C 2292S« VSEBINA ŽELEZARSKI ZBORNI K Stran Pribyl Robert — Linz, Austrija NOVA VRSTA VALJEV ZA VALJANJE ALUMINIJA IN CINKA 1 Pribyl Robert — Linz, Austrija NOVA VRSTA VALJEV ZA VALJANJE ALUMINIJA Rodič Jože — Železarna Ravne KALJIVOST JEKEL OSNOVA ZA BOLJŠO EKONOMIKO, PRAVILNEJŠO IN LAŽJO IZBIRO JEKEL 15 Šegel Jože Železarna Ravne VPLIV TOPLOTNE OBDELAVE NA ŽILAVOST BRZOREZNIH JEKEL 39 Cerne Franc — Železarna Ravne MEROOBSTOJNOST NEKATERIH ORODNIH JEKEL 51 Goršek Martin — Železarna Store RAZISKAVE VPLIVOV NA DIMENZIJE IN DRUGE LASTNOSTI ULITKOV IZ NODULAR-NE LITINE 61 Dobovišek Bogomir — Metalurški inštitut ŠTUDIJ RAZKROJA CO MED REDUKCIJO ŽELEZOVIH OKSIDOV Z NJIM 69 1970-LETO IV 1 »VDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT K pi *.-> VSEBINA Stran Dir. Dr. Ing. Pribyl Robert, Linz — Austria Nova vrsta valjev za valjanje aluminija in cinka................1 DK 621.944.07 : 669.71 : 669.5 ASM-SLA: W23, Al, Zn Dir. Dr. Ing. Pribyl Robert, Linz — Austria Nova vrsta valjev za valjanje aluminija ... 9 DK 621.944 : 669.71 ASM-SLA: W23, Al Rodič Jože dipl. inž., Železarna Ravne Kaljivost jekel osnova za boljšo ekonomiko pravilnejšo in lažjo izbiro jekel......15 DK 620.179.3 ASM-SLA: J5 Segel Jože dipl. inž., železarna Ravne Vpliv toplotne obdelave na žilavost brzorez- nih jekel..............39 DK 539.55 : 669.14.018.252.3 : 621.785 ASM-SLA: Tsm; Q6jJ Cerne Franc dipl. inž.. Železarna Ravne Meroobstojnost nekaterih orodnih jekel ... 51 DK 669.14.018.25 : 621.785.6/789 : 539.37 ASM-SLA: Jlb, TSh Goršek Martin inž. fizike., Železarna štore Raziskave vplivov na dimenzije in druge lastnosti ulitkov iz nodularne litine......61 DK 621.746.019 ASM-SLA: 9-72 Dr. Dobovišek Bogomir dipl. inž., Metalurški inštitut študij razkroja CO med redukcijo železovih oksidov z njim............69 DK 622.781 ASM-SLA: B16a INHALT Seite Dir. Dr. Ing. Pribyl Robert, Linz — Austria Neuartige Warmwalzen ftir Aluminium und Zinkvvalzvverke............1 DK 621.944.07 : 669.71 : 669.5 ASM-SLA: W23, Al, Zn Dir. Dr. Ing. Pribyl Robert, Linz — Austria Neuartige Warmwalzen fiir Aluminium-VValz-werke...............9 DK 621.944 : 669.71 ASM-SLA: W23, Al Rodič Jože dipl. inž., Železarna Ravne Hartbarkeit — ein Grundmass fUr eine bessere Okonomie, eine richtigere und leichtere Aus-wahl del Stahle . . . ..............15 DK 620.179.3 ASM-SLA: J5 Segel Jože dipl. inž., Železarna Ravne Einfluss der Warmebehandlung auf die Zahig-keit der Schnellarbeitsstahle.......39 DK 539.55 : 669.14.018.252.3 : 621.785 ASM-SLA: TSm; Q6jJ černe Franc dipl. inž., Železarna Ravne Die Massbestandigkeit einiger Werkzeugstahle 51 DK 669.14.018.25 : 621.785.6/789 : 539 ASM-SLA: J2b, TSh Goršek Martin inž. fizike., Železarna Štore Untersuchungen iiber die verschiedenen Ein-fliisse auf die Massanderungen und andere Eigenschaften der Gusskorper aus Spharoguss 61 DK 621.746.019 ASM-SLA: 9-72 Dr. Dobovišek Bogomir dipl. inž., Metalurški inštitut Zersetzungsstudie des Kohlenmonoxyd wah-rend der Reduktion der Eisenoxyde mit ihm . 69 DK 622.781 ASM-SLA: B16a CONTENTS Page Dir. Dr. Ing. Pribyl Robert, Linz — Austria New type of rolls for rolling aluminium and zine................1 DK 621.944.07 : 669.71 : 669.5 ASM-SLA: W23, Al, Zn Dir. Dr. Ing. Pribyl Robert, Linz — Austria New type of rolls for rolling aluminium ... 9 DK 621.944 : 669.71 ASM-SLA: W23, Al Rodič Jože dipl. inž., železarna Ravne Hardenability of steels — basis for better eco-nomy, correcter and easier seleetion of steels 15 DK 620.179.3 ASM-SLA: J5 Segel Jože dipl. inž., železarna Ravne Influence of heat treatment on toughness of higli-speed steels...........39 DK 539.55 : 669.14.018.252.3 : 621.785 ASM-SLA: TSm; Q6jJ Cerne Franc dipl. inž., železarna Ravne Dimensional stability of some tool steels . . 51 DK 669.14.018.25 : 621.785.6/789 : 539 ASM-SLA: J2b, TSh Goršek Martin inž. fizike., Železarna Štore Investigation of influences on dimensions and other propertiens of spheroidal graphite čast iron................61 DK 621.746.019 ASM-SLA: 9-72 Dr. Dobovišek Bogomir dipl. inž., Metalurški inštitut Study of CO dissociation during the reduetion of iron oxides with it..........69 DK 622.781 ASM-SLA: B16a COAEP>KAHHE Dir. Dr. Ing. Pribyl Robert, Linz — Austria HOBbIH COpT BaAKOB AAfll npOKclTKH aAKJMHHHH H IfHHKa.............. 1 DK 621.944.07 : 669.71 : 669.5 ASM-SLA: W23, Al, Zn Dir. Dr. Ing. Pribyl Robert, Linz — Austria HOBbIH COpT BSAKOB AAH IipOKaTKH aAIOMHHHH 9 DK 621.944 : 669.71 ASM-SLA: W23, Al Rodič Jože dipl. inž., Železarna Ravne 3aKaAHBaeMOCTb cxaAH-ocHOBaHHe AAH Aviiueft 3kohomhkh, npaBHAbHbiM h SoAee AerKOM Bbi6ope cxaAH............15 DK 620.179.3 ASM-SLA: J5 Segel Jože dipl. inž., Železarna Ravne BAHHHHe Tep.M006pa60TKH Ha BH3KOCTb 6bl- CTpope>KYmeH cTaAH..........39 DK 539.55 : 669.14.018.252.3 : 621.785 ASM-SLA: TSm; Q6jJ černe Franc dipl. inž., Železarna Ravne Pa3MepHOCTb HeKOTOpbIX HHCTpYMeHTaAbHbIX CTaAeii...............51 DK 669.14.018.25 : 621.785.6/789 : 539 ASM-SLA: J2b, TSh Goršek Martin inž. fizike., železarna štore HccAeAOBamie bahmhhh Ha pa3Mepbi h Ap\rne KaMecTBa otahbkob c mapoBHAHbiM rpaKeHH5I CO BO BpeM5I peAVKUHH >KeAe3HbIX OKCHAOB C 3THM ra30M.....69 DK 622.781 ASM-SLA: B16a I z Dir. Dr. Ing. Robert Pribyl Linz — Austrija DK: 621.944.07; 669.71; 669.5 ASM/SLA: W 23, Al, Zn Nova vrsta valjev za valjanje aluminija in cinka Opisana je nova vrsta jeklenih kovanih in na poseben način plamensko kaljenih valjev za vroče valjanje aluminijeve in cinkove pločevine. Prednost teh valjev pred valji iz trde litine je predvsem v izredni iilavosti in odpornosti proti zlomom tudi pri najtežjih nezgodah. Valji so popolnoma odporni proti luščenju površine in proti tvorjenju vročih risov. Valje iz trde litine novi VOEST-ovi valji daleč prekašajo v življenjski dobi storilnosti in gospodarnosti. V romantični dolini Traisen leži na progi St. Polten—MariazelI v bližini Zisterzinskega samostana Zilienfeld — majhna vasica Marktl. Tukaj je sedež firme Fried v. Neuman, ki je bila leta 1780 ustanovljena kot kovačija. Ta je obstajala do 1.1920. Leta 1832 je bila zgrajena valjarna za črno pločevino, 1. 1904 pa so jo preuredili za proizvodnjo cinka. Od leta 1946 valjajo tudi aluminijevo pločevino. Poleg vroče in hladne valjarne stoji tudi stiskalnica za stiskanje profilov. V Avstriji se nahaja 5 valjam aluminija in samo ta valjarna cinka. V tej valjarni valjajo čisti aluminij z 99,3 % do 99,85 °/o Al in tudi zlitine »Aluman« (Al-Mn), Anti-korodal (Al-Mg-Si) in »Peraluman« (Al-Mg 1,5 in Al-Mg3). Pri cinku imamo opraviti samo s finim cinkom in nerafiniranim cinkom. Oprema valjarne Valjalno ogrodje: enosmerni duo firme Krupp-Gruson/Magde-burg; pogon preko odprtega zobatega predležja in pogonski motor 500 KS maksimalni valjčni pritisk na vsakem vretenu 500 t; maksimalna hitrost valjanja ca. 63 m/min.; maksimalna storilnost 5 t Al/uro; valjčni čepi tečejo v odprtih bronastih ležajih; hlajenje valjev in mazanje z 15 % oljno emulzijo; čepi se dodatno mažejo z lojem. Karakteristike vročih valjev premer valjev dolžina delovne površine skupna dolžina ležajni čepi deteljica teža: litih trdih valjev kovanih valjev 725 mm se izkorišča do 690 mm 1450 mm 2610 mm 550 mm 0 x 330 mm dolž. 450/310 mm 0 X 250 mm dolž. 6385 kg 6530 kg Valjajo se brame debelina 155 — 185 mm (pri Zn 70 mm) 500 — 600 mm ca. 1050 mm sirma dolžina teža maks. 450 kg pretežno 260 kg do marca 1963 350 kg od marca 1963 Izvaljana vroča pločevina najmanjša debelina širina največja dolžina 8 mm, pri cinku 12 mm 550 dol200 mm, pri cinku 600—110 mm 10000 mm Za ogrevanje aluminijevih blokov na temperaturo valjanja (500 —620° C) služi moderna električno ogrevana peč s premičnimi gredami z največjo storilnostjo 3 t aluminija na uro. Ista peč se uporablja tudi za ogrevanje cinkovih blokov na temperaturo valjanja 200° C. V opisanem vročem duo ogrodju so v začetku —odgovarjajoče takratnemu stanju tehnike — upo- rahljali izključno lite valje s trdo skorjo, s trdoto delovne površine 60—70 shore D in naslednjo smerno analizo: C 2,6 °/o, Si 0,7 %, Mn 0,3 °/o, P 0,4 %, S 0,09 % Prednosti teh valjev so: a) so poceni b) imajo trdo, proti obrabi odporno površino, ki zagotavlja gladko in brezhibno površino pločevine vsaj toliko časa, dokler se ne izrabi čista trda površina valja c) zaradi visoke vsebnosti karbidov in naravne trdote so obstojni proti napuščanju, tako da se celo pri slabem hlajenju valjev ali pri obtičanju valjanca med valji trdota površine ne zmanjša Slabe strani a) valji so zelo občutljivi na razne napetosti. Mehanske ali termične obremenitve lahko povzroče lom valja ali čepa ali luščenje trde površine; b) so le slabo odporni proti temperaturnim spremembam in v precejšnji meri nagnjeni k tvorbi vročih risov; c) trda plast sega povprečno le 15 mm globoko; ko se ta obrabi, je delovna površina vedno mehkejša in poroznejša; d) zaradi navedb pod a do c imajo le zelo omejeno življenjsko dobo; e) zaradi temperaturne občutljivosti je treba valje previdno ogrevati, kar zmanjšuje proizvodnjo, ker se ogrevanje običajno izvaja v ogrodju; f) po obrabi trde zunanje plasti se valjev ne da več popraviti. Opisane prednosti in slabe strani so odvisne od materiala in načina izdelave. Za izdelavo je predvsem važno, da se držimo ozkih analiznih mej skupno z odgovarjajočo hitrostjo ohlajanja v kalupu. Sestavo je treba tako izbrati, da se talina po odlitju v običajni peščeni kalup strdi sivo, torej z izločanjem grafita, in da se s hitrim ohlajanjem izločanje grafita zadrži in povzroči belo strjenje. Znano je, da se lahko lito železo določene sestave (okoli 2,6 do 3,3 % C, 0,6 do 1,2 % Si, 0,3 do 1,2 % Mn, 0,5 % P in 0,1 % S), odvisno od ohlaje-valnih pogojev, v istem odlitku strdi popolnoma belo (trda litina), popolnoma sivo (siva litina) ali delno belo, delno sivo (litina s trdo lupino). Zadnjo možnost izkoriščamo pri izdelavi valjev s trdo lupino tako, da pri vlivanju v območje delovne površine uporabimo hladilne (kalilne) plošče in povzročimo belo strjenje zunanje cone delovne površine do določene globine, medtem ko se jedro in v pesek vliti čepi strdi j o sivo. Vsa umetnost vlivanja je v tem, da vskladimo sestavo z ohlajevalno hitrostjo in presekom valja, da bi dosegli ozko omejene debeline belo strjene zunanje lupine delovne površine valja. Ta je sestavljena iz perlita in cementita, ki sta precej grobo porazdeljena (si. 1), in je, odgovarjajoče visoki vsebnosti železovih karbidov, zelo trda, odporna proti pritisku in obrabi, vendar tudi zelo krhka. Pravzaprav predstavlja delovno površino valjev. Sivo strjeno jedro sestoji Slika 1 Struktura zunanje plasti valja iz trde litine iz perlita in grafita in daje valju določeno žilavost. Prehod od belo strjene zunanje plasti k sivo strjenemu jedru ne sme biti oster. Vmes mora biti bolj ali manj široka prehodna cona, tako imenovana melirana cona, v kateri delež grafita od zunaj navznoter, odgovarjajoče pojemajoči hitrosti ohlajanja, narašča. Skupna hlajena globina sestoji iz čiste hlajene globine, ki je popolnoma bela; se torej strdi brez grafita in prehodne cone (si. 2). Če je čista hlajena globina preplitva, potem je življenjska doba valjev prekratka, ker po obrabi bele zunanje plasti grafitne lamele prehodne cone izpadejo, kar ima za posledico porozno delovno površino valjev in vedno bolj hrapavo površino zvaljane pločevine. Če pa je čista hlajena globina pregloboka, potem močno narastejo lastne notranje napetosti in povzroče lahko že po odlitju ali pa kasneje v valjarni zlome valjev. V praksi se je najbolje obnesla debelina hlajene tkzv. trde plasti —-15 mm. V valjarni firme Fried. v Neuman sta bila za opisano valjarniško ogrodje stalno na razpolago 2 para trdih valjev. En par je bil vgrajen, drugi par pa v rezervi. Valjali so na dve dnini, pri čemer Slika 2 Trda zunanja plast in prehodna cona valja iz trde litine SO mesečno delali poprečno 40—45 dnin po 8 ur. Pri valjanju aluminija z začetnimi temperaturami od 500—620° C so valje hladili in mazali z emulzijo mineralnega olja. Vsak dan na začetku valjanja pa so nekaj blokov izvaljali brez emulzije in z majhnim pritiskom, da bi valje previdno ogreli. Odvisno od upora valjanca proti preoblikovanju se je vzpostavila na površini valja temp. od 45 do 60° C. Prave temperature v valjčni regi se žal ne da izmeriti, računsko pa znaša približno polovico temp. bloka. Na vsake 3 ure so površino valjev v ogrodju obrusili s polirnim klinom, da bi odbrusili delce aluminija z njihove površine. Pri valjanju cinka so obratovali na suho, to je brez mazanja z emulzijo, čepe pa so hladili s čisto vodo. Valje so pred tem previdno ogreli na 150° C. Temperatura valjanja je znašala 160° C. Običajno pa so cink valjali le ob koncu tedna, in sicer 3 do 4, največ pa 6 izmen na mesec. Največje težave pri uporabi trdih valjev pa povzroča znana nagnjenost teh valjev k tvorbi vročih risov. V obremenjeni delovni površini, ki je zelo krhek in slab toplotni prevodnik, se tvorijo fini risi, ki po številu, dolžini in globini stalno naraščajo, tako da je delovna površina obdana z mrežo risov. Kasneje pride na vozliščih teh risov do majhnih okruškov, končno pa večjih okruškov ali odlomov bele strjene zunanje plasti. Mrežasti risi povzročajo na vroče valjani površini mrežaste pozitivne odtise, iz katerih pri hladnem valjanju zaradi prevaljanja nastanejo luskine. Da se tem nezaželenim pojavom izognemo, smo prisiljeni risave valje kmalu obrusiti. Pri firmi Fried. v. Neuman so se ob omenjenih obratovalnih razmerah pojavili vroči risi tako na novih kakor tudi na ponovno obrušenih valjih običajno že 3. ali 4. dan valjanja. Zaradi zelo dolgotrajne menjave valjev (trajala je 24 ur), jih ni bilo mogoče menjati v tako kratkih obdobjih. Prisiljeni so bili valjati naprej in do določene mere tolerirati vedno močnejšo mrežo na površini pločevine. Po 3 do 4 mesecih so risi dosegli globino približno 3 mm. Valje je bilo treba prebrusiti, pri če- mer se je premer zmanjšal za 6 do 8 mm. Ker je trda, belo strjena zunanja plast povprečno debela 15 mm, so bili valji po dvakratnem brušenju, oziroma treh vgraditvah izrabljeni. Obratovalni časi zadnjih dveh parov trdih valjev so zbrani v tabeli 1 in na sliki 7, in sicer za čas od 4. 8. 1958 do 12. 3. 1960. Kot je razvidno, je bila najdaljša doba enkratne vgraditve ca 4 1/2 meseca, najkrajša pa 1 mesec in 22 dni. Skupna življenjska doba prvega para valjev je bila ca. 11 mesecev, drugega pa 9 mesecev Opisane težave z vročo risavostjo in s tem pogojena mnogo prekratka življenjska doba valjev s trdo lupino, so pripravile razmeroma majhno firmo Fried. v. Neuman v začetku leta 1960, da je storila pionirski korak, ko je kot prva firma preizkusila popolnoma nov tip valjev in prevzela nase tudi odgovornost razvoja. Ta podjetniški pogum je treba ceniti še tembolj, ker je bila cena novih, v praktičnem obratovanju ne preizkušenih valjev skoraj dvakrat tolikšna, kot je cena trdih valjev. Novo vrsto valjev je razvila firma Vereinigte Osterreichische Eisen und Stahhverke A. G. po postopku, ki je s patentom zaščiten že v 10 deželah, v 13 deželah pa je patent prijavljen. Gre za kovane, s Cr-Mo in vanadijem legirane jeklene valje, s plamensko kaljeno površino. Proizvodni postopek je tak: jeklo, izdelano v 251 električni peči vlijejo v bloke, ki jih prekujejo z odgovarjajočo stopnjo predelave. Surovce najprej normalizirajo in nato še mehko žarijo, ostružijo in z ultrazvokom pregledajo notranje napake. Sledi pred poboljšanje na trdnost 95 do 110kp/mm2. V ta namen predstru-žene valje počasi in vseskozi ogrejejo na 940° C in nato, odgovarjajoče kemični sestavi, ker je kaljiv na zraku, razmeroma počasi ohlajajo na zraku. Neposredno za tem na zraku kaljene valje v na-puščni peči napustijo pri 620° C, še enkrat pregledajo z ultrazvokom in ostružijo na mero pred brušenjem. Sledi najtežji del izdelave valjev, namreč kaljenje delovne površine in večinoma tudi čepov. Valji se ogrevajo na temp. kaljenja z gorilci Par št. 4 Par št. 3 H.l.i* MU Zlili* <0.1 SI Z0.II.S9 Z.1I.& /UB / 41.).to Par št. 2 ^V/C < vstoro železo •t.s^a s^.rt 15.S.S1 .' 3f.rt.59 Par št. 1 ,_, / , ,. 'v staro zelem tv.ff MU ns-u. zastoj dvoizmensko delo 16ur/dan slika5 enoizmensko delo 8 ur/dan okoli e.eoot doslej okoli ie.ooot okoli fttm uro vgjjania _ približno u-uina um valjanja 1958 1959 1960 1961 1962 7964 1965 1966 Slika 7 Obratovalni časi zadnjih dveh parov trdih valjev v obratovanji I---lil mm pripravljeno za obratovmje <1.1. il nommjt K m * f m T ji" m r « m Tv. wTT T * "»• T <"• J* »J* , ____ t ! mo I -j 953 I i /PfiS I 1Q66 I 1967 I 1968 Tabela 1 par št. tovarniška štev. ■ vgraditev št. vgrajen dne menjan dne c M ■a dnin po 8 ur izva-ljano o E Pi (L) specifična storilnost t/mm c u 3 S 2 o E o j K! C .B '5 •o pri vsaki vgraditvi na en par valjev skupaj t § "A « £ a "a G ° N N ca ^ N D, a - C E iS E o > 1 13439 13440 1. 2. 3. 4. 8.58 5. 1.59 15. 6.59 8. 11.58 18. 4.59 31. 10.59 137 151 203 491 16 0 7 804 okoli 220 2 13438 13441 1. 2. 3. 10.11.58 20. 4.59 2. 11.59 3. 1.59 13. 6.59 12. 3.60 70 69 174 313 6.600 14 0 3 _ B 5784 A B 5785 A 1. 2. 3. 4. 14. 3.60 17. 2.64 2. 6.65 10. 4.67 13. 3.63 29. 12. 64 14. 5.66 14. 9.68 1 1.491 220 249 369 doslej 2.329 doslej okoli 5 5.750 | 30 4 i B 6580 B 6581 1. 2. 3. 4- 18. 3.63 2. 1.65 16. 5.66 16. 9.68 14. 2.64 23. 4.65 8. 4.67 dato 236 82 237 doslej 555 2.884 46.000 3 1 32 na plin — kisik na stružnici zelo hitro, v nekaj minutah, in to ne vseskozi, pač pa le do določene globine. Na enak način se tudi ohlajanje s kalilne temperature izvrši zelo hitro z vodnimi tuši. Tak način ogrevanja kakor tudi način ohlajanja sta v nasprotju z obstoječo teorijo, po kateri je treba na zraku kaljiva jekla ogrevati počasi in skozi ves presek in nato na zraku počasi ohlajati. Ogrevanje valja na temp. kaljenja v že omenjenih izmerah po dosedaj običajnem klasičnem postopku, t. j. v eni kalilni peči, traja več dni. Po patentiranem VOEST postopku traja ogrevanje in kaljenje, torej poboljšanje v celoti, kljub večji kalilni globini in višji trdoti površine valja, vključno z zahtevanim hlajenjem, le okoli 80 minut. Po plamenskem kaljenju se valji napustijo, odvisno od namena uporabe, na trdoto površine od 70 do 75 Shore D (65—80 shore C ali 420—600 Vikersovih stopinj trdote), za kar je potrebna napuščna temperatura 525 do 325° C. Za tretjo ultrazvočno preiskavo sledi še brušenje na končno mero. Proces izdelave je s tem zaključen. Mikrostruktura zunanje plasti kovanih plamen-sko kaljenih jeklenih valjev je v nasprotju s trdimi valji zelo homogena in fina (primerjaj sliko 3 s sliko 1). Potek trdote predstavlja slika 4. Značilna za te valje je velika kalilna globina, od 20 do 30 mm, in pa blagi prehod od kaljene zunanje cone k nekalje-nemu jedru. Na ta način poboljšani valji se lahko v premeru odbrusijo za 40 do 60 mm, ne da bi trdota delovne površine znatno padla. Za primerjavo je vrisan običajni potek trdot trdih valjev, za katerega je značilna nižja trdota površine, znatno manjša globina trde plasti in pa mnogo bolj strm padec trdote. Nova vrsta VOEST valjev za vroče valjane pločevine je bila v opisano ogrodje firme Fried v. Slika 3 Struktura zunanje cone plamensko kaljenega kovanega vročega valja znamke »GSL3« 80 f 75- 70 i- 60 r Q 50 i m fe 40 T -c 30 KeAbIX CAyMaiix. 3tii BaAKH ycTOOTHBbi TaKJKe npoTHB AymHTba h ropHHiix TpeiUHH. HoBbie BaAKH H3 TBepAora qyryHa 3aBOAa VOEST (Abctphh) HMeioT BbicoKyio BbiHOCAHBOcTb; TaKHM 06pa30M nx ynOTpe6Aenne peKOMeHAyercst c 3kohomhmcckoh tohkh 3peHHSi. Ravne na Koroškem Dir. Dr. Ing. Robert Pribyl Linz — Austria DK: 621.944; 669.71 ASM/SLA: W 23, A 1 Nova vrsta valjev za valjanje aluminija V tem članku je podana primerjava med pla-mensko kaljenimi kovanimi jeklenimi valji firme Voest in kovanimi valji drugih proizvajalcev, ki so jih uporabljali v vroči valjarni Ranshofen. Navedene so bistvene prednosti Voestovih valjev, kakor višja trdota delovne površine in čepov, za okrog trikrat daljša življenjska doba, višja specifična storilnost v tonah na mm odbrušenega premera in s tem tudi nižji stroški predelave. V prejšnjem članku (glej stran 1 do 7) je podan natančen opis izdelave in pa rezultati dolgoletne praktične preizkušnje nove vrste valjev za valjanje aluminija in cinka pri firmi Fried. fv. Neuman v Marktl-u, Niederosterreich. To novo vrsto valjev je razvila firma »Vereinigte Osterreichische Eisen-und Stahlerke Aktiengesellschaft«. Ti rezultati seveda ne morejo zadostovati za dokončno oceno nove vrste valjev, ker je primerjava v Marktl-u uporabljenih valjev izdelana izključno z valji s trdo lupino, ker so valjali le lahke bloke in ker se od toplo valjane pločevine ne zahteva ekstremno kvalitetne površine. Za tak strožji preizkus se je ponudila firma »Vereinigte Metallvverke Ranshofen — Berndorf Aktiengesellschaft«, s sedežem v Braunau na reki Inn, Oberosterreich. To pomembno podjetje prištevamo s sedanjo letno proizvodnjo surovega aluminija (približno 68000 ton) k največjim proizvajalcem te vrste v Evropi. Predelovalni obrati imajo zmogljivost okoli 25.000 ton valjanega aluminija in okoli 6500 ton stiskanih proizvodov letno. Najbolj značilni podatki vroče valjarne v Rans-hofen-u: Valjčno ogrodje: Duo-reverzirno ogrodje firme Demag-Duisburg Moč motor ja 2580 KM Valjčni pritisk na vretenu max. ca. 900 t hitrost valjanja max. 190 m/min. nastavitev valjev električna zmogljivost valjarne max. 30 t/h hlajenje, oz. mazanje valjev in čepov emulzija mineralnega olja Ležaji so iz umetne smole z bombažasto tkanino; dovodnim in odvodnim valjčnicam se da regulirati hitrost na dolži»ni 75. oz. 95 m*/dolžine. Valji: Dolžina valja premer valja skupna dolžina ležajni čepi čepi sklopke teža valja 800 mm koristna do ca. 750 mm 1800 mm 3770 mm 600 0 X 550 mm dol. 470 0 X 360 mm dol. 10.680 kg Valjanje aluminija v blokih in vseh vrst aluminijeve zlitine: debelina širina dolžina teža Toplo valjani trakovi: Najmanjša debelina širina največja dolžina 180 do 310 mm 600 do 1280 mm 1500 do 2400 mm 750 do 2400 kg 5 mm 660 do 1650 mm 93.000 mm Od srede 1967 se z uspehom uporabljajo enojno in dvojno konične Voest-ovo plamensko kaljenje valjčnice. Za ogrevanje blokov na temp. valjanja služijo tri moderne električno ogrevane peči s premičnim dnom in s prisilnim kroženjem zraka. Bloki se — kot je običajno — valjajo najprej na predvideno širino in nato na dolžino, delno pa tudi le na dolžino, in to ob močnem hlajenju z oljno emulzijo, da bi se pri zel orazličnih širinah valjancev elestič-no prilagodili različni »rasti« valja. Prvi vtiki se izvedejo pri močno zmanjšani količini emulzije. Ob zmanjšanem hlajenju se v celoti valja del aluminijevih zlitin, posebno trdih zlitin. Začetne temperature valjanja so odvisne od sestave valjanca in znašajo od 250 do 580° C. Površina valja se pri tem segreje od 55 do 140° C. Temperatura površine valja v valjčni legi, to je v kontaktu z valjancem, je znatno višja in doseže računsko približno polovico temperature valjanca. V valjarni Ranshofen so valji izpostavljeni posebno močnim obremenitvam iz naslednjih razlogov: 1. Izdelujejo predvaljance za valjanje folij, ki jih dobavljajo tujim firmam, pri čemer je površina valjanca izpostavljena posebno strogim zahtevam. 