YU ISSN 0372-8633 VSEBINA ŽELEZARSKI ZBORNIK Kmetic Mitja, F. Vodopivec — Metalurški inštitut Ljubljana F. V i z j a k, S. Senčič — Železarna Štore NEKATERE ZNAČILNOSTI JEKEL IZVA-LJANIH IZ KONTINUIRNO ULITIH GREDIC Prešern Vasilij, F. Kandare — Metalurški inštitut Ljubljana G. M a n o j 1 o v i č, P. T o m a ž i n — Žele zarna Štore Ravnik K., T. M 1 a k a r — Železarna Jesenice RAFINACIJA JEKLA Z VPIHOVANJEM CaSi V PONEV Kveder Aleksander — Metalurški inštitut Ljubljana PRELOMI KOVIN Arh Joža, K. Hribar, F. Pukl — Železarna Jesenice T. R a z i n g e r — T. P. Merkur, TOZD Uni-verzal Jesenice B. Koroušič — Metalurški inštitut Ljubljana NEKATERI PROBLEMI IZDELAVE AVTO-MATNIH JEKEL V ELEKTRIČNIH OBLOCNIH IN SIEMENS-MARTINOVIH PEČEH TEHNIČNE NOVICE Koroušič Blaženko — Metalurški inštitut Ljubljana J. Rodič — Železarna Ravne ŠESTA INTERNACIONALNA KONFERENCA O VAKUUMSKI IN SPECIALNI METALURGIJI Stran 85 95 105 123 129 LETO 13 ST.3-1979 ŽEZBBQ 13(3) 85-132(1979) IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE. RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT ŽELEZARSKI ZBORNIK IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INSTITUT LETO 13 LJUBLJANA SEPTEMBER 1979 Vsebina Stran Kmetic Mitja, F. Vodopivec, F. Vizjak, S. Senčič Nekatere značilnosti jekel, izvaljanih iz kontinuirno ulitih gredic 85 UDK: 669.147 ASM/SLA: D9q Prešern Vasilij, F. Kandare, G. Manojlovic, P. Tomažin, K. Ravnik, T. Mlakar Rafinacija jekla z vpihovanjem CaSi v ponev 95 UDK: 669.182.71:669.891 ASM/SLA: D8n Kveder Aleksander Prelomi kovin 105 UDK: 620.178 ASM/SLA: Q26, S13b Arh Joža, T. Razinger, B. Koroušič, K. Hribar, F. Pukl Nekateri problemi izdelave avtomatnih jekel v električnih obločnih in Siemens-Martinovih pečeh 123 UDK: 669.14.018.23 ASM-SLA: SQA-k Inhalt Seite Kmetič Mitja, F. Vodopivec, F. Vizjak, S. Senčič Einige Eigenheiten der Stahle ausgewalzt aus stranggegossenen Kniippeln 85 Tehnične novice 129 UDK: 669.147 ASM/SLA: D9q Prešern Vasilij, F. Kandare, G. Manojlovic, P. Tomažin, K. Ravnik, T. Mlakar Raffination von Stahl durch Einblasen von CaSi in die Pfanne 95 UDK: 669.182.71:669.891 ASM/SLA: D8n Kveder Aleksander Briiche an Metallen 105 UDK: 620.178 ASM/SLA: Q26, S13b Arh Joža, T. Razinger, B. Koroušič, K. Hribar, F.Pukl Einige Probleme der Er-zeugung von Automatenstahlen in Lichtbogen- und Siemens-Martin Ofen 123 UDK: 669.14.018.23 ASM-SLA: SQA-k Technische Nachrichten 129 Contents Page Kmetič Mitja, F. Vodopivec, F. Vizjak, S. Senčič Some characteristics of steel rolled from con-tinuous čast billets 85 UDK: 669.147 ASM/SLA: D9q Prešern Vasilij, F. Kandare, G. Manojlovic, P. Tomažin, K. Ravnik, T. Mlakar Steel refining by CaSi injeetion into laddle 95 UDK: 669.182.71:669.891 ASM/SLA: D8n Kveder Aleksander Fractures of metals UDK: 620.178 ASM/SLA: Q26, S13b Arh Joža, T. Razinger, B. Koroušič, K. Hribar, F. Pukl Some problems in pro-ducing free-cutting steel in eletric are and open-heart furnaces 123 UDK: 669.14.018.23 ASM-SLA: SQA-k CoAep>tcaime Technicah Nevvs 129 Kmetič Mitja, F. Vodopivec, F. Vizjak, S. Senčič HeKOTOpbie xapaKTepnne oco-OeHHOCTH CTa/iefi, npoKaTan-HfalX H3 HenpepbIBHO OTAHTblX 3arOTOBOK. 85 UDK: 669.147 ASM/SLA: D9q Prešern Vasilij, F. Kandare, G. Manojlovic, P. Domažin, K. Ravnik, T. Mlakar PatjtiiKHpoaaHHe CTaAit npn bavbahhh CaSi b kobui. 95 UDK: 669.182.71:669.891 ASM/SLA: D8n Kveder Aleksander Il3AOMbI MeTaAAOB. ]Q5 UDK: 620.178 ASM/SLA: 026, S13b Arh Joža, T. Razinger, B. Koroušič, K. Hribar, F. Pukl HeKOKTopbie npoSAeMbi b npo-H3BOACTBe aBTOMaTIIbIX CTaAeii B 3AeKTpoAyroBblx ne«iax. 123 UDK: 669.14.018.23 ASM/SLA: SQA-k texhmeckhe hobocth 129 SLOVENSKE ŽELEZARNE ŽELEZARNA RAVNE n. sol. o. RAVNE NA KOROŠKEM — EPŽ JEKLA — JEKLENE ULITKE — ODKOVKE — KOVANO PALIČASTO JEKLO — VALJANE PROFILE — GRELNO ŽICO — VLEČENO, LUŠČENO IN BRUŠENO JEKLO — LISTNATE VZMETI — STROJNE NOŽE — BRZOREZNO ORODJE IN KROŽNE ