od kaljenega čela. Pri oddaljenosti 10 mm je povprečna trdota za 4—5 HRc višja od jekla Č. 4320. Trdota in kaljivost cementirane plasti se povečuje z zviševanjem vsebnosti ogljika do 0,7 odstotkov, nato pa z naraščanjem ogljika hitro pada. Pri 1 Vo ogljika doseže cementirana plast le okrog 57 HRc. Zaradi te ugotovitve se ne priporoča ce-mentacija, pri kateri bi vsebnost ogljika presegla 0,75 odstotka. Č.7420 — 20 Mo Cr 4 Začetna trdota, ki jo kaže jominy krivulja osnovnega jekla na sliki 33 je v primerjavi s slikama 29 in 31 znatno višja. Pri tem moramo upoštevati razliko v vsebnosti ogljika teh treh šarž. Tudi kaljivost tega jekla je nekoliko boljša, kar je v skladu z vsebnostjo legiranih elementov. Najvišjo trdoto doseže cementirana plast tega jekla pri vsebnosti 0,7—0,8 odstotkov ogljika. Pri višjih vsebnostih ogljika trdota pada. Izotrdotne krivulje so izredno položne. To je ugodno za jeklo, ki je namenjeno za direktno kaljenje. Enaka vsebnost ogljika daje preko obsežnega območja ohlajevalnih hitrosti enakomerno trdoto. Zaključki o izvršenih poizkusih Vse tri vrste preizkušanih jekel imajo dobre kalilne lastnosti skorje in jedra. Najvišje trdote cementirane plasti so razmeroma nizke. Te vrednosti v HRc je treba upoštevati bolj za medsebojne primerjave kakor pa absolutno, ker so preračunane iz meritev po Vickersu z majhno obtežbo. Pri brušenju merilnih ploskev je treba posvečati posebno pozornost dobremu hlajenju, da ne pride do popuščanja. Rezultati teh poizkusov se dobro ujemajo z rezultati preizkušanja obrobne kaljivosti naših jekel na Metalurškem inštitutu v Ljubljani. Posebej je treba poudariti, da je bil glavni pomen izvršenih praktičnih poizkusov osvajanje metodike preizkušanja in vrednotenja obrobne kaljivosti, ne pa ugotavljanje povprečnih lastnosti posameznih vrst jekel, za kar bi bilo potrebno večje število šarž. Metodiko preizkušanja obrobne kaljivosti v tekoči kontroli bi bilo potrebno posebej prilagoditi v obliki kontrole enakomernosti že poznanih osnovnih lastnosti, ker je kompletno preizkušanje obrobne kaljivosti za šaržo preobsežno in časovno neizvedljivo. Za tako kontrolo je primernejše brušenje vedno enakih globin cementirane plasti, ker se ogljik lahko za te globine analizira naknadno. Tako je tudi omogočena kontrola enakomernosti naogljičevanja. Pri preizkusih je treba jemati vedno sveže ce-mentacijsko sredstvo enake sestave. ZAKLJUČKI O METODI PREIZKUŠANJA OBROBNE KALJIVOSTI Grafična metoda jasno vrednoti in prikazuje v praktično uporabni obliki kaljivost cementira-nega jekla ter kaže ločeno in kombinirano vpliv ohlajevalne hitrosti, vsebnosti ogljika in kaljivosti na doseženo trdoto. Iz diagramov izotrdot se lahko neposredno odčita tisto vsebnost ogljika na površini, ki daje najvišjo trdoto pri posameznih vrstah jekla in pri različnih ohlajevalnih hitrostih. Iz teh diagramov, ki so za posamezne vrste jekel značilni, je razviden vpliv kemijske sestave jekla na lastnosti cementirane plasti. Diagrami izotrdot dajejo osnovo za pregledno primerjavo vplivov indirektnega in direktnega kaljenja po cementaciji na dosežene lastnosti za razne vrste jekel. S pomočjo diagramov lahko ugotovimo, kako debela mora biti cementirana plast, da se doseže minimalna cementacijska globina (s kriterijem trdote 50 HRc) pri dani toplotni obdelavi in vrsti jekla. Ti diagrami ponazarjajo tudi odvisnost obrobne kaljivosti jekla od kaljivosti osnovnega jekla. V zadnjih letih se metodika preizkušanja obrobne kaljivosti ter prikazovanja in uporabe rezultatov še naprej usklaja in razvija. Literatura 1 Harris, »Čase Depth«, Metal Progress, Vol. 44 (avg. 1943), str. 265—272 2 Stanley, »Steel Carburization and Decarburiza-tion, a Theoretical Analysis«, The Iron Age (feb. 4, 1943), 49—55 3 Guy, »Predicting Carbon Penetration Curves in Carburizing«, The Iron Age, Vol. 163 (Jan. 27, 1949), str. 74—76 * Jominy, Boegehold, »Hardenability Test for Carburizing Steel«, Transactions of American Society for Metals, Vol. 26 (1938), 574—606 5 Kayser, Thomson, Boegehold, »End Quench Test for Determining the Hardenability of Car-burized Steels«, Trans. A. S. M., Vol. 45 (1953), 1056—1070 Meyer, »Der Einfluss von Legierungsstoffen auf die Randhartbarkeit von Einsatzstahlen«, Stahl und Eisen, 76., (1956), Heft 2, str. 68—78 Meyer, »Die Randhartbarkeit als Kriterium der Einsatzstahle«, Berg- und Huttenmannische Monatshefte, Jg. 105, Hll, 1960, str. 292—301 Gurley, Hannewald, »Development and Application of Isohardness Diagram«, Metal Treating Vol. 7, No. 3 (Maj — Junij, 1956), 2—6, 32, 33 Ruffle, »Gas Carburizing and Čase Hardenabi-lity, Some Basic Data«, Metal Treatment and Drop Forging, Vol. 25, No. 158 (Nov. 1958), str. 475—481 10 Halgren, Solecki, »Čase Hardenability of SAE 4028, 8620, 4620 and 4815 Steels«, SAE Transac-tions 1961, str. 662—676 11 Grossmann, »Hardenability Calculated from Chemical Composition«, Transactions, AIME Vol. 150 (1942), str. 22 12 Kramer, Hafner, Toleman, »Effect of Sixteen Alloying Elements on Hardenability of Steel«, Transactions AIME, Vol. 158 (1944), str. 138 13 Hodge, Orehoski, »Relationship Betvveen Har-denability and Percentage of Martensite in Some Lovv Alloy Steels«, Transactions, AIME, Vol. 167 (1946),"str. 627—638 Odgovorni urednik: Joža Arh, dipl. inž. — Člani: Jože Rodič, dipl. inž., Janez Barborič, dipl. inž., Aleksander Kveder, dipl. inž., Edo Žagar, tehnični urednik. Tisk: ČP »Gorenjski tisk«, Kranj