2. Iz toplo valjanih trakov se skoraj izključno hladno valja posebna pločevina z visokim sijajem in s posebnimi zahevami glede kvalitete površine, na primer pločevine za anodno oksidacijo. Ta pločevina z visokim sijajem iz Ranshofena uživa doma in na tujem, tudi v ZDA, velik sloves. Tudi za te namene je potreben toplo valjan trak z visoko kvalitetno površino. 3. Termične obremenitve so zelo velike, ker valjajo do 93 m dolge trakove, ki dajo zelo dolge kontaktne čase, kakršna je pač dolžina. Razen tega imajo težki bloki tudi veliko toplotno kapaciteto. Končno se valjajo tudi zelo trde zlitine, kakor n. pr. zlitina za metalne smuči »Perradur S« (Al, Zn, Mg, Cu 1,5), pri kateri zaradi visoke deforma-cijske upornosti naraste temperatura valja od 120—140°. Pri tako neugodnih razmerah je nevarnost za tvorbo vročih risov posebno velika. 4. Program valjanja je močno mešan. Zelo pogoste so dobave v majhnih količinah in širinah od 660—1650 mm, kar se, razumljivo, zelo negativno odraža na vzdržljivosti valjev. Od julija 1950, ko je valjarna začela obratovati, so doslej nabavili 7 parov vročih valjev (tabela 1). Tabela 1 Par. Tovarniška št. štev. 4 3/4 D 22057 A 22286 BI C 5701 C 5702 22286 C 5701 B 7165 B 7166 Podatki o vseh doslej uporabljenih vročih valjih (800 0 x 1800 x 3770 mm, teža valja 10.680 kg) o Prvič is .a jO tu QJ ■o o, B £ a > !9 g S e a N a Povprečna izguba premera na eno prebrušenje Iz valjano ton Specifična storilnost v t/mm odbrusa 25 0.83 ca. 30 37 27 27 27 0.73 1.00 183043 3390 18* 11 0.61 B 7961 B 7962 78,2 109073* 6414 Voest ' 24.1.66 še obratuje 12* 6 0.50 B 8636 B 8637 76,1 „ Voest 76 6 2.9.68 še obratuje do dne 31. 7. 68 Prvi par valjev je bil izdelan iz trde litine in je bil dobavljen skupno z valjavskim ogrodjem. Ta par valjev je kmalu popolnoma odpovedal, saj so se že po prvih dninah začeli kazati mrežasti risi, ki so terjali takojšnje obrušenje za 2—3 mm v premeru. To se je večkrat ponovilo, dokler valje niso izključili kot neuporabne. Kasneje niso več uporabljali valjev s trdo lupino. Drugi par valjev je prav tako dobavila neka kontinentalna železarna, vendar v kovanem in poboljšanem stanju. Ta par so prvič uporabili v juliju 1950 in se je pri takratnih lažjih obremenitvah prav dobro obnašal do izločenja zaradi premehke površine v oktobru 1956. Valja sta bila tridesetkrat prebrušena, pri čemer se je premer zmanjšal za 25 mm, to je 775 mm, kar je na eno prebrušenje povprečno 0.83 mm. Ta dva para valjev pri nadaljnjih primerjavah ne bomo več upoštevali, ker sega ta čas že predaleč nazaj in ker se takratne obratne razmere z današnjimi ne dajo več primerjati. Tretji par s številkami 22057 A in 22286 BI je bil dobavljen od nekega svetovno znanega neevropskega proizvajalca valjev. To so bili s Cr-Mo in V legirani jekleni kovani valji s poboljšano delovno površino valjev. Po podatkih iz atesta sta valja imela 66 Shore trdo delovno površino. Valja sta bila prvič vgrajena 7. 2. 1957. Zaradi preloma valja št. 22057 A so morali ta par valjev 15. 5. 1965 izločiti. Do tega dne je bil ta par osemintrideset-krat uporabljen. Po sedemintridesetem prebrušenju se je premer valja zmanjšal za 27 mm, to je na 773 mm. Poprečno se je zmanjšal premer pri enem obruše-nju za 0.73 mm in je bil zelo majhen. Od istega izdelovalca je bil tudi četrti par s tovarniško številko C 5701 in C 5702, prav tako v kovanem in poboljšanem stanju in z enako sestavo. V dobavljenem stanju je imel par po tovarniškem atestu 12. 11. 1957 od 64 do 66 Shore trdote na delovni površini. Naknadna preiskava z aparatom za Shore D trdoto je dne 24. 1. 1958 pokazala le od 62 do 64 Shore D trdote. Par so 2. 3. 1958 prvič vgradili. Njegova življenjska doba se je končala 8. 8. 1964 zaradi premehke površine. Po 27-kratnem prebrušenju se je zmanjšal premer za 27 mm. Povprečno pa se je zmanjšal premer pri vsakem prebrušenju za 1.0 mm. Pri zadnjih dveh parih valjev št. 3 in 4 je bila obrabna trdnost delovne površine pod takratnimi obratnimi razmerami popolnoma zadovoljiva. Vendar pa so bili valji v drugem pogledu slabi. Ležajni čepi namreč niso bili dovolj odporni proti obrabi. Že po štirih tednih so opazili globoke zajede, ki so terjale obrušenje čepov za ca. 3 mm v premeru. Ta nenavadno visoka obraba čepov je razvidna iz tabele 2. Hrapavost čepov je imela tudi za posledico predčasno obrabo uporabljenih ležajev iz umetne snovi, ker so ti ležaji zelo občutljivi na povišano temperaturo. Po drugi strani pa so se zaradi povečanega trenja prekomerno ogreli tudi ležajnim čepom bliže ležeči deli valja in povzročili valovitost robov na toplo valjanih trakovih. Tabela 2 Obraba čepov pri obeh neevropskih parih valjev št. 3 + 4 Par št. 3 Par št. 4 Datum Premer čepa Izguba premera Datum Premer čepa Izguba premera 7. 2. 57 600,00 29.6. 60 587,50 12,50 2.3.58 600,00 10.11.61 583,35 16,65 20. 8. 60 595,80 4,20 2. 3. 63 580,00 20,00 5. 1.62 592,70 7,30 30. 5. 63 572,95 27,05 18. 1.64 573,00 27,00 Izguba premera na eno vgraditev 0,71 mm 0,96 mm Pri novi vrsti Voestovih valjev se lahko tudi čepi plamensko kalijo in poboljšajo do približno 93 Shore D, tako da postanejo močno odporni proti obrabi. Zaradi lažje izdelave pa je pametneje, da sta trdoti čepa in delovne površine enaki. Prvi par Voestovih valjev (par št. 5, v tabeli 1 št. B 7165 in B7166) je bil dobavljen 27. 5. 1964 s srednjo trdoto delovne površine 79,3 oz. 77,6 in trdoto čepov 73,7, oz. 73,9 Shore D in je bil 28. 9. 1964 prvič vgrajen. Do 31. 7. 1968 je bil par 18-krat prebrušen, pri čemer se je zmanjšal premer valja za 11 mm, t. j. na 798 mm. Povprečna izguba v premeru na eno obrušenje znaša 0,61 mm in je manjša kot pri vseh doslej uporabljenih konkurenčnih valjih. Trdota delovne površine se ni spremenila. Par je še naprej uporaben. Ta uspeh je opogumil firmo v Ranshofenu, da je naročila pri firmi Voest drugi par v enaki izvedbi (par št. 6 v tabeli 1). Par nosi tovarniško številko B 7961 in B 7962 in je bil dobavljen 2.12. 1965, in sicer s srednjo trdoto 78,2, oz. 79,2 Shore D in srednjo trdoto čepov 73,8, oz. 75,2 Shore D. Valja sta bila v času obratovanja od 24. I. 1966 do 31. 7. 1968 12-krat prebrušena, pri čemer se je zmanjšal delovni premer valja le za 6 mm. Povprečna izguba premera znaša le 0,50 mm, to je najmanjša kdaj koli dosežena vrednost. Trdota površine se ni spremenila. Valja sta še dalje v uporabi. Tretji enak par valjev (par št. 7 v tabeli 1) je prvič šel v obratovanje 1. 9. 1968. Vroča valjarna firme »Vereinigte Metallwerke Ranshofen — Bern-dorf A. G.« dela od januarja 1968 izključno z novimi Voest-ovimi valji. Poleg boljše delovne površine je posebna prednost teh valjev visoka obrabna trdnost plamensko kaljenih čepov. Cepi ostanejo popolnoma gladki, kar se ugodno odraža na življenjski dobi ležajev iz umetne snovi, kakor tudi na tolerancah debeline in na ravnosti toplo in hladno valjanih trakov. Glede tvorjenja vročih risov je treba omeniti, da so se pri prvem paru valjev iz trde litine pojavili risi že po prvih dninah obratovanja in ni bila mogoča uspešna uporaba tega para valjev. Pri naslednjih treh parih kovanih jeklenih valjev so se sicer tudi pojavili vroči risi, vendar šele po nekaj mesecih življenjske dobe in v mnogo manjši meri. V Ranshofen-u so namreč zelo pazili, da so valje že prej, kot so se pojavili vidni risi, le na osnovi videza površine toplo valjanega traku zamenjali in prebrusili, najkasneje pa pri prvih znakih risavosti na površini valja, preden so le-ti postali globlji. Prvi par Voestovih valjev je obratoval 16 mesecev popolnoma brez risov. Prvič so opazili posamezne fine rise v februarju 1966, ki so bili vidni na okoli 1/4 obsega valja in so verjetno nastali pri kakšni zagozditvi bloka med valje. Z odbru-šenjem za 0.5 mm v premeru so izginili. Od takrat na tem paru niso odkrili niti sledi risov več. Tudi pri drugem paru so se doslej le enkrat pojavili fini risi, ki so se po 10 mesecih izoblikovali v tipične vroče rise z močnejšo oblogo aluminija, vendar ni bilo potrebno nikakršno nenormalno odbru-šenje. Glede »vgrajevanja« ali tudi »čakanja« valjev od enega prebrušenja do drugega je treba povedati, da v Ranshofenu zamenjajo valje najkasneje takrat, kadar kvaliteta površine toplo valjanega traku to zahteva. Ker so zahteve glede kvalitete površine v zadnjih letih stalno naraščale, zato »čakalni časi« v daljšem obdobju ne morejo služiti kot merilo. Razen tega v Ranshofenu od leta 1967 vsakih 4 do 5 tednov napravijo inventuro v skladiščih in ob tej priložnosti tudi menjajo valje, čeprav površina še ni izrabljena. Kot merilo kvalitete lahko najprej uporabimo zmanjšanje premera v mm pri enkratnem prebrušenju. Pri približno enakih »čakalnih časih«, oz. pri enaki izvaljani količini in približno enakem programu se bodo mehkejši, proti obrabi manj odporni valji močneje obrabili kot trši. Ce torej povzamemo rezultate obeh parov št. 3 in 4 in te primerjamo z rezultati obeh parov št. 5 in 6, dobimo, kakor je razvidno iz tabele 1, naslednjo sliko: Prva dva para št. 3 in 4 sta bila 37 + 27 = 64 krat prebrušena, pri čemer se je zmanjšal premer za 21 + 21 — 54 mm. Iz tega izračunamo zmanjšanje premera v mm — na eno obrušenje znaša 54 : 64 = = 0.844 mm. Para 5 in 6 sta bila 18 + 12 = 30 krat prebrušena. Premer se je zmanjšal za 11 + 6 = = 17 mm in povprečno pri enem obrušenju za 17 : 30 = 0.567 mm. Iz primerjave je razvidno izboljšanje za 0.844 — 0.567 = 0.277 mm ali 33%. Ker so neevropski valji po odbrušenju za 27 mm izčrpani in ker je pri Voestovih valjih garantiran odbrus za okoli 50 mm, pomeni, da predstavlja izračunano izboljšanje 3x daljšo življenjsko dobo. Ta uspeh se da razložiti z znatno višjo trdoto površine in skoraj dvakrat tolikšno kalilno globino. Proti taki primerjavi bi lahko tudi ugovarjali, ker smo primerjali že izločena para valjev 3 in 4 s 27 mm zmanjšanim premerom z valjavskim parom 5 in 6, kjer se je premer zmanjšal le za 11, oziroma 6 mm, ki še vedno obratujeta in bi pri odbrušenju za 27 mm ali celo za 50 mm tudi postala mehkejša. Takšen ugovor pa ni sprejemljiv, ker enaki valji s prav tako 800 mm premera obratujejo v valjarni kvalitetne jeklene pločevine pri temp. 850 do 1100° C, torej v težjih obratnih razmerah že od 9. 10. 1964 in ki so že bili odbrušeni za 37 mm (a so še v uporabi), ne da bi se prvotna trdota 75 Shore D znižala. Tudi povprečno zmanjšanje premera z odbrušenjem, namreč 0,76 oz. 0,74 mm se z manjšim premerom ni povečala (glej časopis »Bander Bleche Rohre« 1968, str. 469/72 ali »Iron Age Metahvorking International«, nov. 1968, str. 38/39). Kot drugo merilo kvalitete služi lahko tudi specifična storilnost v tonah na mm zmanjšanja pre- mera z odbrušenjem. Ta kvocient je iz gospodarnih ozirov posebno pomemben, ker direktno vpliva na stroške valjanja. Z omenjenima paroma valjev 3 in 4 so do izločenja izvaljali skupno 183.043 t (tabela 1) kri zmanjšanju premera za 27 + 27 = = 54 mm. Iz tega izračunana specifična storilnost znaša 3390 ton na mm odbrusa. Z obema še obratujočima paroma valjev 5 in 6 so do dne 31. 7. 1968 izvaljali skupno 109.073 t, pri zmanjšanju premera za 11 + 6 = 17 mm. Specifična storilnost na eno odbrušenje je znašala 6.414 t na mm odbrusa, kar že sedaj predstavlja povečanje storilnosti za 89 % nasproti prej uporabljenima neevropskima paroma valjev. Ker je cena valjev fco Ranshofen za te in za Voestove valje približno enaka, velja tudi za pocenitev enak procentni iznos. Do končnega izločanja para št. 5 in 6 se bodo primerjane številke predvidoma še izboljšale v prid tema dvema paroma. V celoti lahko ugotovimo, da se tukaj pokazani rezultati s tistimi v predhodnem članku v osnovi povsem ujemajo. Dobljene primerjalne številke v obeh člankih se razlikujejo le v absolutnih vrednostih, ker so v prvem članku vzeti za primerjavo le valji iz trde litine, v drugem pa visokovredni kaljeni kovani jekleni valji. V prvem članku v točkah od 1—4 naštete glavne prednosti novega tipa valjev veljajo v enakem smislu tudi za to poročilo. Gospodu inž. Martinu Langeggerju, tehničnemu direktorju firme Vereinigte Metalhverke Ranshofen — Berndorf Aktiengesellschaft sem za njegovo velikodušno in razumevaj očo pomoč pri tem delu dolžan vso zahvalo. ZUSAMMENFASSUNG In diesem Artikel ist ein Vergleich zwischen den flam-mengeharteten Schmiedestahlwalzen der Firma Voest und den Schmiedestahlvvalzen anderer Erzeuger welche im Warmwalzwerk Ranshofen gebraucht vvurden, gegeben. Als besonderer Vorteil der neuartigen Walzen ist neben der besseren Ballenoberflache die hohe Verschleissfestig-keit der flammengeharteten Zapfen zu nennen. Fiir den vveiteren Qualitatsvergleich miissen noch andere Qualitats-mafistabe herangezogen werden. Zunachst der Durchmesser-verlust in mm je Abschliff. Er betragt 0.567 mm im Durch-schnitt bei den neuartigen Wdest-Walzen, gegeniiber 0.844 Millimeter bei den friiher verwendeten ausserkontinentalen VValzen, was eine Verbesserung von 33 % darstellt. Und wenn man beachtet, dass die ausserkontinentalen Walzen nach einem Durchmesserabschliff von 27 mm erschopft vvaren und bei den Voest VValzen ein Abschliff von 50 mm garantiert vvird, ist die errechnete Verbesserung mit einer dreifachen Lebensdauer verbunden. Als zvveiter Qualitats-mafistab dient die spezifische Walzleistung in Tonnen je mm Durchmesserabschliff. Sie war schon vor dem end-giiltigen Ausscheiden der Voest Walzenpaare um 89 °/o hoher als bei den zwei ausserkontinetalen Paaren. Beim ungefahr gleichen Walzenpreiss fco Ranshofen fiir die beiden Walzenarten ergibt sich auch ein gleich hoher Ver-billigungsprozentsatz. SUMMARY Comparison between flame quenched forged steel rolls by Voest and forged rolls by the other manufacturers which were used in hot rolling mili Ranshofen is presented in the paper. As a special advantage of the new roll type a greater wear resistance of flame quenched necks beside the better surface must be mentioned. In further comparison of qualities also some other parameters must be taken in account. The first one is reduction of diameter by grinding-off. In average this reduction takes 0.567 mm for the new Voest rolls, and it was 0.844 mm with the pre- viously used rolls, vvhat means improvement for 33 °/o. Taken also in account that these overseas rolls were ex-hausted fater 27 mm of grinding, and the new Voest rolls have guaranteed grinding-off of 50 mm, the life time is thus improved for three times. The second quality parameter is a specific throughput in tons per mm of the ground-off diameter. This throughput was for 89 % higher for the Voest rolls than for the both pairs of overseas rolls before they were finally taken out of operation. As the prize of both rolls fco. Ranshofen is nearly the same the actual costs are thus smaller for the same percentage. 3AKAKMEHHE ripn KGHTpoAbH KaiecTBa oyi!HKQBQiiHoii /KecTii ropaieroa npo-KaTa o0Hapya toauihhv, 6biAO cahuikom TSJKeAoe; KpiicTaA-Abl HOKpblTIia 6 bi AH TVCKAbI H IieAOCTaTOIHO Bbipa3IITeAbHbi; OUIIHKO-Banaa »ecTb obiAa cmeHb HHSKora iisrnSa. 06Hapy>Ken tskjkc 6oAb-uioii nponeHT 6paita Kan cacactbhc MHoroKaAHcb npii HCnHTaHHH bahahhh TeMnepaTypbi paciuaB-AeHHora MeTaAAa, BpeMaHH 3aAep>KHBaniia b BaHHe, ObicTpoTbi BbiTacKHBaHHa H3 BaHHbi II BAHaHiia ocxaAbHbix cjjaKTopoB Ha ra-iKecTb miHKa, BeAimimy a3, BHAa n0BepxH0CTH iita. B CBa3ii C MaCTHMH HOBpejKAeHIIHMII BaHHbi C paCITAaBACHHblM miHKOM (npo-AoMa BaHHbi) npoBeAeHO HcnbiTaHHe BAHanna TeMnepaTypbi Ha 0bicTpoTy nAaBAemia >KeAe3a. G LITOSTROJ »IBS M3| WM Notranjost nove livarne v železarni Štore Jože Rodič, dipl. inž. Železarna Ravne DK: 620.179.3 ASM/SLA: J5 Kaljivost jekel - osnova za boljšo ekonomiko, pravilnejšo in lažjo izbiro jekel Jominvjeva metoda določanja kaljivosti se je za srednje kaljiva jekla uveljavila po vsem svetu. Tudi v jugoslovanskih podjetjih jo precej uporabljajo, vendar premalo izkoriščajo informacije, ki jih preizkušanje po metodi omogoča. Metoda s svojo reproduktivnostjo in preprosto izvedbo odlično služi kot kriterij za kontrolo kvalitete jekla, lahko pa nam mnogo pomaga že pri izbiri jekla za določene potrebe, ali pa nam olajša oceno potrebnih pogojev toplotne obdelave. S člankom želimo potnagati pri razširjanju uporabe te metode in prikazati njene možnosti. Zato so podane najnujnejše teoretične osnove; kratek opis metode in standardiziranih pogojev preizkušanja ter različne možnosti praktične uporabe rezultatov. S številnimi primeri so prikazane različne možnosti praktične uporabe rezultatov preizkušanja s pomočjo nomogramov, ki omogočajo neposredne informacije. V članku so podani ti nomo-grami za praktično uporabo. Poseben pomen imajo pasovi garantirane kaljivosti. železarna Ravne trenutno razpolaga s pasovi garantirane kaljivosti za večino svojih jekel. Ti pasovi so izdelani s statistično obdelavo rezultatov preizkušanja velikega števila šarž na osnovi 95 % statistične gotovosti. Specifikacija zahtev garantirane kaljivosti so največkrat nepravilne, zato so v članku prikazani tudi standardni načini zahtev kaljivosti po vzoru SAE in AISI standardov. UVOD Zaradi mehanizacije, avtomatizacije, povečanja produktivnosti in predvsem zaradi zahtev po ena-komernosti lastnosti toplotno obdelanih jeklenih izdelkov zahteva potrošnik od proizvajalca jekla jamstvo kvalitetnih lastnosti. Ena najvažnejših zahtev je kolikor mogoče enakomerna kaljivost jekla v garantiranih mejah in na zadovoljivem povprečnem nivoju. Kaljivost je značilna lastnost jekla, ki je odločilna pri izvajanju toplotne obdelave, obenem pa predstavlja važno merilo za uporabnost jekla, še poseben praktičen pomen ima, če jo lahko vnaprej predvidevamo. Razumljivo je, da mora proizvajalec dobro poznati vse značilne lastnosti svojih jekel, če hoče resno jamčiti potrošniku njihovo uporabnost. Za spoznavanje lastnosti jekla, predvsem pa za resno jamstvo kvalitetnega nivoja in enakomernosti je potrebna dovršena metodika preizkušanja, smotrna in dosledna tekoča kontrola, sistematična dokumentacija in statistična obdelava podatkov. Po statistični obdelavi rezultatov velikega števila poizkusov lahko proizvajalec daje svojemu potrošniku podatke o povprečnih lastnostih svojih jekel in z določeno statistično gotovostjo jamči meje odstopanj od povprečja. Pri reševanju problemov toplotne obdelave jekla in kontrole kaljivosti je odločilne važnosti izbira metode preizkušanja, ki zadošča zahtevam s svojo enostavnostjo, zadovoljivo točnostjo in reprodukcijsko vrednostjo rezultatov. Rezultati preizkusne metode ne smejo služiti le medsebojnim primerjavam, ampak morajo biti predvsem praktičnega značaja, da lahko nudijo oporo pri izbiri pogojev toplotne obdelave za dosego zahtevanih lastnosti. Preizkušanje kaljivosti pri konstrukcijskih jeklih je zaradi specifičnih potreb in odločilnega vpliva na mehanske lastnosti pri različnih vrstah in različnih dimenzijah posebno važno za oceno enakomernosti lastnosti toplotno obdelanega jekla po vsem preseku. Pri teh preizkusih kaljivosti želimo najti neko značilno vrednost, ki naj omogoči predvidevanje sposobnosti za poboljšanje. Ta vrednost naj omogoča določitev največjega preseka jekla, ki ga je še mogoče po vsem preseku poboljšati. Pod primerjalno kaljivostjo razumemo nagnjenost jekla k tvorbi martenzita pod enakimi pogoji avstenitizacije in ohlajevanja. Enakomerne lastnosti zagotavlja le poboljšanje preko martenzita. Zaradi tega spoznanja je Grossmann2 s sodelavci razvil metodo, ki daje karakteristično vrednost za sposobnost poboljšanja. Problem predvidevanja lastnosti na osnovi kemijske sestave in pogojev toplotne obdelave so skušali najprej rešiti z računskimi metodami. Novejše raziskave so pokazale, da splošno veljavne računske metode preveč odstopajo od praktičnih ugotovitev, zato so se bolj uveljavili praktični poizkusi, med katerimi ima znani Jominyjev poizkus najvažnejše mesto. Glavna prednost Jominyjevega poizkusa je preprosta izvedba, široko območje uporabnosti in predvsem dobra reprodukcijska vrednost rezultatov. Dovolj natančno daje podatke o doseženi trdoti za vse ohlajevalne hitrosti od 600 — 2° C/se-kundo z enim samim preizkusom. Seveda je tudi uporabnost Jominyjevega poizkusa omejena. Ta metoda v standardni izvedbi ni dobro uporabna za plitko kaljiva jekla in prav tako ne za jekla, ki kalijo na zraku in se odlikujejo z veliko pre-kalilno sposobnostjo. Z ustreznimi spremembami in dodatnimi napravami si modificirani Jominyjev poizkus vedno bolj utira pot tudi na ta področja. Vrednost Jominyjevega poizkusa kot metode, ki jo proizvajalec uporablja za kontrolo in predvidevanje kalilnih lastnosti jekla, je prišla prav do izraza šele z uvedbo pasov garantirane kalji-vosti in z izdelavo in uporabo raznih nomogramov. Nomogrami podajajo medsebojne odvisnosti dimenzij kaljenih kosov, različnih kalilnih globin, ugotovljenih Jominyjevih krivulj in ohlajevalnih intenzivnosti kalilnih sredstev. Nomogrami so izdelani na osnovi ustreznih ohlajevalnih hitrosti po preseku kaljenega kosa in Jominyjeve probe na različnih oddaljenostih od kaljenega čela. S številnimi praktičnimi poizkusi so statistično potrjeni.3 Ce napravimo Jominyjev poizkus, lahko iz Jo-minyjeve krivulje s pomočjo teh nomogramov z zadovoljivo natančnostjo predvidevamo potek trdot po vsem preseku različnih dimenzij kosov, kaljenih z različno ohlajevalno hitrostjo. Ce Jomi-nyjevo probo po čelnem kaljenju še popustimo na zahtevano temperaturo, dobimo še podatke o spremembi trdot pri popuščanju. Jominyjeva krivulja v popuščenem stanju daje podatke o poteku trdot po preseku kosa v poboljšanem stanju. žal moramo ugotoviti, da je Jominyjev poizkus razmeroma malo znan in uporabljan. Poleg tega pa še tisti, ki ga kot ocenjevalni kriterij zahtevajo ah izvajajo, malokateri natančneje vedo, kakšne podatke nam Jominyjev poizkus lahko daje in kaj lahko iz rezultatov sklepamo za prakso toplotne obdelave. Največ se uporablja kot kontrolna metoda brez prave uporabne osnove. Odločitve pri toplotni obdelavi največkrat prepuščamo ugibanju na podlagi izkustev, medtem ko bi nam Jominyjev poizkus pri tem služil s praktičnimi podatki za jeklo, ki ga toplotno obdelujemo pri danih pogojih. Preden preidemo na obravnavo in kritično ocenjevanje poizkusov za določanje kaljivosti jekla, moramo nekoliko osvežiti teoretske osnove kalje-nja in kaljivosti. OSNOVE KALJENJA IN KALJIVOSTI — Osnovni pojmi S pojmom kaljivosti označujemo sposobnost ki omogoča, da s hitro ohladitvijo jekla iz avste-nitnega območja zadržimo premeno avstenita v perlit. Pri določeni hitrosti ohlajevanja, ki je odvisna od vrste jekla in temperature avstenitiza-cije, nastane vmesnostopenjska struktura, pri še večji hitrosti pa martenzit. (Slika 1) S tem dosežemo visoko trdoto, ki se pri manjši prekaljivosti jekla omejuje na površino ali obrobno plast, če dosežemo visoko trdoto po vsem preseku, pa pravimo, da jeklo prekali. Slika 1 Produkti premen avstenita Slika 2 Vpliv podhladitve za ogljikova jekla (Wever — Rose)' Znani Wever-Rosejev6 diagram (slika 2) prikazuje, kako se evtektoidna točka S v diagramu železo — cementit z rastočo hitrostjo ohlajevanja pomika proti nižjim vsebnostim ogljika in obenem tudi k nižjim temperaturam. Najmanjšo hitrost ohlajevanja, ki ravno še zadošča, da dobimo po kaljenju v jeklu martenzit, imenujemo kritično ohlajevalno hitrost. Ta je odvisna od sestave jekla. Z naraščanjem vsebnosti ogljika do 0,9 %, s povečevanjem vsebnosti legirnih elementov ter z zviševanjem kalilne temperature se kritična ohlajevalna hitrost zmanjšuje, kar kaže pomikanje premenskih območij k daljšim časom (si. 3). Kritična ohlajevalna hitrost je pri ogljikovih nelegiranih jeklih zelo velika, zato kalimo ta jekla v vodi. V notranjosti večjih profilov so ohlajevalne hitrosti manjše kot na površini in ne dosegajo Dolgo driarje no temperaturi kaljenja Crgbo z v sten 11'c .-to Povečanje vsebnosti C(do 0,i %.J, M-, Ni.Mo.Cr Velike kristali zactjskih kal/ Nizka temperatura kaljen/r. Povečanje vsebnosti C nad QS % ' ovečerte ssebnviti C,Cr, M,-, M, Vo Posebni ker bič t Povečanje vseOna.fi Co.AI teiripera tura ka Ijerja Poveicrje vsebnost C, Mn.Cr, Ni, Mo,'/ Visoke terrperctjra kaljerja :'oiarje v vmesno stopnjo Slika 3 Vplivi na kinetiko premen kritične ohlajevalne hitrosti. Zato ostane v srednjem delu preseka jeklo nekaljeno. Pri metalografskem pregledu kaljenega nelegi-ranega podevtektoidnega jekla lahko pri večjih dimenzijah ugotovimo strukture od martenzita na površini preko vmesnih struktur do ferita in perlita v sredini. Enako kot struktura, je tudi trdota jekla po preseku različna. Ohlajevalna hitrost, ki jo jeklo pri kaljenju doseže, je odvisna od: — specifične toplote in toplotne prevodnosti jekla, — ohlajevalne intenzivnosti kalilnega sredstva, — velikosti, oblike in površine komada. Kalilna sredstva se po ohlajevalni intenzivnosti med seboj zelo razlikujejo. Ohlajevalno intenzivnost kalilnega sredstva določimo s praktičnim poizkusom in jo izrazimo s faktorjem ohlajevalne intenzivnosti H. V literaturi7.23 najdemo orientacijske vrednosti faktorjev ohlajevalne intenzivnosti za različne načine ohlajevanja in kalilna sredstva. Normalnemu kaljenju v vodi ustreza največkrat vrednost H = 2, normalnemu kaljenju v olju pa H = 0,4. Pri ostrejšem ohlajevalnem sredstvu, ali pri močnejšem mešanju sredstva, ali gibanju komadov pri kaljenju je vrednost H ustrezno večja. — Ohlajevalna intenzivnost H Pri določanju kaljivosti in pri praktični uporabi podatkov o kaljivosti je velike važnosti ohlajevalna sposobnost kalilnih sredstev, ki jo moramo na primeren način označiti. Med različnimi načini označevanja ohlajevalne intenzivnosti je najpomembnejši način, ki ga je razvil Gross-mann in se žc dolgo uporablja v ZDA ter tudi v Evropi. Skušajmo prav na kratko razložiti osnovo tega označevanja ohlajevalne intenzivnosti. Vzemimo vrsto okroglih palic različnih premerov iz nelegiranega ali malolegiranega jekla in jih kalimo na enak način v istem ohlajevalnem sredstvu. Splošno je znano, da ugotovimo pri večjih premerih na prelomu ali pa na jedkanem obrusu v sredini nekaljeno cono, ki je na sliki 4 označena s premerom Du. Krivulja poteka trdote ima pri tem najstrmejši padec in običajno prevoj-no točko. Tu je meja tako imenovane kalilne globine. Mikroskopska preiskava pokaže na tem mestu preseka približno 50 % martenzita. Grossmann je tej točki ustrezno trdoto imenoval kritična trdota. Pri zmanjševanju premera palice pridemo do nekega določenega premera, pri katerem ravno že izgine nekaljena cona in pri tem dobimo v sredini preseka kritično trdoto ter mikrostrukturo s 50 % martenzita. Ta premer palice imenujemo po Gross-mannovi definiciji kritični premer (DK). Kritični premer je odvisen od načina kaljenja in kalilnega sredstva. Zato je Grossmann razvil za medsebojne primerjave še pojem idealnega kritičnega premera (Dj), ki pripada neki fiktivni ohlajevalni intenziv- rh Kritična trdota 50 y. martenzita Slika 4 Potek trdote po preseku različno debelih palic" nosti H = oo. To je tista ohlajevalna intenzivnost, pri kateri bi temperatura površine v trenutku začetka ohlajevanja v neskončno kratkem času dosegla temperaturo okolice. Torej je s kritičnim premerom in ohlajevalno intenzivnostjo H kalji-vost popolnoma določena, idealni kritični premer pa nam služi kot osnova za medsebojne primerjave in ga določamo s pomočjo snopa krivulj na slikah 5 A in 5 B. Ce smo npr. določili kritični premer DK = 45 mm in ohlajevalno intenzivnost H = 0,8, dobimo iz slike 5 B idealni kritični premer D, = = 70 mm. Ta vrednost idealnega kritičnega premera predstavlja karakteristiko jekla, ki označuje kaljivost, neodvisno od kalilnega sredstva in načina kaljenja. S pomočjo te vrednosti lahko pretvarjamo rezultate kaljivosti enega kalilnega sredstva na pričakovano kaljivost v drugem kalil-nem sredstvu ali z drugim načinom kaljenja. 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320 340 360 D/ (mm) Slika 5 Zveza med idealnimi kritičnimi premeri D, in kritičnimi premeri D,; pri različnih ohlajevalnih intenzivnostih — Vpliv legirnih elementov na kaljivost Posebna skupina legirnih elementov se veže z ogljikom v karbide, zato je poznano ime karbido-tvorni element. Karbidotvorna moč narašča pri teh elementih v sledečem vrstnem redu: Mn, Cr, W, V, Mo, Ti, Nb, Ta. Ti karbidotvorni elementi pomikajo evtekto-idno točko S v diagramu železo cementit proti levi, t. j. proti nižjim vsebnostim ogljika. 0.3 0/ 0,5 Vsebnost ogljika ( % J Slika 6 Vpliv vsebnosti ogljika in deleža martenzitne strukture na trdoto jekla5 Znano je, da legirni elementi le neznatno vplivajo na doseženo trdoto določene strukture. Trdota, ki jo jeklo doseže pri določenem deležu martenzita, je odvisna v glavnem od vsebnosti ogljika v jeklu9 (si. 6). Legirni elementi pa odločilno vplivajo na globino kaljene plasti — torej na sposobnost prekaljivosti jekla. Vsi navedeni elementi zmanjšujejo kritično ohlajevalno hitrost jekla in prav zato vsi, razen kobalta, povečujejo kalilno globino. Posebno Mn in Ni močno povečata kalilno globino, zato jih dodajamo jeklom, od katerih pričakujemo z dobro prekaljivostjo pobolj-šanje velikih presekov. Vsi karbidotvorni elementi, posebno Cr, W, V in Mo zahtevajo zvišanje kalilne temperature v primeri z nelegiranimi jekli, če jih dodajamo za povečanje prekaljivosti. S tem dosežemo raztapljanje karbidov. Ce se karbidi zaradi prenizke kalilne temperature ne raztopijo, ostanejo karbidi pri kaljenju nespremenjeni, v karbidih vezani elementi pa izgube svoj vpliv na prekaljivost (si. 1). To ugotovitev lahko potrdimo s preprostim praktičnim primerom. Nadevtektoidno orodno jeklo, legirano z volfra-mom (1,2 % C in 1 % W), pod normalnimi pogoji kaljenja (780° C — voda) plitko kali. Površina je trda, martenzitna struktura sega le v globino 2 do 3 mm, jedro pa je žilavo. Ce kalilno temperaturo zvišujemo, bo globina kaljene plasti naraščala, pri temperaturi 1100° C pa vidimo, da komad preseka 20 X 20 mm popolnoma prekali. Naj omenimo, da v tem primeru tega ne želimo. Zaradi že prej omenjenih vplivov s povišanjem kalilne temperature seveda lahko dosežemo, da tudi nelegirana ogljikova jekla prekalijo. Vendar je v takem primeru kalilna temperatura navadno že previsoka in postane jeklo grobozrnato ter kaže znake pregretja, kar slabo vpliva na žilavost. — Razdelitev jekel po kaljivosti V metalurgiji nam daje razdelitev jekel po uporabi dve osnovni skupini: konstrukcijska in orodna jekla. Konstrukcijska jekla so sestavljena tako, da v glavnem vsa prekalijo (seveda, do gotove debeline), medtem ko z ozirom na prekaljivost razdelimo orodna jekla v dve podskupini: — Orodna jekla, ki ne prekalijo. Cesto jih imenujemo plitko kaljiva jekla, ker pri kaljenju postanejo zelo trda na površini, v sredini pa ohranijo veliko žilavost. — Orodna jekla, ki prekalijo in dosežejo visoko trdoto enakomerno po vsem preseku. Te različne lastnosti jekel so odločilne pri izbiri primerne metode za določanje kaljivosti. JOMINYJEV PREIZKUS KALJIVOSTI — Področja uporabnosti standardnega Jominyjevega preizkusa Jominyjev preizkus kaljivosti je postal po vsem svetu standardna metoda za določanje in kontrolo kaljivosti. Tudi področje uporabnosti tega preizkusa se je zelo razširilo. Dandanes nam služi pri skoraj vseh vrstah konstrukcijskih nelegiranih in legiranih jekel. Pri cementacijskih jeklih nam služi za določanje osnovne kaljivosti cementacij-skega jekla, poleg tega pa se je v zadnjih letih razvila še posebna metoda za določanje obrobne kaljivosti" cementiranih jekel, za kar se uporabljajo cementirane jominyjeve probe. Posebno uporabna je ta metoda za vsa nelegirana in legirana jekla za poboljšanje, vedno bolj pa si utira pot tudi v področje nizkolegiranih orodnih jekel. Prednost jominyjevega preizkusa pred vsemi ostalimi metodami za določanje kaljivosti je v tem, da z enim samim razmeroma preprostim poizkusom omogoča hitro določitev stopnje kaljivosti za široko in zvezno območje vseh ohlajevalnih hitrosti, ki pridejo praktično v poštev. Na eni sami probi dobimo kalilne karakteristike in tudi dejanske trdote za celo vrsto ohlajevalnih hitrosti. Prav posebno primeren je jominyjev preizkus za jekla, katerih kritična ohlajevalna hitrost ne presega 38° C/sek. Natančnost poizkusa se nekoliko zmanjša pri največjih in najmanjših ohlajevalnih hitrostih. Zato ta poizkus v standardni izvedbi ni dovolj točen, da bi ga lahko uporabljali za oceno tvorbe martenzita v velikih kosih iz plitko kaljivega nelegiranega ali nizkolegiranega jekla. Prav tako ta poizkus ni uporaben pri drugi skrajnosti — pri jeklih, ki kalijo na zraku. Pogoji ohlajevanja probe so točno določeni in ves postopek je normiran po JUS C.A2.051 — 1959. — Priprava probe in kratek opis standardnega poizkusa Celoten preizkus je predpisan po JUS, zato bomo v naslednjem le opozorili na nekaj najvažnejših in odločilnih zahtev. Standardna jominyjeva proba 0 25 x 100 mm mora biti stružena iz palice, kovane ali valjane na 30 mm 0. Zaradi izcej in drugih metalurških vplivov ne smemo vzeti probe iz nekega dela večjega profila, ampak mora ta predstavljati celoten presek. Če je na probi kakršna koli napaka, jo brezpogojno zavržemo in vzamemo drugo. Obliko in dimenzije probe ter skico kalilne naprave za jominyjev preizkus kaže slika 7. Izceje posameznih elementov, predvsem C, Mn in Cr lahko povzroče, da je kaljivost jekla v posameznih predelih različna. V splošnem bodo imele probe, vzete pri glavi ingota, boljšo kaljivost od onih iz sredine in noge ingota. Struktura jekla pred kaljenjem lahko močno vpliva na kalilne karakteristike, ki jih s poizkusom dobimo. Zato kovano ali valjano palico pred struženjem na končno dimenzijo probe obvezno normaliziramo, pri orodnih jeklih pa žarimo. Normalizirano ali žar j eno probo damo v peč, ki je na predpisani kalilni temperaturi in jo držimo 30 minut na ri M 5. ? I i® .a! 45» Driolo v-A— ~T I I ts]/Vodna zt. 7- N^f vod V/. ■-'/■■/ VZZZZZZZZZZZZZZZZZ /////77777, Slika 7 Skica naprave za Jominy preizkus temperaturi. (Stahl-Eisen Priifblatt 1650-61 priporoča čas ogrevanja probe do kalilne temperature 30^40 minut in čas držanja na temperaturi 20 minut. V kolikor je čas ogrevanja krajši, mora biti skupen čas ogrevanja in držanja na temperaturi najmanj 50 minut.) Čas ogrevanja na kalilni temperaturi lahko precej vpliva na rezultate jominyjevega preizkusa. Pri tem moramo paziti, da posebno na čelni ploskvi preprečimo razogljičenje in ška-janje. Če nimamo v peči varovalne atmosfere, zaščitimo probo tako, da jo postavimo v posodico iz ognjeodpornega jekla tako, da stoji čelna ploskev na grafitni podlagi, oglju ali litoželeznih ostružkih. Po 30-minutnem ogrevanju na kalilni temperaturi vzamemo probo iz peči, jo največ v 5 sekundah vstavimo v jominyjevo napravo in kalimo z vodnim curkom, ki smo ga pred tem točno uravnali. Višina prostega curka mora znašati 65 ± 5 mm. Premer cevi je 12 ± 1 mm. Držalo probe mora biti suho. Med poizkusom mora biti zrak v prostoru mirujoč. Razdalja ustja cevi od čelne ploskve probe mora biti 12 ± 1 mm. Temperatura vode od 0—60° C ali dodatki do 6 °/o NaOH razmeroma malo vplivajo na rezultate. Kljub temu je predpisana temperatura vode 5—30° C. Čelno ohlajanje probe z vodnim curkom traja do popolne ohladitve, najmanj pa 10 minut. Šele po tem času lahko probo ohladimo v vodi. Če so palice jekla, ki ga želimo preizkusiti, tanjše od 25 mm, si lahko pomagamo z jominyjevimi probami manjših premerov. Praktični poizkusi so pokazali, da je potek trdot vzdolž probe podoben in, da je tako odstopanje od normalnih pogojev dopustno le, če sorazmerno z zmanjšanjem premera probe zmanjšamo tudi premer šobe, iz katere brizga voda. Na tak način dajo celo jomi-nyjeve probe do premera 12,5 mm rezultate z reprodukcijsko vrednostjo. Pri tankih probah je učinek stranskega odvajanja toplote nekoliko večji, zato priporoča Wys23 popravke, ki jih podaja slika 8. E S * E so . 50 ■e t o 30 ■ E 20 S i Prer ner pr 7be 2t is ; ?,5mm~ 20 30 40 50 60 J.-oddaljenost v mm Slika 8 Popravki za jominyjeve probe različnih premerov" ŽELEZARNA RAVNE METALURŠKI LABORATORIJ Jominy preizkus št. 532........... Izhodni profil Šaržna št. K v a 1 11 e t a Št. kontrolnega lista 30 mm 7330 Č. 4830 VCV150 -1- +0.01 4- + | -F + '0.03 + • + Temperatura °C C Si Mn P S Cr Ni \V Mo V Co normalizacije kaljenja 0/8 £ CD 1p6 0,011 Q025 1,14 0,08 870 RAD Ohlajevalna hitrost v »C/sek. pri 704 "C *D O -f O ■ i 1 — — i — — — — 11 r : k |C X - - - I - - - j -- > - i ■ i * - J — — j — —u — Popuščanje 630°C-1h REZULTATI: 15 20 20 30 40 Razdalja od kaljenega čela v mm 50 60 70 J 25 30 35 40 45 50 55 Di Zrno Krivulja JE - J*1 v predpisanem območju mm 47 •P 173 8 Označiti odstopanja od predpisanih vrednosti! Meril: ............................................................ Kontroliral: Slika 9 Primer formularja za jominyjev preizkus V posebnih primerih še tanjših dimenzij lahko za informacijo o kaljivosti izdelamo in preizkusimo posebne vrste prob ob primerno prirejenih pogojih preizkušanja^, is, 19. Po kaljenju probo na dveh nasprotnih ploskvah vzdolžno odbrusimo za 0,4 mm (Stahl-Eisen Prtifblatt 1650-61 predpisuje 0,8 mm) in nato na teh ploskvah izmerimo trdoto po Rockwellu C. Pri brušenju moramo biti zelo previdni, da ne pride zaradi pregrevanja ob prevelikih pritiskih ali zamazanih ploščah do sprememb strukture. S posebnim postopkom jedkanja" lahko ugotovimo, če je nastopilo pri brušenju lokalno ogretje in s tem popuščanje kaljene strukture. Trdoto merimo do razdalje 20 mm od kaljenega čela na vsak milimeter, dalje pa na vsakih 5 mm. V diagram vnašamo srednjo vrednost trdot za enaki razdalji na obeh straneh probe. Rezultatov pod 20 HRC zaradi premajhne natančnosti meritve ne upoštevamo. V formular vpišemo poleg meritev trdot še: — kemijsko analizo in eventuelna odstopanja od predpisanih analiznih mej, — temperaturo normalizacije (žarjenja) in kaljenja, — velikost avstenitnega zrna, ki jo določimo s posebno probo 0 20 mm iz istega jekla, kaljeno iz iste temperature. Po želji lahko probo po merjenju trdot popustimo na določeni temperaturi in nato ponovno merimo trdote vzdolž probe. Tako dobimo jominyjevo krivuljo v popu-ščenem oziroma v poboljšanem stanju. Slika 9 kaže vzorec formularja za neposredno vnašanje rezultatov jominyjevega poizkusa v diagram. Tak formular uporabljamo pri rednem delu v železarni Ravne. Večkrat želimo rezultate poizkusa še izvrednotiti na poseben način, tako da jih lahko med seboj primerjamo. — Vrednotenje kaljivosti in primerjava rezultatov jominyjevega preizkusa Kot karakteristično vrednost za vrednotenje in medsebojno primerjavo jominyjevih preizkusov podajamo največkrat razdaljo od kaljenega čela Si. Kvaliltlo C Si Mn P S Cr Ni Mo Normalizacijo Kaljenje I Č 1430 0.33 0.20 0.62 0.023 0.020 0.03 0.10 - 860° 650° 2 C. 401 0.42 0.23 0.60 0.029 0,022 1.05 - - 670' 840° 3 Č 4732 0.40 0.29 0.63 0.025 0.02S (» - 0.21 670° 640" 4 Č 5431 0,3 6 0.25 0.61 0,030 0.029 1,60 1.55 0.23 670° 840° Slika 10 Primerjava Jominy krivulj različnih vrst jekel za poboljšanje za neko določeno trdoto kot »indeks kaljivosti«. Na primer: J 50 = 47 mm pomeni, da imamo na jominyjevi probi pri oddaljenosti 47 mm od kaljenega čela trdoto 50 HRC. Največkrat vzamemo kot karakteristiko določene vrste jekla trdoto na tistem delu krivulje, kjer je padec trdote najhitrejši (tabela 1). Za to trdoto primerjamo pripadajoče oddaljenosti od kaljenega čela. V nekaterih primerih močno prekaljivih jekel pa primerjava oddaljenosti za določeno trdoto ni primerna zaradi položaja jominyjevih krivulj. V takih primerih se odločimo za primerjave trdot pri izbrani karakteristični J.-oddaljenosti od kaljenega čela. Rezultate jominyjevega preizkusa prikažemo s krivuljo, ki podaja odvisnost trdote od ohlajevalne hitrosti oziroma ustrezne oddaljenosti od kaljenega čela probe. Že sam potek jominyjeve krivulje nam omogoča hitro in neposredno selekcijo jekel na osnovi kaljivosti. Na pogled lahko takoj ločimo jekla, ki kalijo plitko od onih, ki kalijo globoko (slika 10). PRAKTIČNA UPORABA REZULTATOV JOMINYJEVEGA PREIZKUSA KALJIVOSTI — Lamontova metoda določanja ohlajevalne intenzivnosti H z jominyjevim poizkusom Grossmannov kriterij za oceno ohlajevalne intenzivnosti je osvojila velika večina raziskovalcev kaljivosti. Lamont15 je razvil metodo za določanje karakteristične številčne vrednosti H za ohlajevalno intenzivnost na osnovi jominyjevega poizkusa in kaljenja okrogle palice iz istega jekla. Premer palice mora biti tolikšen, da ta pri pogojih, za katere določamo vrednost H, le delno kali po preseku. Vzemimo, da je kaljivost nekega jekla prikazana z jominyjevo krivuljo na sliki 11. Palico določenega premera smo po kaljenju prelomili, prelom previdno zbrusili in merili trdoto po preseku. Potek trdot po preseku kaljene palice 0 100 mm iz istega jekla je prikazan za primer z U — krivuljo na sliki 12. Pogoji avstenitizacije morajo biti pri jominyjevem preizkusu in pri kaljenju palice enaki. Nato izberemo neko vrednost trdote, npr. 45 HRC, ki jo najdemo na jominyjevi in na U — krivulji. Na sliki 11 je ta trdota pri J. — oddaljenosti 20 mm od kaljenega čela in na sliki 12 pri oddaljenosti r = 25 mm od sredine kaljene palice s premerom D = 100 mm (R = 50 mm). Za izbrano trdoto 45 HRC določimo v tem primeru za kalilno globino razmerje r : R = 0,5. Lamont15 je izdelal diagrame, ki kažejo zvezo med ohlajevalno intenzivnostjo H, jominyjevo oddaljenostjo od kaljenega čela in premerom okroglih palic za različna razmerja kalilne globine r : R. Ti diagrami so prikazani na slikah 13/1 do 13/11. 20 30 40 J. - oddaljenost v mm Slika 11 Jominyjeva krivulja nizkolegiranega jekla 40 30 20 r(mm) Rt mm) 20 30 40 r(mm) R( mm) D(mm) Slika 12 U - krivulja trdot po preseku kaljene palice 0 100 mm iz jekla, za katerega prikazuje slika 11 jominyjevo krivuljo V navedenem primeru določimo ohlajevalno intenzivnost iz diagrama na sliki 13/6 za r : R = 0,5. Za D = 100 mm in J. — oddaljenost = 20 mm dobimo presečišče na krivulji ohlajevalne intenzivnosti H = 1,4. Ko tako določimo H — vrednost ohlajevalne intenzivnosti za neko jeklo in določen način ka-ljenja, lahko to vrednost ohlajevalne intenzivnosti upoštevamo tudi za druga jekla in druge debeline, dokler obdržimo nespremenjene pogoje ohlajevanja. Vzemimo, da smo za neko drugo jeklo kalili palico s premerom 60 mm in v sredini te palice izmerili enako trdoto kakor na jominyjevi probi pri oddaljenosti 23 mm od kaljenega čela. Iz slike 13/1 dobimo ohlajevalno intenzivnost H = 0,35. Če doseže jedro palice s premerom 120 mm enako trdoto kot jominyjeva proba pri oddaljenosti 34 mm od kaljenega čela, dobimo iz iste slike ohlajevalno intenzivnost H = 2,0. Če doseže npr. palica s premerom 130 mm pri razmerju r : R = 0,6 (to je 26 mm pod površino pri r = 39 in R = 65) enako trdoto kot jominyjeva proba pri oddaljenosti 30 mm od kaljenega čela, dobimo iz slike 13/7 ohlajevalno intenzivnost H = 0,7. Slika 13/11 se nanaša na površino kaljene palice. Tako ne daje jominyjev poizkus samo informacij o poteku trdot po preseku kaljenih palic, ampak tudi podatke o pričakovanih trdotah na površini kaljenih delov. — Uporaba Lamontove metode in diagramov pri izbiri jekel za določene zahteve Opisana Lamontova metoda z diagrami na slikah 13/1 do 13/11 nam nudi prav pomembno pomoč tudi pri praktični izbiri jekel za določene zahteve kaljivosti pri danih omejitvah pogojev (kalilno sredstvo in način kaljenja, dimenzije, ka-lilne karakteristike jekla). V principu je taka uporaba diagramov že opisana, vendar si kljub temu oglejmo še nekaj praktičnih primerov: Vzemimo, da želimo vedeti, do katerega največjega premera bo jeklo določene vrste doseglo neko minimalno zahtevano trdoto po vsem preseku. Ohlajevalna intenzivnost je pri razpoložljivem postopku in pogojih kaljenja npr. H = 0,35. Ker gre za trdoto v sredini, uporabimo diagram na sliki 13/1 za r: R = 0. Za trdoto, ki jo zahtevamo, moramo poznati pripadajočo J. — oddaljenost. Vzemimo, da je ta oddaljenost za dano vrsto jekla 34 mm. Iz omenjenega diagrama na sliki 13/1 dobimo odgovor na postavljeno vprašanje: D = = maks. 80 mm. Jeklo, za katerega je prikazana jominyjeva krivulja na sliki 11 in U — krivulja na sliki 12, doseže trdoto 55 HRC na J. — oddaljenosti 6 mm. To trdoto lahko pričakujemo v sredini preseka palice pri kaljenju s H = 0,35 le do Dmaks = 15 mm. Lahko pa bi želeli doseči pri istem jeklu trdoto 55 HRC v sredini palice s premerom D = 40 mm. Isti diagram na sliki 13/1 nam pokaže, da je to mogoče, če dosežemo pri kaljenju ohlajevalno intenzivnost H = 5. Poglejmo še en primer za isto vrsto jekla. Želimo določiti potrebno ohlajevalno intenzivnost, s katero bi pri palici 0 80 mm dosegli trdoto 55 HRC do globine 8 mm pod površino. Znani podatki so J55 = 6 mm, D = 80 mm, R = 40 mm. Razmerje kalilne globine izračunamo: r 40 — 8 32 — =-= — =0,8 R 40 40 O 10 20 30 40 50 -J.- oddaljenost (mm) Slika 13/2 10 20 30 J. -oddaljenost (mm} Slika 13 1 10 20 30 40 -J. - oddaljenost (mm) Slika 13/4 10 20 30 40 -J,- oddaljenost (mm) Slika 13/3 200 180 160 140 t 120 t Cl 100 SO 60 40 20 O O 10 20 30 40 50 -m- J. - oddaljenost ( mm ) Slika 13/5 Slike 13/1 do 13/6 Zveza med ohlajevalno intenzivnostjo H, premerom okrogle palice D, J. — oddaljenostjo in razmerjem kalilne globine r: R Slika 13/6 Iz slike 13/9 določimo potrebno ohlajevalno intenzivnost H = 3, torej normalno kaljenje v vodi. Pri takem kaljenju bo palica 0 80 mm dosegla v sredini trdoto, ki ustreza oddaljenosti od kaljenega čela J = 17 mm (glej si. 13/1). Iz jominyjeve krivulje odčitamo pričakovano trdoto 48 HRC. Pri tem moramo opozoriti, da niso samo ti podatki potrebni za odločitev o načinu kaljen j a. Pokažejo nam le možnosti! Tej informaciji moramo dodati še izkušnje kalilca, ki nam povedo, če jeklo pri dani obliki in debelini prenese potrebno ohlajevalno intenzivnost pri kaljenju. Z jeklom za kaljenje v olju dosežemo iste trdote pri precej debelejših palicah, če ga kalimo v vodi. Tega pa si vedno ne moremo privoščiti zaradi nevarnosti pokanja in deformacij. Po vseh opisanih primerih ni potrebno posebej omenjati, da s pomočjo Lamontovih diagramov iz podatkov jominyjeve krivulje lahko konstruiramo pričakovano U — krivuljo poteka trdot po preseku za kateri koli premer in katero koli ohlajevalno intenzivnost H. — Določanje poteka trdot po presekih kaljenih palic različnih dimenzij Za določanje celotnega poteka trdot po preseku je Wyss23 objavil nomograme, ki so za tako uporabo še primernejši od Lamontovih diagramov. Oglej mi si osnove in razvoj takih nomogramov: Trdota in mikrostruktura sta pri določeni vrsti jekla v odvisnosti od hitrosti ohlajevanja. Če se spomnimo, da nastopajo vzdolž jominyjeve krivulje kontinuirne spremembe ohlajevalne hitrosti, dobimo vzdolž probe tudi kontinuirne spremembe trdot v odvisnosti od nastalih mikrostruktur. Če hočemo ugotoviti potek trdot in spremembe mikrostruktur po preseku kaljene okrogle palice ali kakršnega koli drugačnega dela, moramo le po- iskati medsebojno zvezo posameznih točk na preseku kaljenega kosa in oddaljenosti od kaljenega čela jominyjeve probe. Torej iščemo položaje na jominyjevi probi in na kaljenem kosu, ki imajo enake ohlajevalne hitrosti. Pri tem nastopajo težave, ker ohlajevalne hitrosti ne moremo preprosto določiti brez posebnega dogovora. Med ohlajevanjem namreč nastopajo premene, sproščanje toplote, zadrževanja padca temperature, rekalescenca in podobno. 20 30 40 J. - oddaljenost ( mm) Slika 13 8 F 160 P HO Q 120 100 80 60 40 20 30 40 J.-oddaljenosI (mm) Slika 13/9 J.-oddaljenost (mm) Slika 13/7 2.0 1.5 10 0,7 rr 20 30 40 J - oddaljenost ( mm ) Slika 13 10 Zveza med ohlajevalno intenzivnostjo H, Kot merilo ohlajevalne hitrosti so največkrat upoštevali ohlajevalno hitrost kot tangento na krivuljo ohlajevanja (temperatura—čas) pri 700° C, ker v tem območju ni več premen. Ker že poznamo Lamontove diagrame, nam bo lahko razumljivo, da s krivuljami za površino palice, različne deleže polmera in za sredino palice povežemo različne premere palic z ustreznimi oddaljenostmi od kaljenega čela jominyjeve probe na bazi enakih ohlajevalnih hitrosti. Lahko si pripravimo diagrame za neposredno prekrivanje jominyjevih krivulj (glej shemo na sliki 14). Diagram za prekrivanje mora imeti razdelitev na abscisi enako kakor jominyjev diagram, a velja za določene ohlajevalne pogoje (ohlajevalno sredstvo in način ohlajevanja), ki jih lahko označimo s faktorjem ohlajevalne intenzivnosti H. S takim diagramom lahko neposredno odčitavamo potek trdot po preseku in načrtamo U — krivuljo za določen premer in ohlajevalno intenzivnost. Na sliki 14 ustreza npr. ohlajevalna hitrost (s tem tudi trdota in mikrostruktura) na površini palice 0 100 mm ohlajevalni hitrosti jominyjeve probe na oddaljenosti D od kaljenega čela. Na tem mestu smo izmerili trdoto D' in jo zato lahko pričakujemo na površini palice 0 100 mm. Na enak način določimo tudi trdoto v sredini preseka in na vmesnih položajih med površino in središčem preseka palice. Tako preprosto in hitro nastane U -— krivulja trdot. Nekako na podoben način je podana zveza med kaljenimi kosi, jominyjevimi probami in TTT — diagrami določene vrste jekla. TTT diagrami nam dajejo zelo dobre in pregledne informacije o obnašanju določene vrste jekla pri toplotni obdelavi. Te odvisnosti bomo obravnavali posebej, v nadaljnjem pa se omejimo le na jominyjev preizkus. Z razvojem in širšo uporabo TTT diagramov pa je le prišlo do nekaterih sprememb v osnovi preračunavanja podatkov o kaljivosti: Vemo že, da praktični ohlajevalni pogoji jekla sledijo precej zamotanim eksponencialnim funkcijam in zato podatki o ohlajevalni hitrosti veljajo samo v zelo ozkem temperaturnem območju. To za praktično toplotno obdelavo in predvsem za praktično neposredno uporabo informacij iz TTT diagramov ni bilo primerno. Nekateri avtorji21 so odsvetovali uporabo ohlajevalne hitrosti za označevanje ohlajevalnih pogojev. Menili so, da bi bolje služila vrednost, ki naj bi obsegala potek ohlajevanja za določeno širše temperaturno območje. Ta karakteristična vrednost ne bi smela biti odvisna od temperature avstenitizacije. Tako ohlajevalno vrednost so označili21 z X in jo definirali kot čas ohlajanja od 800 do 500° C22, izražen v sekundah. Vrednost je priporočljivo množiti z 10-2, da dobimo uporabnejše številke. Slike 13/7 do 13 11 premerom okrogle palice D, J. — r : R 10 20 30 40 50 -— J. - oddaljenost ( mm) Slika 13/11 oddaljenostjo in razmerjem kalilne globine s "O .L. • Oddaljenost od kaljenega čela Jorninyjeve probe Slika 14 Diagram za prekrivanje jominyjeve krivulje pri določanju pričakovanih trdot na površini in v notranjosti preseka kaljenih okroglih palic (shema)" M 10 20 30 40 50 Oddaljenost od kalj. lela (mm) H = 1 mirujoča voda 0 50 100 150200 250300350400 Premer okrogle palice (mm) Slika 26 Odnos med različnimi profili pri kaljenju v vodi Podatki Jeklo C.4131 vsebuje 0,41 % C in jominyjeva krivulja je prikazana na sliki 19 c. 140 H 120----_____ | 100---1.0 => 8c°n ^[^Zle _____0.35 Ou o C 40 | 20 Q Q 0 10 20 30 40 50 Oddaljenost od kalj. čela (mm ) Slika 24 Položaj na Jominy probi, ki odgovarja sredini preseka platin 300 250 E 200 150 o .C 100 50 Ci 0 0 50 100 150 200250300350400 Premer okrogle palice( mm) Slika 25 Odnos med različnimi profili pri idealnem ohlajevanju Slika 28 Medsebojna odvisnost Jominy probe in palic različnih premerov z odgovarjajočo trdoto v sredini preseka™ ° 5 10 IS 20 25 30 35 (0 LS 50 55 60 65 Oddaljenost od kaljenega čela Jominy probe Rezultati — Kritična trdota je 43 HRC (slika 6). — Pripadajoča J. — oddaljenost = 12 mm (slika 19 c). — Kritičen premer za kaljenje: V vodi s H = 2 znaša 60 mm (slika 28); v olju s H = 0,4 znaša 35 mm (slika 28). — Idealni kritični premer je 70 mm (slika 28). JOMINYJEVE KRIVULJE V POPUŠČENEM STANJU Študij vplivov popuščanja Čelno kaljeno jominyjevo probo lahko po meritvi trdot v kaljenem stanju še popustimo. S tem vidimo, koliko se znižajo trdote na posameznih oddaljenostih od kaljenega čela pri popuščanju na določeno temperaturo. S tem dobimo torej podatke o poteku trdot pri določenem postopku poboljšanja. Razumljivo je, da iz teh podatkov prav preprosto dobimo tudi U — krivulje trdot po preseku v poboljšanem stanju, kakor kaže slika 19. Z večjim številom enako kaljenih jominyjevih prob, ki jih po kaljenju različno popustimo, lahko študiramo vpliv popuščanja v širokem območju popuščnih temperatur. Pri plitko kaljivih jeklih — ta se v glavnem popuščajo le na nižje temperature in standardni jominyjev preizkus zanje sploh ni posebno intere-santen — se s poviševanjem temperature popuščanja znižuje le trdota v začetnem delu jominyjeve krivulje. Pri srednje kaljivih jeklih vpliva popuščanje na nižje temperature le na znižanje začetnega dela jominyjeve krivulje. Pri temperaturah popuščanja nad 500° C pa se že zniža trdota po celotni dolžini jominyjeve probe. Prav to območje temperatur je interesantno pri legiranih jeklih za poboljšanje in zato je študij vplivov popuščanja zanje posebno zanimiv. Slika 29 kaže jominyjeve krivulje v po-puščenem stanju za jeklo Č.4732. Pri močno prekaljivih jeklih se kaže na jominy-jevih krivuljah vpliv popuščanja enako po vsej dolžini probe. Tako dobimo vzporedne jominyjeve krivulje, kakršne kaže za jeklo Č.4751 slika 30. Na tej sliki vidimo efekt sekundarne trdote, ki je značilen za to legirano orodno jeklo za delo v vročem stanju. Trdota po popuščanju na 500 in 550° C je višja od trdote po kaljenju in to po vsej dolžini probe. — Določitev premenske točke Ac, s popuščanjem jominyjevih prob če imamo na voljo dovolj kaljenih jominyjevih prob, lahko s postopnim zviševanjem temperature popuščanja dokaj natančno določimo lego premenske točke AC[. Popuščna jominyjeva krivulja C. 473 2 - VCMo KO Ch 316 C 0.39 •/. Si 0,33 '/. Mn 0,62 •/. P 0,014 7. S 0,023'/. Cr 1.02 % Mo 0,26 */. Knlj.nn BinT x 840'C /, 200 'C ----— Popuščano 300 °C ------- Popuščano 400 °C A 300 °C / 400 °C --------- --------- 'opuičano 500»C =opuščano 600 °C »opuse a no 650 °C 'opuščano 700 °C ------- ------- / / ,500°C / \S /c6 00°C 50°C 00 "C -v/ / Ž - - — — / -- --- -- Oddaljenost od kaljenega čela Slika 29 Vpliv temperature popuščanja na Jominy probo Č. 4751 - Utop Mol Krivulje predstavljajo srednje vrednosti U šarž Kaljenje: 1020 °C ZZ2 aljeno na 1020 °C opuščano na 500 °C ^puščano na 550 "C - --------- ----— Popuščano na 600 °C - Popuščano na 700 "C 10 20 30 40 50 60 70 SO Oddaljenost od kaljenega čela v mm Slika 30 Vpliv temperature popuščanja na potek trdot Jominy prob kaljenih na 1020° C se postopoma znižuje in pri temperaturi Act doseže minimalni nivo trdote ter postane vodoravna. Če prekoračimo temperaturo Acu pri popuščanju zopet nastopi delna avstenitizacija in po ohladitvi s popuščne temperature dobimo zopet nekoliko višjo trdoto. Na tak način preprosto v kalilnici brez dilato-metrije ugotovimo lego točke Ac(, s tem tudi najvišjo dovoljeno temperaturo popuščanja ter orientacijsko temperaturo žarjenja (pri podevtek-toidnih jeklih). JOMINYJEVI PREIZKUSI PRI RAZLIČNIH TEMPERATURAH AVSTENITIZACIJE S serijo jominyjevih preizkusov pri različnih temperaturah avstenitizacije lahko v kalilnici na preprost način brez posebnih pripomočkov tudi za nepoznano vrsto jekla določimo s precejšnjo zanesljivostjo najugodnejšo temperaturo kaljenja. Prav tako lahko določimo orientacijsko temperaturo premenske točke Ac,. To je tista temperatura, ki pripada najvišji »horizontalni« jominvjevi krivulji, ki še ne kaže kalilnega efekta. Pri nekaterih vrstah jekla zelo jasno ugotovimo začetek pojavov pregretja pri avstenitizaciji in pojav prekomerne količine zaostalega avstenita. Slika 31 kaže zelo zanimive vplive avstenitiza-cijske temperature za jeklo C.4840 — Merilo special: vodoraven potek krivulj za 730 in 760° C kaže, da pri teh temperaturah ni bila dosežena avstenitizacija. Za isto šaržo smo na dilatometru določili temperaturo začetka premene Ac, 764° C. že pri 780° C je avstenitizacija močna, a še nepopolna. Dilatometersko določena temperatura konca premene je bila 776° C. To zopet potrjuje navedeno ugotovitev. Temperatura 780° C je sicer tik nad premeno v področju avstenita, a pri tako majhni temperaturni razliki bi bil za popoln potek premene potreben precej daljši čas. Temperature 810—890° C kažejo uporabno območje kalilnih Č4840 MERILO SP temperatur. V tem intervalu moramo izbrati najboljšo temperaturo kaljenja z ozirom na potrebe kaljivosti, meroobstojnosti, trdote, obrabne obstojnosti rezilnosti ali podobne zahteve. Vse višje temperature kažejo jasne znake pregretja, znižanje trdote v začetnem delu in močno povečana pre-kaljivost. Poleg grobega zrna se pri najvišjih temperaturah pojavljajo tudi razpoke. Č. 5742 - Utop extra 2 ch 583 C 0.51 % Si 0,36 */. Mn 0, 64 7. Cr 1.13 7. Nn 1.85 % Mo 0,47 7. V 0,14 7. 1 •v.. ____ —< --- -- . ._ — H --- --- Vse probe iarjene na 690 °C 0 10 20 30 40 50 60 70 60 Oddaljenost od kaljenega čela v mm Ch 12390 C 1,41 \ Si 0,14 1. Mn 0,55% p 0,023 r. S 0.019 % Cr 1.54 V 0,161 — ^ S r" N -4 >> s*" / s --- v 2«- - \ // /. Y/ 7 7- \ \ Z'. -V N // // Vse probe žarjene na 780 ° C 1 i 10 20 30 40 50 60 Oddaljenost" od kaljenega Cela v mm 70 Temp.'c Legenda ASTM Sheph. Temp. '0 Legenda ASTM Sheph. 730 — — 890 ______ 9 8 760 --- — _ 950 -------- 9 8 780 ---- 9 8 1000 ------ — — 810 ____ 9 8 1050 5 3 830 --- 9 8 pas gar kaljivosri 860 9 8 1 Temperatura Legenda ASTM Shepherd 730 °c _____ 10 8 800 *c 10 8 850 "C 9 9 900 "C ______ 9.5 9 1050 "C 1100 "C ------— 5 3 7 5.5 80 Slika 31 Vpliv temperature avstenitizacije na kaljivost Slika 32 Vpliv temperature avstenitizacije na kaljivost Zanimiv je tudi primer za močno prekaljivo jeklo Č.5742 — Utop ekstra 2 na sliki 32. Po tej informaciji bi brez dvoma izbrali pravilno temperaturo kaljenja med 850 in 900° C. Z dodatnimi poizkusi v nekoliko širšem območju bi določili skrajne meje območja kalilnih temperatur. UPORABA JOMINYJEVEGA PREIZKUSA PRI DOLOČANJU OBROBNE KALJIVOSTI CEMENTIRANIH JEKEL V zadnjih letih je zavzel jominyjev preizkus zelo pomembno mesto tudi na področju preizkušanja kaljivosti in doseganja trdote cementiranih jekel. Metoda obrobne kaljivosti potrebuje precej obširno razlago, ki na tem mestu ni mogoča. Podrobnejši opis tega preizkušanja podaja članek v železarskem zborniku11. PASOVI GARANTIRANE KALJIVOSTI — Pomen in potreba garantirane kaljivosti Lastnosti jekel in med njimi prav gotovo tudi kaljivost so močno odvisne od tehnoloških pogojev izdelave jekla. Zato se jekla, ki imajo praktično enako kemijsko sestavo, lahko precej razlikujejo po svojih tehnoloških, mehanskih in fizikalnih lastnostih. Take razlike opažamo pri jeklih različnih proizvajalcev, lahko pa jih zasledimo celo v odvisnosti od agregatov, v katerih je jeklo izdelano, čeprav v okviru enega podjetja in v principu enake tehnologije. Potrošnik mora često kupovati jeklo od raznih proizvajalcev in še to v deljenih pošiljkah. Tako dobi iste vrste jekel z različnimi lastnostmi posebno glede kaljivosti. Ekonomična množična proizvodnja mu ne dovoljuje spreminjanja pogojev toplotne obdelave za majhne količine. Posledica je neenakomernost produktov. Razumljivo je, da je potrošnik v tem položaju začel zahtevati od proizvajalca zajamčeno kaljivost v določenih mejah. Treba je bilo najti ustrezno metodo za kvantitativno določanje kaljivosti, nato problem statistično rešiti z analizo normalnih variacij v lastnostih jekel pod določenimi pogoji in in standardizirati vrste jekel. S tem, da proizvajalec jamči potrošniku kaljivost svojih jekel v določenih mejah, je potrošnik nekako zavarovan pred prejemom slučajne pošiljke jekla, ki bi pri toplotni obdelavi zaradi prevelike kaljivosti pokalo in v enaki meri tudi pred slučajno pošiljko jekla s tako nizko kaljivostjo, da se jeklo ne bi normalno kalilo ali pa bi zahtevalo poseben postopek. Pri takih potrebah so se na zahtevo tržišča v Ameriki razvili pasovi kaljivosti, ki so določali minimalne in maksimalne jominyjeve krivulje trdot za standardna legirana jekla. Če je tak pas pravilno izdelan, nam meje pasu z določeno statistično gotovostjo jamčijo območje trošenja trdot. Pri tem je v uporabi jekel možno medsebojno nadomeščanje brez potreb po spremembi tehnološkega postopka toplotne obdelave. Hkrati z jamstvom enakomernosti kalilnih lastnosti jekla imajo pasovi kaljivosti velik pomen tudi pri ekonomični izbiri jekla za posamezne namene. V legiranih konstrukcijskih jeklih številni legirni elementi vsak na svoj način in z različno jakostjo vplivajo na kaljivost in druge lastnosti jekla. V okviru predpisanih analiznih mej so možne številne kombinacije vsebnosti legirnih elementov, ki medsebojno slabijo ali pa, jačajo določene vplive. Preudaren uporabnik jekla bo kaj hitro ugotovil, da je kemijska sestava, čeprav v skoraj nedosegljivo ozkih mejah, prav slabo jamstvo za doseganje zahtevanih povprečnih lastnosti in njihove enakomernosti. Tak logičen preudarek vsekakor navaja uporabnika, da kot prevzemni kriterij proizvajalcu jekla postavlja garancijo tehnoloških ali mehanskih lastnosti v določenih sporazumnih mejah, ki so za potrošnika potrebne, za proizvajalca pa dosegljive. Kemijsko sestavo predpisuje le še orientacijsko, v toliki meri, da določa vrsto jekla in stopnjo legiranosti. Če omejitve kemijske sestave sploh zahteva s predpisanimi mejami, pri tem dopušča večje tolerance, ker mu je važnejša garancija lastnosti jekla. Vse te ugotovitve ne predstavljajo ničesar novega, saj temelje na več kot dvajsetletnih izkušnjah v Združenih državah Amerike. Znani razvoj pasov kaljivost H jekel v Združenih državah Amerike je privedel do dveh možnosti pri izbiri kvalitetnih prevzemnih kriterijev za konstrukcijska jekla. Lahko jih naročamo z omejitvami kemijske sestave ali pa z omejitvami kaljivosti ob nekoliko širših tolerancah kemijske sestave. Naprednejši potrošniki jekel so se kaj hitro ogreli na osnovi logičnega preudarka za drugo varianto. Že leta 1951, ko so bili pasovi garantirane kaljivosti komaj poznani, so nekatere vodilne ameriške jeklarne že prodale okrog 15 % svojega paličastega jekla na osnovi zajamčene kaljivosti.4 Po podatkih znane Betlehem Steel Company je že leta 1956 delež jekel, prodanih na osnovi garantirane kaljivosti porasel na 75 %. Najnovejši podatki niso poznani, saj je ta kriterij v Združenih državah Amerike že tako udomačen, da nihče več ne dela o tem posebnih analiz. Upoštevajoč vse dragocene izkušnje razvoja pasov garantirane kaljivosti v Ameriki je železarna Ravne že leta 1960 izdelala statistično metodo za določevanje pasov garantirane kaljivosti na osnovi 95 % statistične gotovosti.1. Dobrih sedem let smo intenzivno zbirali podatke o kaljivosti vseh jekel našega proizvodnega programa z jominyjevimi preizkusi. Rezultate preizkušanja smo v etapah obdelovali z osvojeno metodo matematične statistike. Železarna Ravne je tako pričakala pripravljena zahteve svojega tržišča, na katerem se z naglim razvojem motorne in strojne industrije, predvsem pa z uvajanjem serijske in delno mehanizirane toplotne obdelave, že pojavljajo potrebe po pasovih garantirane kaljivosti za konstrukcijska jekla. Od začetka leta 1968 razpolaga železarna Ravne s pasovi garantirane kaljivosti za večino jekel svojega proizvodnega programa. Ti pasovi so izdelani na osnovi praktičnih preizkusov velikega števila šarž. Slika 33 kaže primer pasu garantirane kaljivosti v kaljenem in popuščanem stanju za jeklo Č.4731-K. — Uporaba pasov garantirane kaljivosti in specifikacija zahtev Nekateri naročniki niso pravilno informirani o načinu uporabe jominyjevih pasov garantirane kaljivosti in kot prevzemni kriterij preprosto predpisujejo, da mora biti Jominy krivulja dobavljene šarže znotraj pasu. To so preveč splošne in neupravičene zahteve, saj na primer pri tanjših dimenzijah trdote, ki ustrezajo veliki oddaljenosti Č 4731-K (VCMo 135-K) C% Mn% Cr% Mo% 029 - 0,38 0,45-0,85 0,85-1,30 0,15-0,30 Oddaljenost od kaljenega čela mm Slika 33 Pas garantirane kaljivosti jekla C. 4731 - K, VCMo 135 - K od kaljenega čela, sploh ne pridejo v poštev. Zahteve morajo biti realne in vsklajene z dejanskimi potrebami. Zato je treba upoštevati območje naročenih dimenzij in z ozirom na to predpisati najprimernejše območje Jominy pasu kot kriterij za kvalitetni prevzem. Najbolje je, če se seznanimo z ameriškimi navodili5.8 za uporabo pasov garantirane kaljivosti in za specifikacijo zahtev, ki so dovolj preizkušena, da jih lahko v nespremenjeni obliki prevzamemo tudi v naši praksi: Pri uporabi pasov kaljivosti za posebne zahteve lahko izberemo določene točke na krivulji, kakor prikazuje slika 34. Celotna dolžina krivulje v zahtevah ni določena. Za vsak pas naj se v zahtevah trdote pri posameznih oddaljenostih od kaljenega čela navede v tabelah, ker odčitavanje iz diagrama ni dovolj točno. V tabelah se vrednosti trdot zaokrožijo na 0,5 HRC. Pri določanju posebnih zahtev kaljivosti imamo sledeče osnovne načine5.8: a) Predpišemo najmanjšo in največjo J. — oddaljenost za določeno trdoto. Ta primer kažeta točki A-A na sliki 34. V tem primeru se glasi pogoj: J45 = 12,0 — 28,5 mm b) Predpišemo najnižjo in najvišjo trdoto pri določeni oddaljenosti od kaljenega čela Jominy probe. Ta primer kažeta točki B-B na sliki 34. Pogoj zapišemo: J34/52 = 20 mm C SN Vv B X / X VN \ / \ \ -- - — -- — __ Is \ / A-A n-. R5rr m P -P J = ?n mm C-C J5 5 = ]6,5mmlmax) D-D J45 = 12,0 mm (min ) J40 - 49,5 mm (max) J30 = 25,5 mm (mi X-X Lokalna odstopanja na krajiem delu krivulje . dopustna do 2 HRC ti.......... T; so 0 10 20 30 M 50 60 70 80 Oddaljenost od kaljenega cf ela Jominy probe rmm J Slika 34 Načini za določanje posebnih zahtev kaljivosti Oddaljenost od kaljenega čela izbere potrošnik na Jominy krivulji v skladu z območjem uporabnosti. c) Predpišemo maksimalno trdoto na dveh oddaljenostih od kaljenega čela, kakor kažeta točki C-C na sliki 34. d) Enako lahko predpišemo dvoje minimalnih trdot na poljubnih oddaljenostih od kaljenega čela, kakor kažeta točki D-D na sliki 34. Seveda pri posebnih zahtevah lahko izberemo katerokoli točko na spodnji ali zgornji krivulji, ali pa tudi celoten pas, če je taka zahteva upravičena. SAE in AISI priporočata v primerih, kjer se zahteva več kakor dve točki na pasu kaljivosti, toleranco 2 HRC na majhnem delu krivulje. To je potrebno, ker Jominy krivulje posameznih talin in tudi posameznih prob nekoliko odstopajo od mejnih normalnih pasov. To odstopanje je le majhno v eni ali več točkah na celotni krivulji, kar prikazujeta črtkani krivulji v točkah x-x na sliki 34. Pri dopuščaju odstopanja trdot od mejne krivulje je treba upoštevati tudi samo natančnost jominyjevega preizkusa in razne faktorje, ki znatno vplivajo na kaljivost, četudi včasih samo lokalno. Samo izceje lahko povzroče lokalno odstopanje 2—4 HRC.5 PREGLED PRIMEROV JQMINYJEVIH KRIVULJ ZA TALINE IZVEN ANALIZNIH MEJ JUS STANDARDOV Nekaj naslednjih primerov nam bo služilo za ilustracijo vrednosti jominyjevega preizkusa v redni kontroli kvalitete ob uporabi pasov kaljivosti. Jominyjeve krivulje za taline izven analiznih mej JUS standardov nam bodo pokazale, kolikšna Kvaliteta c •/. Mn % Cr-'/. 14131 0,30-0,44 0,50-0,80 0,90-1,20 CJUSJ £ 4131-K 0,37-0,45 0,45-0,85 0,85-1,25 (Predlog ŽFi Kvaliteta Mn % »0% Č 4731 0,30 -0,37 0,50- 0,80 0,90-1,20 0,15-0,25 (JUS) Č4731-K 0,29-0,38 0,45-0,85 0,85-1,30 0,15-0,30 (Predlog ŽR) o o: O'-1-.-1 -1-•-1-1-1-•-1-«—---*---1 O 10 20 30 40 SO 60 70 80 Oddaljenost od kaljenega čela v mm šarža c*/„ Mn% Cr% Odstopa 5704 0,54 0,69 1,03 C 5781 0,40 0,65 1,37 Cr Slika 35 Jominy krivulje za taline izven analiznih mej 5756 0 10 20 30 10 50 60 70 90 Oddaljenost od kaljenega čela v mm Žarža C % Mn '/, Cr •/. Mo •/. Odstopa 5696 0,34 0,65 1,26 0,23 Cr 5791 0,34 0,66 1,26 0,25 Cr 16203 0,30 0,63 1,23 0,22 Cr 16507 0,30 0,64 1,06 0,18 C 6725 0,29 0,48 1,06 0,22 C.Mn 5758 0.63 0.97 0,15 0,15 zamenjava je Slika 36 Jominy krivulje za taline izven analiznih mej je občutljivost jominyjevega preizkusa za ugotavljanje kaljivosti nenormalnih šarž. Slika 35 nam kaže za jeklo C.4131 jominyjevi krivulji dveh šarž v primerjavi s pasom garantirane kaljivosti. Obe šarži sta odstopali od predpisanih analiznih mej. Talina 5704 kljub velikemu odstopanju vsebnosti ogljika razmeroma malo odstopa od zgornje meje pasu kaljivosti. Jominy-jeva krivulja taline 5781 ima previsok krom, kar vpliva na povečanje prekaljivosti. V začetnem delu kaže jominyjeva krivulja normalno kaljivost, pri J. — oddaljenosti nad 13 mm pa so trdote previsoke. Pri kaljenju v vodi dobimo pri palicah do max. 0 65 mm, pri kaljenju v olju pa do max. 0 36 mm po vsem preseku popolnoma normalne lastnosti v pogledu kaljivosti (v skladu z nomo-gramom na sliki 19). Za manjše dimenzije torej lahko jamčimo normalno kaljivost kljub odstopanju v kemijski analizi. Na sliki 36 je prikazana kaljivost šestih šarž jekla Č.4731, ki odstopajo od predpisane kemijske sestave pri enem ali pri več elementih. Med navedenimi šaržami so tri take, ki so imele analizo izven mej Č.4731, pač pa znotraj predlaganega razširjenega območja za jeklo z zajamčeno kalji-vostjo Č.4731-K. Razen teh sta imeli dve talini C za 0,01 % izven analiznih mej, ena nad zgornjo, druga pa pod spodnjo mejo. Vse taline imajo jominyjeve krivulje v območju pasu kaljivosti za to jeklo. Položaj teh krivulj je popolnoma v skladu z razlikami v kemijski vsebnosti. Na sliki 36 je prikazan primer, kako uporabimo jominyjev pas tudi za kontrolo eventualnih zamenjav jekla. Za talino 5758 kaže jominyjeva proba popolnoma drugačno krivuljo kaljivosti. S kontrolno kemijsko analizo je bila ugotovljena zamenjava jekla in logično potrjen potek jominyjeve krivulje. Na sliki 37 so prikazane jominyjeve krivulje štirih šarž jekla Č.4732 z analiznimi odstopanji v primerjavi s predpisanim pasom garantirane kaljivosti. Kako se kaže odstopanje ogljika? Talina 6580 je zaradi previsokega ogljika, previsokega molibdena in visoke vsebnosti kroma popolnoma izven pasu kaljivosti. Pod spodnjo mejo pasu pade talina 16137, ker so bile vsebnosti vseh glavnih elementov blizu spodnje analizne meje, C pa prenizek. Preostali dve talini imata prenizek ogljik in zato nižjo začetno trdoto, zaradi visokega kroma in molibdena pa dobro prekalita in sta pri večjih oddaljenostih v območju pasu. Primerjava teh dveh talin z zelo podobnima analizama potrjuje ugotovljeno dejstvo, da ne moremo iz same kemijske sestave predvidevati točnega položaja Jominy krivulje. Slika 38 prikazuje vpliv odstopanja vsebnosti kroma in molibdena od analiznih mej pri jeklu Č.4732. Položaj jominyjeve krivulje je močno odvisen od medsebojnega odnosa vsebnosti kroma in molibdena in hkrati tudi od ogljika in mangana. Mnoge šarže z manjšimi odstopanji ogljika in kroma so pokazale jominy krivulje popolnoma Normalizacija: 870 'C Kaljenje: 840-C Popuščanje: 630'C 1uro Kvaliteta C •/. Mn % Cr-/. Mo'4 Č 4732 0,38-0,45 0,50-0,80 0,90-1,20 0,15-0,25 (JUS) S 4732-K 0,37-0,45 0,45-0,85 0,85-1,30 0,15-0,25 predlog ŽRj šarža C % Mn% Cr% Mo% Odstopa 6580 0.47 0,67 1,13 0,26 C in Mo 16174 0.37 0,61 1,20 0,23 0 6707 0,37 0,61 1,23 0,23 C 16137 0,37 0,53 0,95 0,19 C Slika 37 Jominy krivulje za taline izven analiznih mej Kvaliteta C* Mn'/. CrV. Mo % Č4732 0,38-0,45 0,50-0,80 0,90-1,20 0,15-0,25 (JU s) Č4732-K 0,37-0,45 0,45-0,85 0,85 -1.30 0,15-0,25 (Predlog 2r) 16109 Oddaljenost od kaljenega čela v mm šarža c 7. Mn'/. Cr'/. Mo % Odstopa 16109 0,42 0,70 1,35 0,16 Cr 16121 0,40 0,65 1,28 0,24 Cr 6333 0,41 0,61 1,02 0,28 Mo 16191 0,39 0,63 0.88 0.20 Cr Slika 38 Jominy krivulje za taline izven analiznih mej znotraj pasu, če sta bili vsebnosti kroma in molibdena primerno kompenzirani in nista bili hkrati na zgornji ali spodnji meji. Seveda ima velik vpliv pri teh mejnih vsebnostih tudi odstotek ogljika. Mnogi avtorji pripisujejo velik vpliv velikosti avstenitnega zrna. Pri obsežnih raziskavah kaljivosti v toku tekoče kontrole nismo ugotovili trdnih zakonitosti o vplivu velikosti zrna na kaljivost jekla. Morda je to posledica premajhnih razlik velikosti zrna v toku statistične analize in obdelave podatkov. Zaključki Pri jugoslovanskih podjetjih — potrošnikih jekla lahko trdimo, da še vedno velja kemijska analiza za eno najbolj odločilnih meril pri kvalitetnem prevzemu jekla. Številni praktični primeri so pokazali, da zaradi analiznih odstopanj, četudi le posameznih elementov, izvržemo mnogo dobrega jekla, medtem ko z velikim, a zelo neupravičenim zaupanjem uporabljamo jekla, ki ustrezajo predpisanim analiznim mejam, četudi imajo slabo kaljivost in morda slabe lastnosti. V naprednem svetu se inštituti in druge raziskovalne ustanove intenzivno ukvarjajo s problemi na obširnem področju kaljivosti. Zadnji čas je, da tudi pri nas dosežemo na tem področju pomembnejši napredek. Železarna Ravne je opravila precej na tem področju. Vidimo, da razpolaga z velikim številom dokaj zanesljivih pasov garantirane kaljivosti, ker so ti izdelani s statistično obdelavo velikega, včasih ogromnega števila šarž. Pred nami stoji sedaj velika naloga, da začnemo te pasove tudi koristno in razumno uporabljati. Dosedanje izkušnje so nedvomno pokazale, da je potrebno čimbolj uvajati jominyjev preizkus kaljivosti in da so koristi, ki jih prinaša standardizacija pasov kaljivosti in predvsem njihova uporaba s tehničnega in ekonomskega stališča zelo pomembne. Pas garantirane kaljivosti ne sme biti le kriterij za kontrolo in kvalitetni prevzem, ampak mora biti vodilo že pri izbiri jekla. Samo preizkušnje kaljivosti lahko služi enako konstrukterju, kakor kalilcu ali kontrolorju, če ne omenjamo posebej raziskovalno razvojnega področja. Koristna uporaba podatkov o kaljivosti pa zahteva dobršno mero znanja in razumevanja pojavov. Glavni namen referata je bil čim širše populariziranje jominyjevega preizkusa in praktičnega pomena pasov garantirane kaljivosti. Zato smo se pri obravnavanju kaljivosti tokrat omejili le na jominyjev preizkus in skušali podati vse pripomočke in navodila za praktično uporabo rezultatov preizkusa. S tem nismo nameravali zmanjšati pomembnosti vseh drugih preiskav kaljivosti, ki jih bomo morali še posebej obravnavati. Posebno pozornost bomo morali posvetiti razvoju in praktični uporabi TTT diagramov v povezavi s preizkusi kaljivosti in s prakse toplotne obdelave. Literatura 1. Rodič J.: Izdelava in uporaba pasov kaljivosti, Nova proizvodnja (Ljubljana) 13 (1962) 2, str. 141—154. 2. Grossmann M. A., A. Asimow, S. F. Urban: Hardenabi-lity its Relation to Quenching and Some Ouantitative Data, Hardenability of Alloy Steels, Am. Soc., Metals, Cleveland 1939, str. 121. 3. Houdremont E.: Handbuch der Sonderstahlkunde, Springer-Verlag — Berlin 1956. 4. Stuhlman: Eindriicke und Beobachtungen in amerika-nischen Hartereien, Harterei-Technische Mitteilungen, Bd 7 (1951) H. 1, str. 23. 5. ASTM A 304-66: Standard specification for aIloy steel bars to end-quench hardenabilitv requirements, ASTM Standards, Part 3 ASTM, Philadelphia. 6. Wever F., A. Rose: Mitt. K. — Wilh. Inst. Eisenforsch, Bd 20 (1938), str. 55—60. 7. Grossmann M. A., E. C. Bain: Principles of Heat Treat-ment, ASM 5 izd., OHIO, 1964. 8. Metals Handbook 8th. Edition 1961 Vol. 1, str. 189—216, ASM, Metals Park, Ohio. 9. a) Hodge J. M., M. A. Orehoski: AIME Techn. Publ. No 1800 Met. Techn. 12 (1945). 9. b) Burns J. L., T. L. Moore, R. S. Anher: Ouantitative Hardenability, Trans. Am. Soc. Met. 26 (1938) 1, str. 1—36. 10. Krainer H., M. Kroneis: Untersuchungen iiber die Auste-nitumwandlung legierter Baustahle bei Unterkiihlung, Archiv fiir das Eisen-hiittenwesen 22 (1951) H. 7/8, str. 231—244. 11. Rodič A.: Obrobna kaljivost cementacijskih jekel, Železarski zbornik 1967 1, str. 64—79, Kranj. 12. Peter W., A. Rose: Einfluss der Versuchsbedingungen bei der Stirnabschreckpriifung von Stahlen, Archiv fiir das Eisenhuttenwesen, 22 (1951) H. 9 10, str. 303—312. 13. Gerber W., U. Wyss: Die Hartbarkeit und VergUtbarkeit der Stiihle, Roll. Mitt. Bd 7 1948, str. 13—49. 14. Schottky H.: Die Abschreckhartbarkeit von Stahlen und ilire Priifung, Stahl und Eisen 70 (1950) H. 21, str. 909—925. 15. Crafts W., J. L. Lamont: Hartbarkeit und Ausvvahl von Stahlen, Springer — Veri. 1954. 16. Arend — Neuhaus: Die Hartbarkeit des Stahles, Veri. Girardet — Essen 1955. 17. Ispitivanje prokaljivosti čelika po Jominy-u — JUS C. A 2. 051 — 1959. 18. VDEh, Stirnabschreckversuch zur Priifung der Hartbarkeit von Stahlen, Stahleisenpriifblatt 1650—61. 19. ASTM — A 255-48 T: Method of end-quench test for hardenability of steel, ASTM, Philadelphia Pa. 20. Asimow M., W. F. Craig, M. A. Grossmann: Correlation between Jominy Test and Ouenched Round Bars, S. A. E. J. Bd. 49 (1941), str. 283—292. 21. Peter W., H. Hassdenteufel, Aussagefahigkeit der stirn-abschreckpriifung und des Zeit — Temperatur — Um-vvandlung — schaubildes fiir das Ergebnis der Hartung von Rundstaben, Stahl und Eisen 87 (1967) Nr. 8. 20 apr., str. 455—457. 22. Atlas zur Warmebehandlung der Stiihle, Max — Planck — Institut fiir Eisenforschung und VDEh, Diisseldorf 1954 58. 23. Wyss U.: Auswertungsmoglichkeiten der Hartbarkeits-priifung nach Stirnabschreckmethode, Harterei — Tech-nisehe Mitt. — Riebensahm, Bd. 6, H. 2, str. 9—40. 24. a) Post C. B., M. C. Fetzer, W. H. Fenstermacher: Trans. A. S. M. 35 (1945), str. 85. b) Wilson jr. W.: Trans. A. S. M. 43 (1951), str. 454—479. c) Vries G.: Trans. A. S. M. 41 (1949), str. 678—699. 25. Rose A., L. Rademacher: Weiterentwicklung des Stirn-abschreckversuches zur Priifung der Hartbarkeit von tiefer einhartenden Stahlen; Stahl und Eisen 76 (1956) Nr. 23, str. 1570—1573. ZUSAMMENFASSUNG Die Jominy Methode fiir die Untersuchung der Hartbarkeit hat sich fiir mittelhartbaren Stahle auf der ganzen Welt durchgesetzt. Sie wird auch in den jugoslavvischen Betrieben meistens gebraucht. Es werden leider die Infor-mationen, vvelehe diese Methode darbietet, zuwenig aus-genutzt. Die Methode mit ihrer Reproduzierbarkeit und einfacher Ausfiihrung ist ein ausgezeichnetes Mittel fiir die Oualitatskontrolle der Stahle. Sie kann uns aber auch bei der Ausvvahl der Stahle fiir bestimmte Zwecke behilflich sein, oder sie erleichtert uns die Bevvertung der Warme-bearbeitungsbedingungen. Mit diesem Artikel moehten wir der Verbreitung dieser Methode beihelfen und dessen Moglichkeiten zeigen. In diesem Sinne sind die dringendsten theoretisehen Grund-lagen angegeben eine kurze Beschreibung der Methode und der genormten Untersuchungsbedingungen und die viel-seitigen Moglichkeiten der praktisehen Amvendung dieser Ergebnisse. An zahlreichen Beispielen sind die versehiede-nen Moglichkeiten der praktisehen Verwertung der Unter-suchungsergebnisse mit Hilfe der Nomograme welche indi-rekte Informationen ermoglichen, gezeigt. Diese Nomograme sind fiir den praktisehen Gebrauch beigelegt. Eine besondere Bedeutung haben die Zonen der garan-tierten Hartbarkeit Hiittenvverk Ravne ferfiigt zur Zeit iiber die Zonen der garantierten Hartbarkeit fiir die Mehr-zahl ihrer Stahle. Diese Zonen sind mit der statistisehen Bearbeitung der Versuchsergebnisse einer grossen Schmelz-zahl auf Grund der 95 °/o statistisehen Sicherheit ausge-fertigt. Die Spezifikationen der Forderungen iiber die garantierte Hartbarkeit sind meistens nicht richtig gestellt, deshalb sind in diesem Artikel auch die genormten Torde-rungen der Hartbarkeit nach SAE und AISI Normen gezeigt worden. SUMMARY Jominv method for determination of hardenability of steels with medium hardenabilitiy found its application ali over the world. It is also often used in Yugoslav enter-prises, but the obtained informations are not enough taken in account. This method can be used as an excellent erite-rion for testing steel quality due to its reproducibility and simpliness of the method. It can even be used to select the right steel quality for certain purposes, or it can faci-liate estimating the necessary conditions for heat treat-ment. The intention of the author is to extend the use of this method and shovv its applicability. Therefore the most im-portant theoretical basis is presented; a short deseription of the method and standardized testing conditions, and different possibilities for practical use of the results. Nu-merable examples shovv various possibilities for practical use of the results of testing using nomograms which give direct informations. The nomograms for practical use are given in the paper. Hardenability bands have a special significance. Iron-works Ravne has at their disposal the hardenability bands for majority of their steels. This bands were established by a statistical treatment of the results of testing a great number of batehes basing on 95 % statistical reliability. Specifications for requirements of guaranteed hardenabi-lity are very often incorrect therefore also standard ways for erquirements of hardenability aceording to SAE and AISI standards are given in the paper. 3AKAIOTEHHE OnpeAeAeHne 3aKaAHBaeMOCTH mctoaom no Jominy BOcnpHHHTO aah cpeAHe npoKaAHBaeMbix CTaAefi no BceMy cBeTy. Taic^ce stot MeTOA HMeeT uinpoKoe npHMeHeHne b npeAnpHHTHHX lOrocAaBHH, XOTH HeAOCTaTOHHO HCn0Ab30BaHa HH(J>OpMaqHH KOTOpaH nOAYMeHa 3thm HcnbiTaHHeM. 3tot MeTOA c xopomoH bo3mo3khocti>io penpo-AYKnnn h BecbMa npocTbiM BbinoAHeHneM cayhcht KaK npeBocxoAHbin KpHTepnH aah KOHTpoAbH Ka^ecTBa daAH, noMoraeT npn BbiSope CTaAH aah onpeAeAeHHbift noTpeSHOCTen, Taioice n03B0AneT oueHHTb ycAOBHH TepMHMecKOH oSpaSoTKH. 3aAana stoh CTaTbH noMo^b vbcah-MHTb ynoTpe6AeHHe 3Tora MeTOAa h YKa3aTb Ha ero bo3mo>khocth. I1o3tomy b CTaTbe npHBeAeHbi HeočxoAHMbie TeopeTHnecKHH 0CH0Ba-hhh; KopoTKoe onncaHHe MeTOAa h onncaHHe cTaHAapTH30BaHHbix YCAOBHH HCCAeAOBaHHH a TaiOKe pa3AHHHbie B03M05KH0CTH npaKTH-HecKora npHMeHeHHH pe3YAbTaTOB. Ha m hotohhcAe hi i bi x npnMepax npHBeAeHbi pa3AHMHbie bo3mo^chocth npaKTHHecKora npHMeHemiH HCCAeAOBaHHfi npn noMomn H0M0rpaMM0B KOTopbie nenocpeACTBeHHO pa3peinaiOT noAYHHTb Heo6xoAHMbin HHopManHH. B CTaTbe sth homo-rpaMMbi npHBeAeHbi aah npaKTH^ecKora npHMeHeHHH. CnenHHAbHoe 3Ha^eHHe hmciot noAOca c rapaHTim 3aKaAHBaeMO-cth. MeTaAAVprHHecKHH nex Ravne (lOrocAaBHH) HMeeT Ha pacnopn-»ceHHH rpaHHLibi 3aKaAHBaeMocTH noHTH aah Bcex MapKOB CTaAH np0H3B0ACTBa nexa. 3th noAocbi BbipaSoTaHbi Ha ocHOBaHHH CTara-CTHHeCKOH OČpaSOTKH pe3YAbTaTOB IICnblTaHHH MHOrOMHCAeHOra KOAH-necTBa uihxt b ocHOBe c 95 °/o CTaTncTH^ecKOH HaAeacHocTH. CneuH E o. 3 O. D C I 3 BRC X7=f (XI ,xt) R2=0,82 R=0,9I Jl=5,1;0J Sy-0,I2 1.5 1,0 0.5 otopni čas Čas popu 2 min šč.:2xluro 590 5 560 E KymeH CTaAH noABeprHVToii nepeMeHHoii TepMHraecKoii o6pa-60TKH. HTOrO H3MepeHHH GblAH paCCMOTpeHbl aHaAH30M pa3AeAeHHfl, perpecciiH h AHcnepciiH, iaK>Ke npn noMomn 3ACKTpoHiiora c-iiimt-iKa. AAa H3MepeHH3 YAapHOii H3ra6HOH Ba3KOCTH 6bIA IipHMeHeH MeTOA npn KOTopbiM ynoTpe6AeHbi o6pa3iibi c 0CAa6AeHHeM. Pe3yAb-TaTbi aHa.\H3a AHcnepcnu noKa3aAii, hto MeTOA AOCTaTOHHO Ha,\e>K-HbiH hto KacaeTCH OTAeAeHHa 6bicTpope>KyLunx craAeH yace npii 15 napaAAeAb. CTaTHCTHHecKaa o6pa6oTKa H3MeHeHHH noAyHeHHbix AaH- Hbix noKa3aAa: a) aah nOAVHeuiiH xopomon BH3KOCTH 6bicTpope>KV-meii CTaAH b oco6eHHC>CTH HMeeT BAHSHHe TeMn-pa 3aKaAKH, TeMn-pa OTnycKa HrpaeT BTopocTeneHHyio pOAb, 6) npn MaKCHMaAbHOH noAy-qeHofl TBepAOCTH hh npn TBepAoCTax 64—65 HRC, c cpaBHeHHH c APVrHMH copTaMH 6bicTpope>KyineH CTaAH, caMyio BbicoKyio B«3-KOCTb HMeeT MOAHSAeHOBaa CTaAb MapKH BRM-2 (S 6-5-2). B CTaTbe, b 4>°PMe TaSeAb h H0M0rpaM0B, noKa3aHa 33bhch-MOCTb AS3KOCTH Ba5KHeHHlHX COpTOB 6bICTpopejKymeH CTaAH OT TeMn-pbi 3aKaAKH h TeMn-pbi oTnycica a TaK5Ke cba3b mokav TBepAO-CTH, BH3KOCTH H MarHHTHbIMH H3MepeHHHMH. Franc Cerne, dipl. inž. Železarna Ravne DK: 669.14.018.25 : 621.785.6/789 : 539.37 ASM/SLA: Jlb TSh Meroobstojnost nekaterih orodnih jekel REZUME Meroobstojna jekla imajo sorazmerno precej majhne spremembe mer tako pri toplotni obdelavi kakor tudi pri uporabi orodij iz teh jekel. Vsekakor se mora pričakovati pri toplotni obdelavi orodja določene spremembe mer. Tu imajo velik vpliv toplotne napetosti, ki so povezane s toplotnimi raztezki in skrčki. Pri procesu kaljenja pa se žarjena perlitna struktura pretvori v avstenitno strukturo, ki ima precej manjši specifični volumen. Ta avstenit se s kaljenjem pretvori v martenzit, ki ima še večji specifični volumen kot žarjeni perlit. Tako se povečajo tudi mere. S popuščanjem se mere kaljenega orodja v glavnem zmanjšujejo, razen pri tisti temperaturi popuščanja, ko se zadržani avstenit pretvori v martenzit. Na te pojave močno vpliva prekaljivost jekla. S primernimi pogoji toplotne obdelave se uravnavajo pri tem dosežene spremembe mer oziroma stabilizirajo dosežene strukture in s tem mere. Nobene vrednosti sprememb mer pri zgoraj navedenih pogojih pa nikakor ni mogoče posplošiti za vsako obliko in mere orodij in za vsako izbiro jekla za to orodje. Spremembo oziroma meroobstojnost se mora osvojiti za vsako orodje in jeklo posebej. 1. POJAV SPREMEMB MER Pri orodnih, posebno pa pri meroobstojnih jeklih je ena od najvažnejših zahtev tudi obstojnost mer pri toplotni obdelavi in pri uporabi. Orodja se pri toplotni obdelavi deformirajo v večji ali manjši meri. Temu pojavu se posveča premalo pozornosti, posebno pri konstruiranju orodja, ker se smatra, da je to stvar kalilne tehnike. Poznano in dokazano pa je, da praktično ni kaljenja orodja brez določene spremembe mer. Praviloma se pod imenom »spremembe mer« ali »dimenzijske spremembe« razume le one neizogibne spremembe mer, ki nastanejo na orodju zaradi toplotnih napetosti in zaradi volumenskih sprememb, ki nastanejo zaradi strukturnih premen v samem jeklu med procesom ogrevanja in ohlajanja. Pri skupni deformaciji orodja pa so vračunane tudi spremembe oblike, ki nastanejo zaradi nepravilnega dela z orodjem pri celotnem procesu toplotne obdelave, npr. zaradi neenakomernega ogrevanja in ohlajanja, zaradi velike lastne teže orodja in podobno. Pokazalo se je, da se mora upoštevati pojav sprememb mer in volumna orodnih kakor tudi drugih jekel v procesu toplotne obdelave kot posebni problem. Potrebno je intenzivno delo in mnogo raziskav, da bi se ta problem obvladal in omejil na najmanjšo možno mero in to v fazi konstruiranja kakor tudi v fazi toplotne obdelave in na koncu pri uporabi orodja. Med ogrevanjem jekla se povečujejo njegove mere. Koeficient linearnega raztezka za jeklo je odvisen od njegove strukture1. Za feritno — kar-bidno strukturo je ta koeficient 11,0.10—6 do 14,5.10—6, a za avstenitno strukturo je 1,5-krat večji. Z ogrevanjem jekla do temperature Ac, se volumen orodja poveča za približno 4 %'. Specifični volumen struktur, ki sestavljajo jeklo, je različen in raste v naslednjem redu: avstenit, feritno -— karbidne strukture (perlit, sor-bit, troostit), martenzit; izračuna se po naslednjih obrazcih1: za ferit (Va)t = 0,12708 + 5,528 .10-6 . t za avstenit (V-r)t, c„ = 0,12282 + 8,56 .10-' + 2,15 .10-3. cp za martenzit (VM)t, cp = 0,12708 + 4,45 .10-'. t + 2,79 .10->. Cp za karbid Fe3C (VK)t = 0,13023 + 4,88 .10-'. t kjer zavisi specifični volumen od temperature (t), a pri avstenitu in martenzitu tudi od vsebnosti ogljika v strukturi oziroma v jeklu (Cp). Grafični prikaz razmerij med posameznimi specifičnimi volumni se lahko vidi na sliki 1. Pri temperaturi okolice ima martenzit približno 4 % večji specifični volumen kot avstenit. Tako se pri ogrevanju orodja do temperature Aq v začetku volumen veča zaradi toplotnega raztezanja, a ob prehodu v avstenitno območje se zmanjša. Obratno pa se pri ohlajanju iz avstenitnega območja orodje najprej krči do temperature, ko se tvori feritno — cementitna struktura ali martenzit, ko se volumen poveča zaradi strukturnih premen. Ker se pri ogrevanju povečuje plastičnost jekla, zato tedaj spremembe mer orodja in pri tem nastale napetosti niso nevarne, če ne povzroče večjih deformacij in razpok. Pomembno nevarnost predstavljajo volumenske spremembe orodja pri ohlajanju, posebno pri kaljenju. 0,130 0,12 8 I 0,124 S 5 ru € 0,122 «J 1 Qj e £ tP®nnn[ t® kaljeno stanje 100 200 300 400 500 600 700 Temperatura popuščanja v °C Slika 3 Spremembe mer pri popuščanju Pri popuščanju pri temperaturah pod 200° C se pojavi delno zmanjšanje volumna in mer; tedaj se menja struktura martenzita — tetragonalni mar-tenzit se pretvarja v kubični martenzit. Vse mere se zmanjšajo glede na kaljeno stanje. V območju 200 do 320° C nastane povečanje volumna zaradi premene zadržanega avstenita v martenzit; pri tem se povečajo vse mere glede na kaljeno stanje. Nadaljnje višanje temperature popuščanja pri teh jeklih povzroči prav tako zmanjšanje volumna in dimenzij. To obnašanje sprememb mer predstavlja shematska slika 3. Visoko legirana jekla se pri popuščanju obnašajo podobno, samo da so vse zgoraj omenjene faze popuščanja pomaknjene k višjim temperaturam. Zadržani avstenit je obstojen do temperature okoli 500° C in se pretvori v martenzit šele v temperaturnem območju popuščanja 500 do 600° C (glej sliko 3)3. Iz do sedaj opisanega je jasno, da so spremembe mer pri kaljenju med drugim odvisne od temperature kaljenja, in to predvsem zaradi večanja vsebnosti zadržanega avstenita pri višji kalilni temperaturi (glej sliko 2). Pri popuščanju se pojavijo nove spremembe, ki so prav tako odvisne od po-puščne temperature (glej sliko 3). Celokupne spremembe mer glede na žarjeno stanje so torej odvisne od temperature kaljenja in popuščanja. Popolno meroobstojnost pri toplotni obdelavi se torej doseže tako, da se pri kaljenju nastali raztezki kompenzirajo s skrčki pri primernem popuščanju. Pri takem postopanju pa je možno, da ne soglašajo edino zahteve po primerni trdoti. Kljub jasnosti posameznih zakonitosti je težko predvideti spremembe pri toplotni obdelavi orodja neenakomernih oblik, kakršne srečamo v obratu. Če hočemo izkoristiti spremembe mer pri popuščanju za izravnavo sprememb pri kaljenju, moramo poznati mere po kaljenju. V splošnem pa je otež-kočeno merjenje sprememb po kaljenju, ker se mora praviloma takoj popuščati zaradi nevarnosti razpok. 5. OBSTOJNOST MER PO TOPLOTNI OBDELAVI Pri hitrem ohlajanju (kaljenje v olju) se avstenit v jeklu spremeni v martenzit, temperatura mar-tenzitne točke Ms pa je glede na visoko vsebnost ogljika v orodnih jeklih precej nizka. Tako ostane premena v martenzit še nezaključena, torej, kot je opisano že v prejšnjih poglavjih, ostane določen delež zadržanega avstenita. Da bi dosegli popolno premeno avstenita v martenzit, bi morali jeklo ohladiti do še nižjih temperatur. Bistveno za na-nadaljnjo premeno avstenita v martenzit pri temperaturah, nižjih od navadne temperature, pa je, ali se je vršilo to dodatno ohlajanje takoj po ohladitvi v kalilnem sredstvu ali pa je jeklo nekaj časa ležalo pri navadni temperaturi in se je izvršilo dodatno ohladitev na nižje temperature šele kasneje. V prvem primeru poteče premena avstenita v martenzit zvezno, v drugem primeru pa se je pri drža-nju pri navadni temperaturi izvršila najprej majhna izotermna premena avstenita v martenzit s posledico, da se je preostali avstenit zato delno stabiliziral. Temu sledi podhlajevanje, pri čemer je možno, da se ves avstenit ne bo premenil v martenzit21. Množina zadržanega avstenita zavisi od pogojev avstenitizacije in splošno od pogojev toplotne obdelave21. Popolno premeno zadržanega avstenita se doseže na dva načina: s popuščanjem ali s takojšnjim ohlajanjem na nizke temperature21. Ugotovljeno pa je, da se s popuščanjem šele pri višji temperaturi odpravi zadržani avstenit, ko je že v nevarnosti predpisana trdota; s primernim popuščanjem pa se precej stabilizira21-9. Tudi če bi se ves avstenit spremenil v martenzit, je treba računati z nekaterimi pojavi popuščanja samega martenzita, ki imajo lahko za meroobstojnost prav tako neugodne posledice kot razpad zadržanega avstenita21. S tem v zvezi se postavlja vprašanje, ali je potrebno po kaljenju ves zadržani avstenit v jeklu v celoti spremeniti v martenzit oz. v popuščne strukture, saj se lahko s primerno toplotno obdelavo tako stabilizira, da ni računati, da bi kasneje razpadal21. Pri jeklih za meroobstojna orodja je treba stremeti po dosegi stabilnih struktur in s tem mer. Pripomniti pa je potrebno, da se z različnimi metodami stabiliziranja (umetnega staranja) doseže različne spremembe mer glede na kaljeno stanje. S ponavljanjem ciklusa stabilizacije se dosežene mere samo še stabilizirajo in se ne spreminjajo več9. 6. METODE RAZISKAVE MEROOBSTOJNOSTI JEKEL Za vsako jeklo obstaja določena maksimalna debelina, pri kateri jeklo prekali. Zato se izbere manjšo debelino orodja, da se doseže boljšo obstojnost mer in manjšo deformacijo. Velikost in smer sprememb mer pri toplotni obdelavi in staranju zavisi od načina mehanske izdelave epruvete in orodja. Pri tem se mora poznati, kako ležijo vlakna v kovani ali valjani palici. Na sliki 2 se vidi, da se spremembe mer v vzdolžni in prečni smeri ne ujemajo in da so spremembe mer v vzdolžni smeri večje od onih v prečni smeri. V primeru, da se izdeluje orodje iz velikih kovanih ali valjanih palic, je važno mesto v palici, kjer se orodje oz. epruveto izreže. Pri kovanju in valjanju se težko doseže popolnoma enakomerno predelavo jekla po celem preseku, čeprav je dosežena dovolj velika stopnja predelave oz. plastične deformacije. V jedru palice se mora pričakovati vsekakor nekoliko manjšo stopnjo predelave kot na robu. Univerzalne metode za določevanje sprememb mer ni. Največ se uporabljajo valjaste, ploščate (prizmatične) in srpaste (v obliki črke »C«) epruvete. Veliko pa se uporabljajo še razni okviri, obroči ipd. Valjasta epruveta ima premer in dolžino v razmerju najmanj 1 : 3. Srpaste epruvete se v svetu uporabljajo v raznih dimenzijah: debelina 12 do 25 mm, veliki premer 57 do 127 mm in mali premer 30 do 75 mm. Ta epruveta je zelo občutljiva, pri njej se največ meri spremembo rege, veliko pa tudi spremembo obeh premerov (glej sliko 4). Tip A B C D £ F G H K Alsthom 127 13 74 25 21,5 - - - - Frenč 57 6 31 12 10 - - - - Durferrit 60 2 40 20 7 - - - - Ruska 100 110) 64 5 11 - - 6 3 US - Navy 100 10 60 25,4 15 - - (6,3) (3,2) US -Navy- modif. 63,5 6,3 36,8 12,7 10 6,3 3,2 - - Slika 4 Dimenzije nekaterih srpastih »C« epruvet Torej pri teh epruvetah se določajo spremembe mer. Koristno pa je spremljati vzporedno tudi trdoto in strukture. Zadnje je možno z metalograf-skimi, rentgenskimi in dilatometerskimi metodami. 7. RAZISKAVA MEROOBSTOJNOSTI DOMAČIH JEKEL Za raziskavo domačih jekel sta uporabljeni dve različni epruveti enostavnih oblik: valjasta 0 30 X X 100 mm in ploščata 50 X 20 X 100 mm, a pri začetnih raziskavah tudi srpasta epruveta debeline 12 mm, z zunanjim premerom 57 mm, z notranjim premerom 31 mm in rego širine 6 mm. Epruvete so rezane iz okroglih oz. ploščatih kovanih palic; večina epruvet je rezanih tako, da so imele vzdolžna vlakna, nekaj pa je imelo prečna vlakna. V preiskavi so bila domača jekla, katerih sestava je v tabeli 1. V tabeli 2 so podatki o vrsti oz. merah epruvet, o legi epruvet glede na vlakna (glavna os kovanja), o uporabljenih ohlajevalnih sredstvih pri kaljenju preiskovanih epruvet in določevanih veličinah za posamezno jeklo. Na ploščatih 50 X 20 X 100 mm in valjastih epruvetah 0 30 X 100 mm se je določalo: trdota v HRC, mere v mm in volumen z Mohrovo tehtnico v mm3 v treh paralelkah; zadržani avstenit pa rentgensko na enojnih vzorcih 30 X 25 X 5 mm. Meritve so se izvajale po naslednjem vrstnem redu: — 1. žarjeno stanje — mere, volumen in trdota, — 2. kaljeno stanje — mere, volumen, trdota in zadržani avstenit, — 3. popuščeno stanje — mere, volumen, trdota in zadržani avstenit. V optimalnem območju kalilnih temperatur, ko se doseže največje spremembe mer, se je dolžina ploščatih in valjastih epruvet povečala pri jeklu — CRV (kaljeno v olju) za 0,05 — 0,07 %, — merilo za 0,04 — 0,10 %, — OCR 12 (kaljeno v olju) za 0,06 — 0,12 %, — OCR 12 extra za 0,07 — 0,12 % in — merilo special za 0,10 — 0,19 % Pri istih pogojih se je povečal volumen pri jeklih: — OCR 12 extra za 0,06 — 0,08 %, — merilo za 0,15 — 0,20 %, — OCR 12 (kaljeno v olju) za 0,15 — 0,23 % in — merilo special za 0,35 — 0,50 %. Iz teh podatkov se vidi, da sta pri kaljenju najbolj meroobstojni jekli CRV in merilo, nekoliko slabši sta jekli OCR 12 in OCR 12 extra, jeklo merilo special pa je precej manj meroobstojno. Gornji rezultati so doseženi s tremi paralelnimi epruvetami in, kot je razvidno v tabeli 2, so raziskave izvedene na 2 ali celo 3 talinah za vsako jeklo, razen pri jeklu OCR 12 extra in CRV. Zadržani avstenit pa je določan rentgensko na enojnem vzorcu pri eni talini za vsako jeklo. V zgoraj omenjenem optimalnem območju kalilnih temperatur je vsebnost zadržanega avstenita pri jeklu CRV — 4 do 5 %, OCR 12 — 6 do 7,5 % in merilo — 11 do 14,5 %. Pri jeklu tipa OCR 12 so tuji avtorji določili veliko več zadržanega avstenita, po sliki 2 celo nad 35 %. Razlika je zaradi netočnega upoštevanja množine karbidov v preiskovanem vzorcu pri naših raziskavah. Ko bo Tabela 1 Jeklo Štev. £ taline Si Mn Cr V W Mo C.3840 Merilo 120 0,92 0,34 2,00 0,17 0,15 — — Č.3840 Merilo 9912 0,86 0,23 2,05 0,16 0,15 — — Č.4840 Merilo sp. 4179 1,34 0,10 0,36 1,43 0,11 — — C.4840 Merilo sp. 8052 1,36 0,36 0,55 1,57 0,21 — — Č.4840 Merilo sp. 5968 1,42 0,25 0,63 1,53 0,20 — — Č.4150 OCR 12 55702 2,11 0,31 0,25 12,3 0,25 — — Č.4150 OCR 12 12600 2,02 0,18 0,38 11,8 0,11 — .— Č.4750 OCR 12 ex. 12505 1,65 0,15 0,33 12,20 0,25 0,43 0,70 Č.4754 CRV 11425 0,95 0,30 0,25 9,96 0,30 — 0,95 Tabela 2 Jeklo Štev. taline Mere epruvet v mm Lega Kalilno sredstvo Določevano Merilo 120 0 30 X 100 in 50 X 20 X 100 vzdolžna olje mere, trdota in volumen Merilo 9912 50 X 20 X 100 prečna olje mere, trdota in avstenit Merilo sp. 4179 0 30 X 100 in 50 X 20 x 100 in srpasta 0 57 vzdolžna olje mere, trdota in volumen Merilo sp. 8052 0 30 X 100 in 50 X 20 X 100 vzdolžna olje mere, trdota in volumen Merilo sp. 5968 49 X 19 X 99 olje mere, trdota in volumen OCR 12 55702 50 X 20 X 100 vzdolžna olje mere, trdota in volumen OCR 12 12600 50 x 20 x 100 vzdolžna in prečna olje zrak in mere, trdota in avstenit OCR 12 ex. 12505 50 X 20 x 100 vzdolžna olje mere, trdota in volumen CRV 11425 50 x 20 x 100 vzdolžna in prečna olje zrak in mere, trdota in avstenit omogočeno kvantitativno metalografsko določanje struktur, se bodo rezultati preverili in primerno popravili. Pri popuščanju vsebnost zadržanega avstenita pada z rastočo temperaturo. Zadržani avstenit je bil pri popuščanju znižan skoraj na ničlo pri jeklu merilo pri temperaturi 290° C, pri jeklu CRV pri 550 C; jeklo OCR 12 pa ni bilo popuščano do dovolj visokih temperatur. Spremembe mer in volumna se ujemajo s podatki tujih avtorjev po sliki 3; prvi minimum je dosežen pri jeklu — merilo pri 150 — 180° C, — merilo sp. pri 200° C in — CRV pri '450 — 500° C, maksimum pa je dosežen pri jeklu merilo special pri 240 — 300° C, pri ostalih jeklih in drugi minimum pa se nahaja pri temperaturah nad preiskovanim območjem. Vsi omenjeni rezultati so razvidni na slikah 5 do 14 za preiskovana jekla. Na teh slikah so jasno razvidne težnje vseh zasledovanih sprememb (mere, volumen, zadržani avstenit in trdota) v odvisnosti od pogojev toplotne obdelave. 62 60 - 58 - 0,2- 0,1 -14 -10 05 doliina s OJ e Oj i-O. m -0,1 750 76 5 780 795 820 Temperatura kaljenja v °C Slika 5 C. 3840 (Merilo), talina 120 vzdolžno, talina 9912 prečno, epruvete 50 X 20 x 100 in 0 30 x 100 mm Spremembe mer, volumna, avstenita in trdote pri kaljenju v olju 0.2 60 je 5 g * 56 a i ^ 52 50 Kaljeno 150 180 200 2i0 290 Temperatura popuščanja v °C volumen doliina trdota avstenit Kaljeno 150 200 250 300 350 400 Temperatura popuščanja v "C Slika 7 C. 4840 (Merilo special), taline 4179, 5968 in 8052 vzdolžno, epruveti 50 X 20 X 100 in 0 30 X 100 mm Spremembe mer, trdote in volumna pri kaljenju v olju volumen doliina trdota Slika 8 C. 4840 (Merilo special), taline 4179, 5968 in 8052, epruveti 50 X 20 X 100 in 0 30 X 100 mm Celotne spremembe mer, trdote in volumna pri kaljenju v olju in popuščanju ^ Slika 6 C. 3840 (Merilo), talini 120 in 9912, epruveti 50 x 20 x 100 in 0 30 x 100 mm Celotne spremembe mer, volumna, avstenita in trdote pri kaljenju v olju in popuščanju £ e -5 01 zrak vzdolžno 930 950 Temperatura 970 kaljenja 990 v oC E -8 01 - -6 . •4 - 2 0 : Kaljeno 100 200 300 Temperatura popuščanja too Slika 10 C. 4150 (OCR 12), talina 12600 vzdolžno in prečno, epruveta 50 x 20 x 100 mm Celotne spremembe mer, avstenita in trdote pri kaljenju v olju in na zraku in popuščanju 0 ■- 930 Slika 9 C. 4150 (OCR 12), talina 12600 vzdolžno in prečno, epruveta 50 x 20 x 100 mm Spremembe mer, avstenita in trdote pri kaljenju v olju in na zraku 66-r 64 - S 62-1 -S 58-- I nj n s '1 101; 950 970 Temperatura kaljenja v °C Slika 11 C. 4750 (OCR 12 ekstra), talina 12505 vzdolžno, epruveta 50 x 20 X 100 mm Spremembe mer, trdote in volumna pri kaljenju v olju 64 62-- 60-- ! 58- - P1 0,2 j 01-- .6 -S Oi Ji 6 £ ■0.1 56-- 54-- trdota dolžina širina Kaljeno 100 200 300 Temperatura pop. v °C Slika 12 C. 4750 (OCR 12 ekstra), talina 12505, epruveta 50 x 20 x 100 mm Celotne spremembe mer, trdote in volumna pri kaljenju v olju in popuščanju avstenit vzdolžno 64 62- 60-- o cc t * 58 56 54-- 0.2 S? £ 0,1 T3 --6 4 -fe 2 -S --0 990 1020 1050 Temperatura kaljenja v "C Slika 13 C. 4754 (CRV), talina 11425 vzdolžno in prečno, epruveta 50 x 20 x 100 mm Spremembe mer, avstenita in trdote pri kaljenju v olju in na zraku 0.2 -0.1 2 rak O 58 g * 56 54 - - 52 50-- Slika 14 C. 4754 (CRV), talina 11425, epruveta 50 x 20 x 100 mm Celotne spremembe mer, avstenita in trdote pri kaljenju v olju in na zraku in popuščanju Literatura 1. Gudcov N. T.: Metallovedenie i termičeskaja obrabotka stali i čuguna, spravočnik, razdel XI, glava 48. Moskva, Metallurgizdat 1957 str. 1057—1060. 2. Frehser J. in O. Lovvitzer: Vorgang der Massanderung 10 bei der Warmebehandlung von Werkzeugstahlen. Stahl und Eisen (Dusseldorf) 77 (1957) str. 1221—1233. ^ 3. Bohler — Stahl, Winke fur den Harter. 8 o 4. Bocher D.: Formanderung bei der Warmebehandlung g von VVerkzeugstahlen. Das Industrieblatt, Bd. 63 (1963), « str. 150—154. 5. Frehser J.: Anisotrope Massanderungen bei der Warme-behandlung ledeburitischer Chrom — Werkzeugstahle. Archiv fiir das Eisenhiittenwesen (Dusseldorf) 24. Jg. (1953) H. 11/12 str. 483—495. 6. Btihler H in E. Herrmann: Zusammenhang zwischen Massanderungen und Eigenspannungen bei der Warme-behandlung von Werkzeugstahlen. Archiv fiir das Eisen-hiittenvvesen (Dusseldorf) 35. Jg. (1964) H. 11 str. 1089— 1095. 7. Miilders O.: Massanderungen von Werkzeugstahlen. Stahl und Eisen (Dusseldorf) 83 (1963) Nr. 1 str. 52—54. 8. Riedel J. Y.: Retained Austenite and Dimensional Sta-bility. Metal Progress 1965 sept., str. 78—82. 9. Lement B. S., B. L. Averbach in M. Cohen: The Dimensional Stability of Steel, Part IV., Tool Steels. Trans-actions of the A. S. M., Vol. 41 (1949) str. 1061—1092. 10. Ceburkov A. K.: Izmenenie razmerov detalej pri termi-českoj obrabotke. Metalovedenie i termičeskaja obrabotka metallov (Moskva) 1965 No. 7 str. 55—57. 11. Valorinta V.: Stresses and deformations related to steel hardening. Metal treatment (London) Vol. 32 (1965) str. 332—329. 12. Schoeller — Bleckmann: Phonix Triumphator VM, prospekt — poročilo. 13. Kajušnikov P. J.: Bezdeformacionnaja zakalka. Metallovedenie i termičeskaja obrabotka metallov (Moskva) 1963 No. 3 str. 28—33. 14. Kajušnikov P. J.: Deformacija stali pri zakalke i puti ee ustranenija. Sovremenie splavi i termičeskaja obrabotka, Moška, Mašgiz 1958 str. 194—215. 15. Rapatz F.: Die Edelstahle. Berlin, Springer — Verlag 1951, str. 660—667. 16. Schottky: Diskussionbeitrag. Archiv fiir das Eisenhiit-tenvvesen (Dusseldorf) 6. Jg. (1932) str. 376. 17. Houdremont E.: Handbuch der Sonderstahlkunde, Berlin, Springer — Verlag 1956, str. 321—323. 18. Geller J. A.: Instrumentalnie stali. Moskva, Metallurgizdat 1961, str. 120. 19. Močalkin: Deformacija stali pri termičeskoj obrabotke. Moskva, Vnitomaš — Mašgiz 1949. 20. Geller J. A.: Osnovnie puti umenšenija deformacij instrumentov pri zakalke. Moskva, Mašgiz 1954. 21. Zvokelj J.: Uvajanje novih dilatometrskih metod v kontroli jekel. Ljubljana, Metalurški inštitut, št. 675, 1969. 22. Gnamuš J.: Preizkušanje meroobstojnosti orodnih jekel, diplomsko delo, Ljubljana, 1961. ON Kaljeno 200 400 450 500 550 Temperatura popuščanja v °C avstenit ZUSAMMENFASSUNG Die Massanderungen bei der VVarmbearbeitung der Werk-zeuge und der Gegenstande aus den Werkzeugstahlen sind von verschiedenen Bedingungen abhangig. Diese Bedin-gungen werden hier nur auf Grund der Literaturangaben bearbeitet. Die Massanderungen bei der Warmbearbeitung sind sowohl von den Warmespannungen, wie von den Ge-fiigespannungen abhangig. Es ist mit der VVarmausdehnung und Zusammenschrumpfung und der Volumenanderung beim Harten zu rechnen. Beim Harteprozes wird das ge-gliihte perlitische Gefiige in Austenit umgewandelt, welches ein viel kleineres spezifisches Volumen besitzt; beim Harten wird dieser Austenit in Martensit umgewandelt, vvelcher ein noch grosserer Volumen besitzt als der gegliihte Perlit. Die beim Harten vergrosserten Masse nehmen beim Nach-lassen wieder ab, mit Ausnahme dieser Nachlasstempera-tur, bei welcher der Restaustenit in Martensit umgevvandelt wird. Diese Erscheinungen vverden im grossen Ausmass von der Durchhartung und der chemischen Zusammen-setzung beeinflusst. Der Restaustenit kann durch dass Harten bei niedrigen Temperaturen oder durch das Nach- lassen abgebaut vverden, oder es vvird beim Nachlassen zusammen mit anderen Gefiigebestandteilen stabilisiert, womit die Masshaltigkeit erreicht wird. Die Massanderungsvverte bei der \Varmebehandlung konnen aber fiir eine jede Form und jede VVerkzeugabmes-sungen, so wie fiir einen jcden Stahl, fiir diese Werkzeuge, nicht verallgemeinigt werden. Die Massanderungen miissen fiir jedes Werkzeug aus jedem Stahl einzeln erobert vverden. Fiir die Bestimmung der Masshaltigkeit gibt es keine allgemein giiltige Methode. Es vverden hauptsachlich prismatische, flache zylindrische und sichelformige Eprou-vctten gebraucht. Es vvurden die Massaderungen an einigen Schmelzen der einheimischen Stahltypen mit 0.9 % C + 2 % Mn + + 0.1 % V, 2 % C + 12 % Cr und 1% C + 10% Cr + 1% Mo + + 0.25 % V mit der flachen Eprouvette 50 x 20 x 100 mm und mit der zylindrischen Eprouvette 0 30 x 100 mm unter-sucht. Die Abmessungen, der Volumen, die Hiirte und der Restaustenit vvurden bestimmt. SUMMARY Dimensional variation of tools and pieces made of tool steels in heat treatment depends on different parameters. In the paper analysis of these parameters basing on literature data is presented. The dimensional variation in heat treatment is influenced by thermal and structural stresses. Thermal expansion and shrinking, and volume change in quenching must be taken in account. During the quenching process the annealed peralitic structure is transformed into austenite vvhich has rather smaller spe-cific volume; during quenching this austenite is transformed into martensite vvhich has even bigger specific volume than annealed pearlite. Dimensions increased in quenching are in generally reduced during tempering, exception is the tempering temperature at vvhich retained austenite is transformed into martensite. These phenomena are strong-ly influenced by the through quenchability and chemical composition of steels. The retained austenite can be elimi- nated already during quenching dovvn to very low tempe-ratures, or by tempering, or it can be stabilized together vvith the other structures during tempering, and dimensional stability is thus obtained. No values of dimensional variation in heat treatment can be generalized for every shape and tool dimension, and for every chosen steel for that tool. Dimensional variation must be checked for every tool and steel separaten. No universal method exists for determination of dimensional stability. Mainly prismatic flat, cylindrical, and sickle-like test tubes are used. Dimensional variation analyses vvith home-made steels of type 0.9 % C + 2 % Mn + 0.1 % V; 2% C + 12 % Cr, and 1 % C + 10 °/o Cr + 1 % Mo + 0.25 % V vvere made using flat samples vvith dimensions 50 x 20 x 100 mm and a cylin-drical sample 0 30 x 100 mm. Dimensions, volume, hard-ness and retained austenite vvere determined. 3AKAIOTEHHE H3MeHeHne pa3Mep npn TepMHHecKOH o6pa6oTKii HHCTpyMeiiTOB H npeAMeTOB H3 HHCTpyMeHTaAbHOH CTaAH 3aBHCHT OT MHOTHX yCAO-BHHX. B CTaTbe, Ha OCHOBaHHH AHTepaTypbI 3TH yCAOBHH paCCMOTpe-Hbi. Ha H3MeHeHHe pa3Mep npn TepMH^ecKOH oSpačoTKH bahhiot TenAOBbie a TaiOKe h CTpyKTypHbie HanpnaceHHH. HaAo yqecTb TenAO-Boe pacTHJKeHHe h ycaAOK a TaiOKe H3MeHeHHe oSbeMa npn 3aK.aAKH. npn nponecce 3aKaAKH 0T0?KeHHaH nepAHTHaa CTpyKTypa npeBpa-MaeTCH b aycTenHT KOTopbiii HMeeT ropa3Ao MeHbiiiiHH yAeAbiibiii oSbeM; bo BpeMH 3aKaAKH 3tot aycTeHHT nepexoAHT b MapTeH3HT yAeAbHbiH oSbeM KOTopora eme SoAbine neM oSbeM OToaceHHora nepAHTa. YBeAHMeHHe pa3Mep npn 3aicaAKH yMeHbmaeTCH bo BpeMa OTnycKa, c HCKAioneHneM toh TeMn-pbi OTnycKa npn KOTOpbiH 3aAep->KaHbiH aycTeHHT npeBpamaeTC« b MapTeH3HT. Ha stii hbachhh CHAb-HO BAHHeT npOKaAHBaeMOCTb H XHMHHeCKHH COCTaB CTaAH. 3aAep^ca-HbiH aycTeHHT mo>kho YAaAHTb y^e bo BpeMH 3aKaAKH npn oneHb hh3khx TeMn-ax, TaK^ce c OTnycKOM; ero mo>kho TaK>Ke cTa6HAH3Hpo- BaTb c ApyniMH CTpyKTypaMH npn OTnycKe, npn mčm AoeTHraeTeH pa3MepHocTb. Hh oAHy H3 bcahmhh H3MeneHH5i pa3Mep npn TepMH-MeCKOH 06pa60TKH HeAb3H B3HTb 3a OČlUenpHHHTOCTb 3a Ka^CAyiO opMy h pa3Mep HHCTpyMeHTa, TaK^e h 3a BbiSop CTaAH aah hh-CTpyMeHTa. H3MeHHe pa3Mep HaAo ocBOHTb aah Ka>KAora HHCTpvMeHTa h Ka>KAbIH COPT CTaAH OTAeAbHO. AAH OnpCAeAeHHH pa3MepHOCTH He cymecTByeT HHKaKOH yHHBepcaAbHbiH MeTOA. B SoAbiueHCTBe CAyqanx ynoTpeČAHioTCH npH3MaTHnecKHe nAHTOHHbie, BaAHKOBbie h cepno-BHAHbie o6pa3U[bi. HcnbiTaAH H3MeHeHHH pa3Mep Ha HeK0T0pbix nAaBKax AOMauiHHx CTaAeft copTa 0.9 % C + 2 % Mn +0.1 % V, 2 % C + 12 % + Cr h 1% C + 10 % Cr + 1 °/o Mo + 0.25 % V c nAHTOHHbiM o6pa3uoM 50 x X 20 x 100 mm h c BaAHKOBbiM oSpasnoM 0 30 x 100 mm. OnpeAeAeHbi pa3Mepbi, oSbeM, TBeApocTb h 3aAep^aHHbiii aycTeHHT. Martin Goršek, inž. fizike DK: 621.746.019 železarna Štore ASM/SLA: 9—72 Raziskave vplivov na dimenzije in druge lastnosti ulitkov iz nodularne litine Članek obravnava določanje linearnega in volumskega skrčka, ter velikost lunkerja pri nodular-ni litini. Namen naloge je v ugotavljanju vplivov na zgoraj navedene lastnosti. Skupno je bilo zasledovanih 23 spremenljivk, ki vplivajo na lastnosti nodularne litine. Rezultati so bili statistično obdelani na računalniku Zuse-23 in so podani v nomo-gramih. UVOD V livarstvu se poleg kvalitete postavljajo vedno večje zahteve za točnost dimenzij ulitkov. Da bi to dosegli je potrebno poznati vse tiste spremenljivke, ki vplivajo na dimenzije ulitkov, to pa so predvsem linearni in volumski skrček in velikost lunkerja. Raziskovali smo vse možne spremenljivke, ki bi lahko vplivale na zgornje lastnosti nodularne litine. Skupno smo zasledovali 23 spremenljivk pri 30 šaržah. Zasledovali smo naslednje spremenljivke: kemično analizo, natezno trdnost, raztezek, linearni in volumski skrček, trdoto, metalografsko strukturo; vse v ulitem in žarjenem stanju ter velikost lunkerja in temperaturo ulivanja. Da bi ugotovili vpliv debeline stene ulitka smo linearni skrček, trdoto in metalografsko strukturo določali na treh različnih debelinah vzorcev in sicer 10, 25 in 50 mm. Zaradi sigurnosti smo vse spremenljivke določevali v paralelkah. Zbrane podatke smo obdelali po različnih metodah statistične obdelave. Za nekatere spremenljivke smo napravili analizo distribucije, da bi ugotovili ali imajo normalno ali nenormalno porazdelitev. Za linearni skrček in trdoto smo napravili analizo variance in sicer tako, da smo iskali razlike v surovem in feritiziranem stanju pri debelinah vzorcev 10, 25 in 50 mm. Glavni namen naloge je bil ugotoviti, kako vplivajo različne spremenljivke na nekatere lastnosti nodularne litine, V ta namen smo napravili 25 analiz regresije. Rezultati analize regresije so podani v diagramih in nomogramih. DOLOČEVANJE SPREMENLJIVK 1. Linearni skrček Za določevanje linearnega skrčka smo izbrali poseben model, katerega načrt je prikazan na sliki 1. Vzorci so 300 mm dolgi, 50 mm široki, imajo pa tri različne debeline 10, 25 in 50 mm. Mere za posamezne pozicije so podane v tabeli 1. Delilna ploskev 2 3 A2 43 Slika 1 Model za določanje linearnega skrčka Tabela 1 — Mere (v mm) za posamezne pozicije na sliki 1 Pozicija Oznaka in : mere (v mm) 1 premer 27,5 2 21 X 27 X 275 za Al: 15 X 40 3 za A2: 7,5 X 40 za A3: 3 X 40 za Al: 50 X 50 X 300 4 za A2: 25 X 50 X 300 za A3: 10 X 50 X 300 za Al: 35 X 50 5 za A2: 15 X 50 za A3: 5 X 50 za Al: 100 0 X 160 6 za A2: 80 0 X 160 za A3: 60 0 X 160 za Al: 100 0 X 50 7 za A2: 80 0 X 25 za A3: 60 0 X 10 Linearni skrček smo določali na vzorcih z napajalnikom na dolžini 300 mm na ta način, da smo merili dolžino forme in dolžino ulitka ter potem iz razlike obeh dolžin izračunali procent krčenja. Linearni skrček smo določili na probah v ulitem in feretiziranem stanju. 2. Volumski skrček Volumski skrček smo določali s pomočjo modela prikazanega na sliki 2. Slika 2 Model za določanje volumskega skrčka Volumski skrček smo določili na ta način, da smo merili volumen forme in volumen ulitka. Volumen ulitka smo določili iz teže ulitka in specifične teže, ki smo jo za vsak ulitek posebej izmerili s piknometersko metodo. 3. Velikost lunkerja Za določanje velikosti lunkerja smo izbrali model,2 katerega načrt je prikazan na sliki 3. Ulitek in prerez skozi vlitek za določanje velikosti lunkerja prikazujeta sliki 4 in 5. Velikost lunkerja smo merili na ta način, da smo iz birete spuščali tekočino v lunker toliko časa, da ga je napolnila do spodnjega roba hladilnih reber, ki so vidna na sliki 5. Velikost lunkerja smo na ta način določili v (ml) oziroma v (cm3). Slika 4 Ulitek za določanje velikosti lunkerja Slika 5 Prerez skozi ulitek za določanje velikosti lunkerja Slika 3 Model za določanje velikosti lunkerja «£"21 C-C REZ D-D 4. Določevanje ostalih spremenljivk a) Natezno trdnost in raztezek smo določali na epruvetah, ki smo jih izrezali iz Y-prob. Obe lastnosti smo izmerili na surovih in feritiziranih vzorcih v dveh paralelkah. b) Trdoto smo merili na 10, 25 in 50 mm debelih surovih in feritiziranih vzorcih v dveh paralelkah. Trdoto smo določili po Brinellu. c) Pri metalografski strukturi smo določali osnovno strukturo, velikost grafita in količino ce-mentita. Metalografsko strukturo smo določali na vzorcih debeline 10, 25 in 50 mm po internih tabelah železarne štore, ki so prilagojene ASTM - normam. d) Temperaturo smo merili z optičnim piro-metrom. Vzorce za določanje posameznih spremenljivk v feritiziranem stanju smo žarili po naslednjem režimu: 3h na 920° C, na 720° C in jih ohlajali v peči. Tabela 2 Oznaka Naslov spremenljivke Omejitev Xi x2 x3 x4 X5 X6 Xs x9 Xio Xll Xl2 Xl3 X14 Xl5 Xl6 *-22 C % Si % Mn % P % S % Mg % a surov (kp/cm2) 5 surov (%) a feritiziran (kp/cm2) 5 feritiziran (%) velikost lunkerja v (ml) volumski skrček (%) temperatura ulivanja (°C) debelina probe (mm) trdota v surovem stanju (HB) trdota v feritiziranem stanju (HB) linearni skrček v surovem stanju (%) linearni skrček v feritiziranem stanju (%) velikost grafita v surovem stanju (1 — 6) velikost grafita v feritiziranem stanju (1 — 6) količina ferita v surovem stanju (0—100%) količina ferita v feritiziranem stanju (0—100%) 3.50-2.21-0.11 -0.031 -0.003 -0.034-46,8-2-38.7-14-5.6-2.4-1230 10-161- 150 — 148 0.05-0.21 -3-3-5-20-85- ■0.92 ■0.52 ■5 ■5 98 100 STATISTIČNA OBDELAVA PODATKOV 1. Podatki in naslovi spremenljivk Skupno smo zasledovali 23 spremenljivk. Rezultati dobljeni s statistično obdelavo veljajo z omejitvami, to je v mejah, v katerih se gibljejo spremenljivke. Naslove spremenljivk in omejitve podaja tabela 2. 2. Analiza porazdelitve Namen analize porazdelitve je bil, da ugotovimo, katere spremenljivke imajo normalno, katere pa nenormalno porazdelitev. Poleg tega smo z analizo porazdelitve ugotovili povprečne vrednosti, standardno devijacijo in varijacijski koeficient. Izdelali smo 15 analiz porazdelitve. Normalno porazdelitev imajo sledeče spremenljivke: •3.80 -2.93 -0.29 - 0.064 - 0.032 -0.120 ■69,3 ■17,7 -48.2 -19 -14.3 -7.1 -1340 -50 -255 XI — C % X2 — Si % X3 — Mn °/o X8 •— tr surov (kp/cm2) xio — a ferit. (kp/cm2) xu — 5 ferit. (%) Xi7 — HB v ferit. stanju xi2 = 9,0 xi2 — velikost = lunkerja (cm3) xu - Temp. = 169 ulivanja (°C) xi = 3.7 % s = 0.1 % V = 2.7 % X2~ = 2.54 % s = 0.17 °/o V = 6,8 % » = 0.20 % s = 0.047 % V = 24 % xs = 56,3 xio = 44,4 jo, = 17,2 s = 8.2 s = 2,25 s = 0.95 s = 2.15 s = 29 V = 14.5 % V =5.07 % V = 5.5 % V = 23,8 % V = 2,25 % V = 5.2 % Nenormalne so sledeče porazdelitve: x4 — P % x5 — S % x6 — Mg % x9 — 5 surov (%) x13 — volumski skrček (%) x16 — trdota v surovem stanju (HB) Vpliv nekaterih spremenljivk, ki imajo nenormalno porazdelitev lahko zmanjšamo na ta način, da jim omejimo maksimalni vrednosti, do katerih naj se gibljejo. Za fosfor in žveplo je na primer potrebna naslednja omejitev: Pmax = 0,050 %, Smax = 0.020 %. 3. Analiza variance Analizo variance smo izvršili za trdoto in linearni skrček zato, da bi ugotovili pomembnost razlik med surovimi in feritiziranimi vzorci debeline 10, 25 in 50 mm. Shema analize variance je bila sledeča ANALIZA VARIANCE I. TRDOTA II. SKRČEK I _ X0 X, SUROV I_ FERITIZIRAN I_ 4,23 — 0,312 X2 — 0,33 X4 + 0,066 X3 10 I 25 I 50 I 10 I 25 I 50 Z 99,9 °/'o statistično gotovostjo smo ugotovili pomembne razlike trdot med vzorci debeline 10 in 25 mm tako pri surovem, kakor tudi pri feritizira-nem stanju. V feritiziranem stanju so trdote vzorcev 10 mm povprečno za 9,5 HB višje od trdot vzorcev 25 mm. Ta razlika je pri vzorcih v surovem stanju znatno večja in znaša 24 HB. Razlike trdot med vzorci 25 in 50 mm niso bistveno različne tako v suroven kakor v feritiziranem stanju. Trdote so v feritiziranem stanju bistveno bolj enakomerne kakor v surovem stanju. To je razvidno tudi iz analize porazdelitve saj ima trdota vzorcev v surovem stanju nenormalno, v feritiziranem stanju pa normalno porazdelitev. Zato je razumljivo, da so v feritiziranem stanju manjše povprečne razlike statistično pomembnejše. Za skrček velja z 99 %-no gotovostjo, da so skrčki pri vseh debelinah vzorcev pomembno različni, razen v suroven stanju, kjer je pomembna le razlika skrčka med vzorci debeline 10 in 25 mm. V surovem stanju je povprečna razlika med vzorci 10 in 25 mm 0.30 %. Pri feritiziranih vzorcih pa so razlike v skrčku naslednje: med vzorci 10 in 25 mm . . . 0.15 % med vzorci 10 in 50 mm . . . 0.31 % med vzorci 25 in 50 mm . . . 0.16 % 4. Analiza regresije Da bi ugotovili, kako vplivajo določene spremenljivke na nekatere lastnosti nodularne litine, smo napravili 25 analiz regresije. Rezultati analiz regresije so prikazani v nomogramih, na katerih so izpisane tudi vrednosti za R2 — koeficient determi-nacije, R — koeficient korelacije ali regresije, Sy — napaka, a — koeficient gotovosti odvisnosti. Poleg tega je na nomogramu napisan tudi program analize regresije. Pri ugotovitvah analize regresije moramo upoštevati omejitve, ki so navedene v tabeli 2, ker veljajo rezultati le v območju, ki je bilo analizirano in tega ne moremo samovoljno razširiti in rezultatov z zaključki posplošiti. Glavni namen analize regresije je bil v ugotavljanju, od katerih vplivov so odvisni — linearni skrček v surovem (x18) in feritiziranem (x19) stanju, — volumski skrček (x13) in — velikost lunkerja (x12). Napravili smo tudi nekaj samostojnih analiz regresije za nekatere najvažnejše ostale lastnosti nodularne litine. 4.1. Linearni skrček v feritiziranem stanju (x19) 4.11 Najprej smo ugotavljali jakost medsebojne odvisnosti linearnega skrčka v surovem (x18) in feritiziranem stanju (x19). Rezultat analize regresije je prikazan z a = 0.1 in območjem 95 % trošenja z diagramom št. 17 na sliki 6. 1 f' / / s / / S / i/ ff'=0.7< »=0,66 sy = aoa Območje 95 '/.-ne gotovosti Qi 0.3 0.4 Q S 0.6 Q7 0.8 0.9 Xie - —Linearni skrček v surovem stanju ['A J Slika 6 4.12 Pri iskanju vplivov na linearni skrček v feritiziranem stanju je bila planirana regresija z 21 spremenljivkami. Od upoštevanih spremenljivk s 95 %-no gotovostjo vplivajo le x16 — trdota v surovem stanju (HB) x20 — velikost grafita v surovem stanju (1—6) in X|8 — linearni skrček v surovem stanju (%). Ta regresija prikazana na sliki 7 potrjuje odvisnost, ki je prikazana na sliki 6, dodatno pa je upoštevan vpliv x16 in x20- Koeficient determinacije je izredno visok R2 = 0.77 in napaka Sy = 0.08 razmeroma majhna. R = 0,77 R=o,BB 5y=0.0e U=5 xii=f(xi.. ,xt .xi.---- O.S 06 0.7 OJB 0.3 r surortm slonju ['/.J Slika 7 Iz nomograma vidimo, da poleg linearnega skrčka v surovem stanju na linearni skrček v feritiziranem stanju vplivata še velikost grafita in trdota v surovem stanju. Za te tri vplivne faktorje poglejmo dalje od česa so ti odvisni. 4.13 Trdota (HB) v surovem stanju (x16) Nomogram številka 11 na sliki 8 prikazuje, da je trdota v surovem stanju odvisna od x2 — Si % x3 — Mn °/o x4 — P % x22 — količina ferita (%) v surovem stanju. R - 0.8! R:0.90 Sy = 9.8 al = 5 ** = '(*■ .*(.*• X* *■: xX. *») 0.10 0.15 0.20 0.2i Slika Pri analizi distribucije smo ugotovili, da ima trdota surovih vzorcev nenormalno porazdelitev. Od vplivnih faktorjev na trdoto imata silicij in mangan normalno porazdelitev in zato s spreminjanjem teh dveh ni pričakovati učinkovitih ukrepov. Fosfor pa ima nenormalno porazdelitev. Pri % P je treba ustrezno ukrepati in ga omejiti P = = max. 0.050 %, kar je popolnoma realno in bi ugodno vplivalo na zmanjašnje trošenja trdote vzorcev v surovem stanju. Če sedaj vpliv silicija, mangana in fosforja zanemarimo z ozirom, da imajo normalno porazdelitev oziroma, da jih držimo v navedenih mejah, lahko njihov vpliv v glavnem zanemarimo in upoštevamo le odvisnost na diagramu številka 12 na sliki 9, ki je linearna z območjem razsipanja 95 %. Ugotovljena odvisnost je sigurna z 99,9 %-no gotovostjo in visokim koeficientom determinacije R2 = \ s \ s \ \ s \ v \ \ \ \ \ N. \ \ s \ \ \ S \ \ \ \ v \ \ N - •Xl6 192. — N S \ \ 1 \ \ 1 i \ \ s 1 \ \ X22= 709s \ t N \ 30 40 SO 60 70 80 X22—Količina ferita ['/.] v surovem stanju Slika 9 = 0,76. Seveda moramo pri tem diagramu ugotoviti od česa je odvisna količina ferita v surovem stanju. Te informacije dobimo iz nomograma št. 20 na sliki 10. R'=0.S9 R--0.77 S/--U U=5 *JJ-H*t "t . "k. "a . x}}) J - u j L | 0.020 0.02S 0.030 ' -S« Slika 10 Na količino ferita v surovem stanju vplivajo mangan, fosfor, žveplo, debelina vzorca in velikost grafita. Za mangan smo že ugotovili, da ima v mejah 0,10 do 0,30 % normalno porazdelitev. Pri vsebnosti % S ugotavljamo zelo nenormalno porazdelitev. Potrebna in realno dosegljiva je omejitev S = max. 0.020 %. Zelo močno vplivata na količino ferita v surovem stanju x,5 — debelina probe, kar predstavlja važen praktični podatek, 4? 4J E S £ J.s 1 3 35 V 10 20 30, 40 50 iO 50 60 70 80 90 100 X22 -"" Količina ferita ['/•]* surovem stanju Slika 11 0,8 10,7 p 0£ > 0,5 1 0,4 ,0,3 1240 1260 1280 1300 1320 1340 20 30 40 Xi5 —Debelina probe [,mmj Slika 12 50 x20 — velikost grafita v surovem stanju, katero bomo obravnavali v naslednji točki 4.14. 4.14 Velikost grafita v surovem stanju (x20) Nomogram št. 19 na sliki 11 kaže, da je tudi velikost grafita v surovem stanju močno odvisna od debeline probe. Iz nomograma št. 20 na sliki 10 smo videli, da velikost grafita vpliva na količino ferita v surovih vzorcih; na nomogramu št. 19 na sliki 11 pa je prikazan obratni vpliv, tako da je potrjena močna medsebojna odvisnost. V surovem stanju je treba kontrolirati velikost grafita, še bolje pa količino ferita za informacijo za vstop v nomograme na slikah 7, 10 in 11. 4.15 Linearni skrček v surovem stanju (x18) Na nomogramu na sliki 12 vidimo, da je linearni skrček v surovem stanju odvisen predvsem od debeline probe in temperature ulivanja. S temi podatki imamo dobro orientacijo za predvidevanje linearnega skrčka. 4.16 Zaključek Za ugotavljanje linearnega skrčka v feritizira-nem stanju je najugodnejši nomogram št. 16 na sliki7 ter kot pomožni nomogrami št. 12, 15 in 20 na slikah 9, 12 in 10. Za ugotavljanje linearnega skrčka v surovem stanju zadostuje nomogram št. 15 na sliki 12. 4.2 Volumski skrček (x13) Analiza regresije za volumski skrček ima tako majhen koeficient determinacije R2 = 0,07, da nima praktičnega pomena. 4.3 Velikost lunkerja (x12) Iz nomograma št. 8 na sliki 13 vidimo, da na velikost lunkerja vplivajo mangan, fosfor in temperatura ulivanja. 1 0,10 0,15 0.10 OJ 5 X, —m p.] 1240 1260 1280 <300 1320 1340 Xu - ^-Temperatura uh vanjo [°Cj Slika 13 4.4 Samostojne regresije Napravili smo več samostojnih analiz regresije. V naslednji točki navajam nekatere z najvišjimi koeficienti determinacije, ki pa so obenem tudi zelo interesantne. R:= 0.37 R^O.ei Sy = l.t d. = 5 x,o= f(xi ) ■17 i3 SI 53 55 57 59 51 53 65 67 S 9 Slika 14 4.41 Natezna trdnost (kp/cm2) v f e r i - tiziranem stanju (x8) Medsebojno odvisnost natezne trdnosti surovih in žarjenih prob kaže diagram na sliki 14. Nomogram na sliki 15 kaže odvisnost vseh spremenljivk, ki vplivajo na natezno trdnost prob v fe-ritiziranem stanju. Vidimo, da poleg natezne trdnosti probe v surovem stanju vplivajo na natezno trdnost v feritiziranem stanju še kemična analiza in sicer vsebnost C, Si, Mn, P, S in Mg. Slika 16 X[ — C = 3.65 % x2 — Si = 2.80 % x3 — Mn = 0.22 % x4 — P = 0.040 % x5 — S = 0.020 % x6 — Mg = 0.090 % x8 — ff = 62,0 kp/cm2 Slika 17 /?-'.-C; f J R;0.73 Sy=6,2 ' Xe.*e. . ' .JC-lJ S «, ttnta[%] i- j To je primer, ki je urisan v nomogramu in služi za lažjo orientacijo. Z znano kemično analizo in na-tezno trdnostjo ulitka v surovem stanju lahko natezno trdnost v feritiziranem stanju točno določimo in znaša v gornjem primeru a = 41,0kp/cm2. 4.42 Trdota (HB) vzorcev v feritiziranem stanju (x17) Iz nomograma na sliki 16 vidimo, da na trdoto vzorcev v feritiziranem stanju vplivajo xI6 — trdota (HB) v surovem stanju x22 — količina ferita (%) v surovih vzorcih x4 — P % x2 — Si % in x15 — debelina probe (mm). S pomočjo teh spremenljivk lahko določimo trdoto feritiziranih vzorcev. 4.43 Količina ferita (%) v feritiziranih vzorcih (x23) Od vseh spremenljivk, za katere smo iskali vpliv na količino ferita v feritiziranih vzorcih, bistveno vpliva le procent magnezija. To odvisnost kaže diagram na sliki 17. Pri statistični obdelavi rezultatov, pripravi programa in urejanju rezultatov sta sodelovala inž. Jože Rodič in inž. Boštjan Rode iz Železarne Ravne. Literatura 1. H. V. Rajakovvics, R. Ebner: Kennzahlen fiir das Schvvin-dungsverhalten von Gusseisen mit Kugelgraphit, Nr. 1, 1968, str. 1-4 2. M. Barbero, D. Fortino: Blei als Verunreinigung im Gusseisen und als Ursache fiir Lunkerfehler in GuBstiicken Nr. 6, 1968, 3. E. Piwowarsky: Hochwertiger Grauguss; S. Springer, 1929, S. 287 ZUSAMMENFASSUNG Im Artikel wird die Bestimmung des linearen und kubischen Schrumpfungskoeffizientes und die Grosse des Lunkers im Spharoguss behandelt. Der Sinn dieser Auf-gabe war, die Einflussfaktoren auf die obengenannten und auch andere Eigenschaften des Spharogusses festzustellen. Fiir die Bestimmung des linearen und kubischen Schrump-ungskoeffizientes und der Lunkergrosse wurden Modelle ausgefertigt. Im gazen vvurden 23 Variablen verfolgt, und zwar die che-mische Analyse, der lineare und kubische Schrumpfungs- koeffizient, die Lunkergrosse, die Giesstemperatur, die Festigkeit, Dehnung, das Gefiige, alles an unbehandelten und ferritisierten Proben. Die Daten vvurden statistisch ausgewertet. Am bedeu-tendsten ist die Regresionsanalyse, vvelche uns viele prak-tische Daten angeboten hat. Der Suche nach den Ein-fliissen auf den linearen Schrumpfungskoeffizient vvar be-sonderer Wert gelegt. Die Ergebnisse der Regressionsanalyse sind in Dia-gramen und Nomogramen wiedergegeben. SUMMARY The paper describes the ways of determination of linear and volume shrinkage, and of shrink hole size in spheroidal graphite čast iron. Task of the project was to determine the parameters influencing the previousIy mentioned, and the other properties of spheroidal graphite čast iron. Special models were made for determination of linear and volume shrinkage, and of the shrink hole size. Twenty-three parameters were analyzed as: chemical analysis, linear and volumetric shrinkage, shrink hole size, casting temperature, tensile strength, deformation, metalo-graphic structure of ali rough and ferritized samples. Data were statistically analyzed by different methods of statistic analysis. Analyses of regression which gave a lot of practical results are the most important. A special stress was given to the studies of parameters influencing the linear shrinkage. Results of analyses of regression are given in diagrams and nomograms. SAKAIO^EHHE PaccMOTpeHO onpeAeAemie AHHefmora h ofrbeMHora ycaAKa h BeAHMHHti ycaAOHMecKaH CTpyKTypa, Bce Ha cbipbix h ep-pHTH30BaHHbIX O0pa3Uax. AaHHMe paCCMOTpeHbl paDAHHHblMH MeTO" AaMH CTaTHCTHqeCKora aHaAH3a. Oahh H3 caMbix Ba>KHbix anaAH3 perpeccim npii noMomii KOTopora n0AyHeH0 MHoro npaKTHHecKHX AaHHbix. Ha nepBOM nAaHe HCCAGAGiiaiuia: onpeAeAHTb baiihhhh Ha AHHeftHbiH ycaAOK. Pe3yAbTaTbi aHaAH3a perpeccnii npHBeAeHbi npH nOMOIIlH AHarpaMMOB h HOMOrpaMMOB. Dr. B. Dobovišek, dipl. inž. Metalurški inštitut DK: 622.781 ASM/SLA: B16a \y Študij razkroja CO med redukcijo železovih oksidov z njim Redukcijo železovih rud s CO spremlja pri temperaturah pod 600° C in nad 4000 C intenziven razkroj CO. Pri tem nastaja »razkrojni« ogljik, ki se vseda v porah rude. Delo obravnava pogoje nastajanja razkrojnega ogljika, njegov vpliv na potek redukcije in sodelovanje v njej. V metalurški praksi uporabljajo za redukcijo železovih oksidov trdni ogljik iz koksa, oziroma drugih trdnih goriv ter pri posebnih postopkih še ogljikov monoksid, vodik ter vrsto sintetičnih plinov, predvsem na osnovi ogljikovodikov. Nas je zanimala redukcija železovih oksidov z ogljikovim monoksidom in v zvezi z njo njegov razkroj. Razkroj ogljikovega monoksida povzroča npr., da se na določenih mestih v jašku plavža pojavljajo nasedline ogljika, da se ruda v plavžo-vem jašku drobi, kar vpliva neugodno na potek kemičnih procesov v tem delu plavža, na sestavo plina in s tem na toplotni režim peči. Termodinamične osnove reakcije razkroja ogljikovega monoksida so dobro znane, saj je ravnotežni sistem C-0 raziskal že Boudouard. Po njegovih študijah in iz poznejše literature1 sledi, da pri tlaku 1 atmosfere ogljikov monoksid teoretično ni obstojen v temperaturnem območju pod 300° C. Prav tako ni obstojen C02 ob prisotnosti ogljika nad 950° C. Med tema temperaturama pa najdemo ob navzočnosti ogljika v določenem razmerju oba plina CO in C02. Ogljikov monoksid se začne teoretično razkrajati že pri sobni temperaturi, vendar je hitrost te reakcije zaradi kinetičnih pogojev tako majhna, da proces praktično ne poteka. Hitrost razkroja pa postane znatna, ako jo pospešujejo katalizatorji. Pri redukciji železovih rud in aglomeratov s CO se pojavijo na površini rudnih delcev pri temperaturi okrog 400° C naprej izolirana središča ogljika. Ta središča sčasoma rastejo, dokler grafit ne prekrije vsega koščka in ne zapolni odprtih por. Količina ogljika, ki se izloči iz CO, je odvisna od temperature, od trajanja procesa, od količine in vrste katalizatorja, ter od velikosti aktivne površine rudnih delcev. Navajamo nekaj lastnih ugotovitev iz serije poskusov, v katerih smo zasledovali potek razkroja ogljikovega monoksida v različnih pogojih. Poskuse smo izvedli v cevni uporovni električni peči tako, da smo v različnih pogojih prevajali preko železovega prahu (uporabljali smo kemikalijo ferrum reductum firme Riedel de Haen) in rudnih koščkov CO sam ali pa mešanico CO in H2. Nastalo količino razkrojnega ogljika smo določali utežno tako, da smo tehtali povečanje teže vzorcev in pa s kemično analizo reduciranih preiz- Slika 1 Odvisnost teže in odstotka razkrojnega ogljika od količine železovega prahu KATALICNI VPLIV ŽELEZA Pri študiju katalitičnega vpliva železa smo prevajali CO preko različnih mas železovega prahu pri temperaturi 550° C. Rezultate te serije poskusov navajamo v tabeli 1 in s sliko 1. Tabela 1 — Čas prevajanja 1 ura, pretok plina 5 l/h, 550° C Masa železovega prahu (g) Masa izločenega ogljika (g) Izkoristek CO (0/o) % C g C/g Fe 1 0,486 18,1 32,8 0,486 2 0,740 27,5 27,0 0,370 3 0,933 34,8 23,8 0,311 4 1,232 45,7 23,4 0,308 5 1,522 56,7 23,8 0,304 Odvisnost količine razkrojnega ogljika in deleža razkroj enega CO od količine železovega prahu je skoraj linearna, kar kaže, da se s povečanjem mase proporcionalno poveča tudi število aktivnih mest na površini železa. Vendar je pri manjših količinah železa nastalo relativno več razkrojnega ogljika, kot pri večjih. To velja posebno za masi 1 in 2 grama. Železni prah smo za poskuse nasuli Čas [h] Slika 2 Odnos med težo in odstotkom razkrojnega ogljika ter časom trajanja poskusa (—% C,---[g]) v keramično ladjico in pri večjih masah verjetno CO ni imel prostega dostopa do prahu na dnu ladjice, kot ga je imel na površini. Slika 2 kaže odvisnost količine razkrojnega ogljika od trajanja prevajanja CO (5 litrov CO/h) preko 2 g železovega prahu pri temperaturi 550° C. Po dveh urah prevajanja se količina razkrojnega ogljika v pogojih poskusov praktično ni več spreminjala. Površina železa se je zasitila z ogljikom; ogljika pa je bilo 37,5 °/o od celotne končne mase preizkušanca. Količina razkrojnega ogljika je odvisna od količine CO, ki ga v časovni enoti prevajamo preko železovega prahu. V tej seriji so ostali vsi pogoji prejšnjih poskusov nespremenjeni; spreminjali smo le pretok plina. Rezultate podaja tabela 2. Tabela 2 — 550° C, 2 g Fe Količina plina (I/h) Masa izločenega ogljika (g) % C Izkoristek CO (O/o) 2 0,294 12,8 27,6 5 0,740 27,0 27,6 8 0,889 30,5 19,8 Povečanju količine plina, ki jo prevajamo preko železovega prahu sledi povečanje količine razkrojnega ogljika, vendar ta odvisnost ni linearna in se z večjo količino plina razkrojnega ogljika relativno zmanjšuje, kar kaže tudi relativno manjši odstotek izkoriščenega CO. Odvisnost količine razkrojnega ogljika od temperature, pri kateri poteka reakcija, kaže naslednja serija poskusov. 8 litrov CO/h smo prevajali preko železnega prahu 1 uro. Rezultate kaže slika 3. Slika 3 Odvisnost teže in % razkrojnega ogljika od temperature Slika 3 kaže, da je optimalna temperatura za razkroj ogljika okrog 550° C. Da bi to temperaturo določili bolj natančno, smo se poslužili diferenčne termične analize. Poskus smo izvedli tako, da smo zapisovali razliko temperature med interno snovjo in železovim prahom, skozi katera smo prevajali CO. Dobljeni termogram kaže slika 4. Med 330 in 350° C začne krivulja naglo rasti in doseže maksimum pri 570° C. Po tej temperaturi krivulja naglo pade. Pri 720° C kaže oster minimum in se nato vrne na ničelno črto. Po poskusu je bil vzorec prekrit s sajami. Razkroj CO začne torej potekati intenzivno pri okrog 340° C in doseže največjo hitrost pri 570° C; kar potrjuje rezultate na sliki 4. Na izločanje razkrojnega ogljika vplivajo tudi tuje primesi, ki so primešane ogljikovemu monoksidu. Kot primer navajamo le tabelo 3, ki kaže, kako vpliva na razkroj ogljikovega monoksida dodatek vodika. Slika 4 Termogram DTA za razkroj CO v prisotnosti železovega prahu Tabela 3 — Količina (CO + H2) je 8 l/h, 2 gFe Temperatura (CO/Hj) Količina izločenega ogljika (g) »C 100/0 75/25 50/50 25/75 450 0,8686 0,5864 0,3416 0,2262 550 0,9420 0,7064 0,5658 0,4236 600 0,7680 0,6004 0,5120 0,3840 650 0,2946 0,6302 0,5940 0,3946 Temperatura razkroja CO se z dodatkom vodika razširi proti višjim temperaturam. Vse do 650° C ni izrazitega maksimuma izločanja. Podobne rezultate navajajo W. Baukloh - E. Spetzler2 in po S. T. Rostovcevu in L. N. Rudenku, O. A. Esin3, vendar slednji za redukcijo Fe203 s CO, kateremu so dodajali H2. Avtorja ugotavljata, da vpliva primešani vodik tako, da nastaja pri redukciji z njim bolj aktivno, katalitično bolj sposobno reducirano železo kot pri redukciji s CO. Na drugi strani pa vodik lahko reducira ponovno C02 v CO in omogoča s tem dodatno izločanje razkrojnega ogljika. To drugo velja predvsem v našem primeru, ko nismo reducirali železne rude in se količina železovega prahu med poskusom praktično ni spreminjala. POJAV RAZKROJNEGA OGLJIKA PRI REDUKCIJI ŽELEZOVIH RUD Pojav razkrojnega ogljika smo študirali ob redukciji limonitne rude. Pri tem smo izvedli dve seriji poskusov. V prvi smo rudo segreli do 450° C, odpravili iz nje kristalno vodo, vezano na limonit in jo nato reducirali s CO pri različnih temperaturah. V drugi seriji smo reducirali surovo rudo s CO pri različnih temperaturah in študirali vpliv velikosti rudnega zrna na količino razkrojnega ogljika. Za prvo serijo smo uporabili rudo z analizo: Fe203 — 69,81 %, FeO — 3,78 %, Si02 — 7,35 %, CaO — 1,01 %, MgO — 2.72 %, A1203 — 0,41 %, MnO 1,62 %, P205 — 0,068 %, S — 0,17 %, izgube pri žarenju — 13,00 %, poroznost 13,70 %. (Ta poroznost pa po dehidraciji rude še naraste). Poskusi so trajali: 30, 60, 120 in 180 minut pri temperaturah: 400, 500, 550, 600 in 700° C. Hitrost pretoka plina je bila 4 litre/uro, masa posameznih vzorcev 5 gramov. Rezultate prve serije poskusov kaže tabela 4. Tabela 4 — Redukcija limonita, zrno 2 mm, atmosfera CO, 4 l/h, masa 5 g Temperatura (°C) Čas (min) Fetov Stopnja redukcije (%) C (O/o) 30 0,45 11,1 0,70 400 60 0,38 16,3 2,09 120 0,65 19,4 4,96 180 0,38 24,8 9,92 30 0,35 9,1 1,075 500 60 0,38 12,1 2,82 120 0,53 16,0 6,07 180 0,44 29,1 10,06 30 0,43 12,2 1,82 550 60 1,65 14,5 3,02 120 2,53 27,0 8,97 180 10,94 36,9 11,39 30 7,40 24,3 1,73 600 60 15,24 30,1 1,69 120 17,16 40,5 3,75 180 18,63 55,9 7,41 30 - 17,45 0,055 700 60 14,76 44,5 0,18 120 41,98 70,3 0,225 180 56,50 83,7 3,17 Rezultati, zbrani v tabeli 5, so narisani na slikah 5, 8 in 9. Količina ogljika, ki se izloči iz CO z rastočo temperaturo raste vse do 550° C, po tej temperaturi pa hitro pade (slika 5). To potrjujeta tudi sliki 6 in 7. Slika 6 kaže termogram DTA dehidra-cije ljubijskega limonita v zračni atmosferi. Po izparetju kristalne vode med 150 ... 400° C krivulja ne kaže več izrazitih odklonov. Med 400 do 600° C je še rahel endotermni odklon, ki kaže da je v rudi manjša količina siderita, nadaljni odkloni pa kažejo na magnezijev oziroma kalcijev karbonat. Slika 7 pa je termogram diferenčno termične analize redukcije iste rude s CO. Prvi endotermni odklon od ničelne črte, med 150 ... 320° C je nastal zaradi dehidracije limonita. Sledi močan egzo-termni odklon z maksimumom pri okrog 450° C. Ta je nastal zaradi redukcije železovega oksida in istočasno potekajoče reakcije razkroja CO. Sledijo endotermni odkloni, ki so posledica delne redukcije železovih oksidov z razkrojnim ogljikom. Pri okrog 900° C je bil limonit popolnoma reduciran. Rezultati DTA potrjujejo sliko 5, le da je maksimum izločanja razkrojnega ogljika pomaknjen k temperaturi okrog 450° C. 3 -2 -1 -O L 400 500 600 Temperatura v °C 180 min 120 min 60 min 30 min Slika 5 Vpliv temperature na količino razkrojnega ogljika med redukcijo limonita Ljubije s CO Slika 6 DTA termogram dehidracije ljubijskega limonita Naslednja slika (slika 8) kaže odvisnost količine razkrojnega ogljika od časa redukcije s CO. Pri vseh temperaturah, pri katerih so bili izvršeni poskusi, razen pri 700° C raste količina ogljika s časom skoraj linearno. Vendar moramo pri tem upoštevati, da se ob redukciji istočasno z naraščanjem količine ogljika, reducira železov oksid in da zato masa vzorca relativno pade. Odstotek razkrojnega ogljika se nanaša na vsakokratno maso reduciranega vzorca. DTA redukcije ljubijskega limonita s CO Ca s v min Slika S Odvisnost količine razkrojnega ogljika od časa redukcije Iz tabele 4 in slike 9 vidimo tudi, da do 550° C stopnja redukcije bistveno ne vpliva na količino razkrojnega ogljika. To lahko pripišemo predvsem majhni koncentraciji kovinskega železa pri redukciji do omenjenih temperatur. Večja količina razkrojnega ogljika pri temperaturah 600 in 700° C pa je posledica večje količine kovinskega železa, ki nastaja pri redukciji pri teh temperaturah. Vendar pa so količine razkrojnega ogljika pri teh tempe- j 600°C ^700 °C n[_i__i i—— i i f_i_i— 10 20 30 40 50 60 70 80 90 Redukcija v % Slika 9 Odvisnost količine razkrojnega ogljika od stopnje redukcije Tabela 5 — Redukcija s CO, plinski tok 5 l/h Temperatura (°C) Velikost zrna (n) Fekov (o/o) Stopnja redukcije (%) Razkrojni C (%) 500 90 . . . 500 .. . 1000 . . . 100 600 1200 0,26 0,20 0,26 20,6 17,2 21,8 9,01 10,07 11,88 550 90 . . . 500 .. . 1000 ... 100 600 1200 23,0 17,31 15,78 62,2 45,3 40,3 12,13 11,84 11,22 580 90... 500 ... 1000... 100 600 1200 31,92 43,95 64,64 67.0 78,5 94.1 10,75 9,97 5,08 650 90 ... 500 ... 1000... 100 600 1200 72,80 74,74 72,96 97,0 100,0 95,3 0,97 1,52 0,18 raturah relativno majhne, ker so termodinamični pogoji za nastajanje razkrojnega ogljika manj ugodni kot pri temperaturah okrog 550° C. V drugi seriji poskusov z ljubijskim limonitom smo izbrali tri različne velikosti zrna. 4 grame rudnega vzorca smo 1 uro žarili pri določenih temperaturah v atmosferi CO. Rezultate kaže tabela 5. Iz tabele posnemamo sliko 10, ki kaže odvisnost odstotka ogljika od temperature za različne velikosti zrna. Zrna med 90 ... 100 [x in 500—600 p, kažejo skoraj enako odvisnost med količino ogljika in temperature. Količina ogljika v zrnih velikosti 1000 ... 1200 se nekoliko razlikuje od ostalih. Pri 550° C ni izrazitega maksimuma. Največja hitrost izločanja razkrojnega ogljika je tudi pri redukciji limonita iz Ljubije pri okrog 550° C in to brez ozira na velikost zrna. o 90 -100 /j C v % Slika 10 Odnos med temperaturo in količino razkrojnega ogljika za tri različno velika zrna Relativno slabo odvisnost količine razkrojnega ogljika od velikosti zrna potrjuje tudi serija poskusov s hematitom, ki je imel sestavo: Fe203 — 67,91 %, FeO — 0,66 %, Si02 — 29,16 %, A1203 — 0,54 %, MgO — 0,14 "/o, CaO — 0,23 %, MnO — 0,18 %, P205 — 0,11 %, S — 0,09 % in žarilne izgube: — 1,06 %. Hematit je relativno čist, Si02 je predvsem ločen od hematita in se nahaja v obliki kvarčnih zrn. Rezultate te serije kaže tabela 6. Tabela 6 — Redukcija hematita s CO, 5 l/h Temperatura (°C) Zrno, velikost (n) Fetov (%) Stopnja redukcije (O/o) C (0/0) 500 90 500 1000 ...100 ...600 ...1200 18,48 18,68 18,82 36,8 46,3 44,8 8,63 9,16 8,71 550 90 500 1000 ...100 ...600 ...1200 25,75 26,82 24,83 45,5 65,2 53,2 5,39 6,06 6,64 580 90 500 1000 ...100 ...600 ...1200 28,04 24,06 29,90 52,8 54,7 63,7 1,96 4,26 3,43 Ker je ruda kompaktna in kristalinična, ni bistvenih razlik med stopnjami redukcije za različne velikosti zrna. Iz tabele 6 sledi, da se pri temperaturi 500° C izloči več razkrojnega ogljika, kot pri 580° C, čeprav je v tem primeru pod enakimi pogoji kot pri limonitu Ljubija več kovinskega železa in je npr.: pri 550° C stopnja redukcije skoraj enaka je ogljika manj, kot pri limonitu. Mislimo, da je razkrojnega ogljika zato manj ker je hematit bolj kompakten kot limonit, oziroma ker ima limonit veliko večjo reakcijsko površino, ki favorizira kinetično naravo poteka redukcije. To pomeni, da poteka redukcija praktično istočasno po vsem kosu rude vsaj pri velikostih zrn, ki smo jih preiskovali, dočim prevladuje pri hematitu, ki je bolj kompakten zonalno napredovanje redukcije. To smo potrdili še s poskusi z magnetitom iz Kirunavaare. Pod sicer enakimi pogoji smo dosegli največ okrog 4 °/o Fekov in 4,83 % ogljika pri 550° C. Pri 500° C je maksimalna količina razkrojnega ogljika, ki smo jo zabeležili 0,74 % pri 0,6 % Fekov. Pri temperaturah nad 550° C smo dobili tako malo razkrojnega ogljika, da pri teh temperaturah nismo več raziskovali. VPLIV RAZKROJNEGA OGLJIKA NA POTEK REDUKCIJE Da bi ugotovili, do kolike mere je razkrojni ogljik udeležen pri procesu redukcije smo v naslednjih poskusih študirali v koliki meri lahko razkrojni ogljik reducira rudo. Vzorce limonita smo delno reducirali eno uro s CO pri 450, 600, 750 in 950° C in jih nato ohladili v atmosferi čiščenega dušika. Kemična analiza po redukciji pri 450° C je dala sledeče podatke: Fekov — 0,67 %; Fe++ — 21,38 %; Fe+ + + — 32,68 %; C — 14,48 %; stopnja redukcije — 14,3 %. Po enournem žarenju pri isti temperaturi v atmosferi čiščenega dušika se je delno reducirana ruda spremenila in imela sledečo sestavo: Fekov — 1,16 %; Fe++ — 45,65 °/o; Fe+ + + — 13,72 %; C — 7,63 %; stopnja redukcije — 27,4 %. Redukcijska stopnja je narastla od 14,3 na 27,4, medtem ko se je odstotek ogljika zmanjšal na 7,63. Za redukcijo se je porabilo približno polovico ogljika, kar potrjuje, da je ogljik aktivno sodeloval pri redukciji. Tudi v tem primeru je dife-renčna termična analiza potrdila to ugotovitev. Pri 450° C delno reducirano rudo smo ogrevali s hitrostjo 10° C do 12° C na uro v dušikovi atmosferi in merili temperaturno razliko med rudo in inertno snovjo. Rezultate kaže slika 11. Slika 11 DTA delno reduciranega ijubijskega limonita (450° C, CO) Odklon za redukcijo Fe203 s trdnim ogljikom je manj izrazit, kot pri čisti, nereducirani rudi, ker je imela predreducirana ruda le 32,78 % Fe+ ++. Redukcija Fe304 v FeO in FeO v Fe pa dajeta za obe stopnji karakteristične odklone, prva pri okrog 780° C, druga pri 945° C. Nadaljne poizkuse smo izvedli na sledeč način. Limonit smo reducirali s CO pri 600, 750 in 900° C. Čas redukcije je bil 1 uro, količina plina je bila enaka kot pri prejšnjem poskusu. Po tej redukciji smo vzorce segrevali 1 uro pri istih temperaturah v dušikovi atmosferi. Rezultate teh poskusov kaže tabela 7. Tabela 7 — Ogrevanje predreducirane rude 1 uro; M2 atmosfera rt ■M n) , ^ predre- dukcija CO 16,0 30,64 12,24 64,4 12,7 600° C N2(C) 27,26 31,81 8,73 70,2 5,8 9003 C N2(C) 57,80 14,00 4,53 87,1 2,6 * celotni ogljik V obeh primerih je med ogrevanjem predredu-ciranega vzorca razkrojni ogljik še dalje reduciral rudo. Pri 600° C je narastla stopnja redukcije za 5 %, pri 900° C pa kar za okrog 22 %. Redukcija je pri 900° C potekala znatno hitreje, kot pri 600° C, kar je razumljivo, saj so pogoji za potek direktne redukcije pri 900° C veliko bolj ugodni, kot za potek redukcije pri 600° C. Kot drugo rudo smo izbrali hematit z analizo: Fe203 — 84,58 %, Si02 — 3,35 %, A1203 — 4,17 %, Mn203 — 1,2 %, CaO — 0,63 %, MgO — 0,30 %, P205 — 0,069 %, S — 0,044 %, izgube pri žarenju 5,60%, poroznost: 21,1 %, točka sintranja 1100° C, začetek skepljanja 1000° C. Ruda je bolj kompaktna kot ljubijski limonit; je bolj čista in deloma limonitizirana. Rezultate poskusov, dobljenih na popolnoma enak način kot v prejšnji seriji, kaže tabela 9. Tabela 9 — Ogrevanje predreducirane hematitne rude v atmosferi N2 Atmosfera Fekov Fe++ Fe+ + + ^ predre- dukcija CO 31,02 34,61 7,81 69,1 2,70 600° C N2(C) 36,91 31,52 7,12 71,9 1,56 900° C N2(C) 45,92 32,56 1,77 76,2 0,208 600» C N2(C) 35,84 33,52 6,29 71,4 1,00 900° C N2(C) 43,49 34,26 2,38 74,5 0,56 * celotni ogljik Tudi hematit se je pri segrevanju v dušikovi atmosferi reduciral od prvotnih 69 % stopnje redukcije do 72 °/o in 71,4 % pri 600° C in do 76,2 % in 74,5 % pri 900° C. Razlika v napredovanju redukcije je pri tej rudi znatno manjša, kot pri Ijubij-skem limonitu. Prav tako je tudi količina razkrojnega ogljika, ki je nastal pri predredukciji manjša v primerjavi v prejšnji seriji. Zanimivo je, da je količina kovinskega železa v primeru redukcije hematita večja, kot v primeru redukcije limonita in je kljub temu količina razkrojnega ogljika manjša, kar govori proti katali-tičnemu vplivu železa, ki nastaja med redukcijo. Pojav tolmačimo s tem, da je odločilna za izločanje razkrojnega ogljika tudi poroznost in z že ugotovljenim dejstvom, da se je pri redukciji limonita nastalo kovinsko železo razdelilo skoraj enakomerno po vsem preseku rudnih delcev, dočim je potekala redukcija hematita predvsem zonalno. Poskusi z varilno žlindro, ki je imela analizo: Fe203 — 30,48 %, FeO — 61,10 %, Si02 — 3,2 %, A1203 — 1,30 °/o, Mn203 — 0,68 %, MgO — 0,80 %, P205 — 0,80 %, S — 0,143 %; poroznost: 7,4 %, začetek skepljanja — 750° C, točka sintranja 1050° C, so dali rezultate, ki jih navajamo v tabeli 10. Tabela 10 — Ogrevanje predreducirane varilne Žlindre v atmosferi N2 Atmosfera Fek„v Fe++ Fe+ + - Red. (%) predre- dukcija CO 0,52 47,07 25,74 42,7 0,15 600° C N2(C) 1,17 50,20 23,34 44,7 0,06 900° C N2(C) 2,88 47,55 23,23 45,10 — Po računu za stopnjo redukcije, ki smo ga uporabili za prvi dve rudi je stopnja redukcije preden smo žlindro predreducirali bila že 35,3 %, kar pomeni, da je pri 550° C v atmosferi CO v eni uri napredovala redukcija le za okrog 7,4 °/o. Pri 600° C redukcija po enournem žarenju v dušikovi atmosferi sploh ni napredovala, prav tako tudi pri 900° C. Stopnja redukcije se razlikuje od predreducirane rude le za 2 %. Večjih sprememb nismo niti pričakovali, saj v predreducirani varilni žlindri praktično ni bilo razkrojnega ogljika. DISKUSIJA O REZULTATIH IN SKLEPI Teoretično je trdni ogljik potencialni reducent za železove okside pri vseh temperaturah v plavžu. Toda reakcija med trdnim koksom in trdno kosovno rudo je veliko počasnejša kot reakcije med plinskim reducentom CO, H2 in trdno rudo. Proces poteka samo na kontaktnih površinah med koščki koksa in rude ter je zato hitrost te vrste redukcije odvisna predvsem od difuzij skih procesov ob kontaktnih mestih. Ti difuzijski procesi so iz kinetičnih ozirov zelo počasni; zato postane redukcija s trdnim ogljikom intenzivna šele med 1100° C do 1200° C, ko se rude zmehčajo. Vse do okrog 900° C temperature prevladuje v plavžu indirektna redukcija, tj. redukcija s CO. Vendar lahko ogljik znatno prispeva k intenzivnosti redukcije že pri nižjih temperaturah in to ob navzočnosti katalizatorja, ko postane CO nestabilen in razpade po znani reakciji 2 CO = C + C02. Ta ogljik se nabira v zelo fini obliki na rudnih delcih in v rudnih porah, pride v intimen kontakt z rudo in povzroča, da začne potekati redukcija že pri nižjih temperaturah, kot redukcija z metalurškim koksom. Ogljik, ki nastaja pri razkroju CO se izloča v zelo finih kristalnih zrnih z velikimi površinami. Po V. I. Danilovu5 imajo kristali razkrojenega ogljika po obeh kristalnih oseh, ako je ta izločen pri 550° C, 150 ... 160 A, pri 400° C, 35 ... 40 A. Vendar ta oblika razkrojnega ogljika ni stabilna, ker ima zaradi velikih površin višjo prosto entalpijo, kot stabilna oblika, grafit. Zato preide ta amorfno oziroma kristalinično izločeni ogljik v grafit, ki je termodinamično stabilna oblika. Serije poskusov v katerih smo raziskovali kata-litičen vpliv železovega prahu na razkroj so pokazale, da železov prah katalizira nastajanje C. Po P. V. Geldu in O. A. Esinu6 poteka razkroj CO na sledeč način: Fe(x) krist. + C0 (plin) = Fe(x) krist. • COads. Fe(x) krist. • COads + CO(plin) = Fe(x) krist. + + C02(plin) -f C krist. V prvi fazi se na površini železa adsorbira CO, v drugi fazi pa CO razbije ta adsorbirani kompleks in se spoji s kisikom. Pri tem nastane C02, ogljik pa ostane na površini železa. Na količino razkrojnega ogljika vpliva pri redukciji poleg količine nastalega kovinskega železa še mineraloška zgradba in kemična sestava rude. Prav tako so pokazali poskusi, da se na bolj poroznih rudah izloči iz CO več razkrojnega ogljika, kot pri manj poroznih. Vpliv velikosti zrna na stopnjo redukcije in količino razkrojnega ogljika smo študirali s tremi različnimi velikostmi zrn med 900 do 1200 mikro- nov. Med tremi velikosti zrn, ki smo jih študirali ni bistvene razlike niti v stopnji redukcije, niti v količini razkrojnega ogljika. Na količino razkrojnega ogljika vpliva tudi stopnja čistosti CO. Dodajanje vodika k ogljikovemu monoksidu je pokazalo, da se temperatura optimalnega razkroja CO pomakne k višjim temperaturam. Vodik verjetno vpliva na dva načina. Pri redukciji železovih rud z vodikom nastaja že pri nižjih temperaturah kot pri redukciji z ogljikovim monoksidom fino, voluminozno kovinsko železo, poleg tega pa lahko vodik pri razkroju nastali C02 ponovno reducira v CO. Zato se proces razpada razširi proti višjim temperaturam. Razkrojni ogljik sodeluje pri redukciji železovih rud. Njegovo delovanje pa je odvisno od temperature pri kateri reduciramo rude ter od količine, ki se pri redukciji s CO izloči v porah rude; ta pa je odvisna od poroznosti rude. Da razkrojni ogljik aktivno sodeluje pri redukciji železovih rud smo dokazali z redukcijskimi poskusi in z DTA predreduciranih rudnih vzorcev v dušikovi atmosferi. Raziskave je omogočil Sklad Borisa Kidriča v Ljubljani, za kar se na tem mestu najlepše zahvaljujemo. Literatura 1. H. Schenck — Physikalische Chemie der Eisenhiitten-processe, Springer Verlag, 1932, Berlin. 2. W. Baukloh, E. Spetzler: Einfluss gasformiger Beim en-gungen auf den Zerfall von Kohlenoxyd; Arch. Eisen-huttenwesen, 6. (1939). 3. O. A. Esin, P. V. Geld: Fizičeskaja himija metallurgiče-skih procesov. Čast 1, Metallurgizdat, Sverdlovsk, 1962. 4. B. Dobovišek: Uporabnost DTA za preiskavo trdnih goriv, RMZ, 1957, št. 1. 5. Danilov V. I., A. M. Zubko: Dokladi AN, SSSR, 1952, zv. 82, št. 3. 6. P. V. Geld, O. A. Esin: Izvestji AN, SSSR, OTN, 1946, št. 6. ZUSAMMENFASSUNG Bei der Reduktion der Eisenerze und Aglomerate mit CO erscheint an der Oberflache und in den Poren der Erzstticke Graphit welcher unter gewissen Bedingungen die Stiickchen nicht nur iiberdeckt, sondern auch durch-trankt. Die Menge dieses Graphites ist von der Temperatur und von der Dauer der Reduktion, von der Menge und Art des Katalisators, Grosse der aktiven Oberflache der Erzteilchen, u. s. w. abhangig. Die verofentliche Arbeit bearbeitet Anfangs die Zer-setzung des Kohlenmonoksid am Eisenpulver; eine Ver-suchsserie, bei vvelcher bei verschiedenen ausseren Bedingungen, der Zersetztungverlauf und der katalytische Einfluss bei der Eisenreduktion verfolgt worden ist. Um den Einfluss des Gefiiges und der Porigkeit der Eisenerze auf die Ausscheidungsgeschvvindigkeit des Kohlenstoff aus CO fest-stellen zu konnen, vvurde die Teilreduktion an fiinf verschiedenen Eisenerzsorten wie: Limonit, zwei Sorten He-matit, Magnetit und Walzzunder studiert. Die Versuchs-ergebnisse zeigten an stark porigen Limonit bei einstun- digen Gliihen bei 550° C 11—13 % Zersetzungskohlenstoff bei den kompakter Hematiten rund 9 % und bei Magnetit 4,8 % C. Der Zersetzungskohlenstoff, welcher bei der Reduktion der Eisenerze mit CO entsteht, wirkt bei der Reduktion schon bei niederen Temperaturen (450° C) mit, was sovvohl die Ervvarmungsversuche in CO vorreduzierten Erze und die diferentiale thermische Analyse derselben Proben in der Stickstoffatmosphere bestatigten. Wahrend der in Erzteilchen ausgeschiedene Graphit ein guter Reduzent ist, be-nimmt sich den Erzteilchen beigemischte Zersetzungsgra-phit (gewonnen bei der Zersetzung des CO am Eisenpulver) wie wenn der Erz mit Elektrodengraphit reduziert vvurde. In diesem Fall fangt eine intensive Reduktion mit Graphit erst bei etwa 900° C an. Trotz intensiven Mischens kann mann den Zusetzungsgraphit und das Erz nicht in so engen Kontakt bringen wie das bei der Ausscheidung des Zer-setzungsgraphites in den Erzteilchen von selbst geschiet, Die Wirkung des Zersetzungsgraphites ist aber auf die niedrigen Temperaturen begrenzt und beeinflusst deshalb vordlem die Prozesse im oberen Teil des Hochofenschachtes. SUMMARY In reduction of iron ores and agglomerates with CO, graphite appears on the surface of ore particles, and it does not only cover the particles but under certain conditions it also impregnates them. The amount of this graphite depends on the temperature and duration of the reduction, on amount and type of catalyst, on the size of active surface of ore particles, etc. In its introduction the published paper treats the dis-sociation of carbon monoxide in iron powder; and then it presents a series of experiments which under different external conditions study the course of dissociation and influence of catalysts during the reduction of metal iron. In order to determine the influence of structure and poro-sity of iron ores on precipitation rate of solid carbon from CO, partial reduction of five different ore types: Iimonite, two types of hematite, magnetite, and weld scale, was studied. Experimental results showed that even 11 to 13 °/o of deposited carbon appeared in very porous Iimonite after 1 hour heating at 550° C, vvhile in more compact hematite this amount was about 9 %, and in magnetite only 4.8 °/o of carbon. The deposited carbon, appearing in CO reduction of iron ores, intensively cooperates in reduction at relatively low temperatures (450° C) what was confirmed by experi-ments of heating ores partially reduced in CO, and by DTA of the same samples in the nitrogen atmosphere. While the graphite precipitated in ore particles is a very good reducing agent, the deposited graphite (obtained by dissociation of CO in contant with iron powder) added to ore particles behaves like the ore was reduced by electrode graphite. In this čase the intensive reduction by graphite does not take plače until 900° C. Though intensively mixed the deposited graphite and ore cannot come in such a good contact as when graphite precipitates on iron ore particles. Activity of the deposited carbon is limited to relatively low temperatures, and this carbon has influence mainly on the processes in the upper part of the blast furnace shaft. 3AKAK3MEHHE ripH peAYKijHH >KeAe3Hoii pyAW h arAOMepaTa c CO na noBepx-hocth h b nopax MacTHU pyabi noHBASKDTbCH oca>KAeHHH rpac^HTa, KOTopbiii npH onpeAeAeHHbix ycaobhhx He toalko nepenpoeT ho Aa>Ke nponnTaeT nacTHUbi pyAbi. Koahmcctbo 3Tora rpa4>iiTa 3aBiicnT ot Te\inepaTypbi h npoAOA>KHTeAbHocTH peAyKL(HH, ot KOAHMecTBa h copxa KaTaAU3aTopa, bcahhhhhm aKTHBHoii n0BepxH0CTH MacTHU pyAbi hta. B BBeAeHHH paccMOTpeHO pacnaAeHHe CO npH noMomn >KeAe3a b o\ipe nopoinKa, 3aTeM paccMOTpeHa cepna OnbiTOB KOTOpbie npn pa3AHMHbIX BHeUJHHX yCAOBHHX CAeA»T 3a npOUeCCOM pa3AO>KeHHa h KaTaAHnecKora bahhhhh npn peAYKUHH MeTaAAHHecKora >KeAe3a. ^ToSbi onpeACAHTb bahhhhc CTpyKTypbi h noptiCTOCTH pyAbi Ha 6bicTpoTy BbiAeAeHH« TBepAora yrAepoAa H3 CO H3ynaAH HenoAHyio peAYKUHio Ha 5 o6pa3uax pa3AH*mora copTa >KeAe3HOH pyAbi: Ha AHMOHHTe, 2 COPTOB reMaTHTa, MarHeTHTe H CBapOMHOM UIAHKe. Pe-3yAbTaTbi OnbiTOB noKa3aAH, mto npn BecbMa nopHCTOM ahmohhtc, npn TeMnepaType 550° U h OTHCHra b npoAOA^KHTeAbHocra oAHora naca OKa3aAOCb 11—13 % pa3Ao>KeHor yrAepoAa; npn 6oAee kom- naKTHOM re\iaTHTe npuČA. 9 °/o a npn MarHeTHTe 4.8 % C. Pa3AoaceH-Hbift yrAepoA noAyneH npn peAyKi;HH >KeAe3HOH pyAbi npn noMomii CO HHTeHCHBHo yMacTByeT npn peAyKijHH Aa>Ke npH cpaBHHTeAbHo hh3khx TeMnepaTypax (450° LJ); sto noTBep>kaeho onbiTaMH Harpe-BaHHH peayuhpobahoii >keae3hoh pyAbi b aTMoc<}>epe CO h nocAeAy-ioiuhm aHaAH3e Tex >Ke oSpasuoB b aTMOc4>epe a30Ta. B to BpeMH KaK rpa^JHT BbiAeAeH b HacTHuax pyAbi oqeHb xopouibiH peAyuenT, rpaKeAe3a b npoijecce peAyKUHH BeAeT ceSa TaK^ce KaK sAeKTpoAHbiH rpaht. B 3tom CAy«iae HHTeH3HBHan peAyKHHH c rpakeae3hyio pyAy b takoh TecHbiii KOHTaKT KaK 3to CA^iaH C rpaKeHHbIM B HaCTHtiaX >KeAe3HOH pyAbi. AencTBHe pa3Ao^ceHHora rpa4>HTa orpaHimeHo Ha cpaBHHTeAbHo hh3khh TeMnepaTypbi h n03T0My b npouecce aomchhoh nen« HrpaeT pOAb AHIUb b BepXHeH MaCTH maxTbi. Odgovorni urednik: Jože Arh, dipl. inž. — Člani: Jože Rodič, dipl. inž., Janez Barborič, dipl. inž., Aleksander Kveder, dipl. inž., Edo Žagar, tehnični urednik. Tisk: C P »Gorenjski tisk«, Kranj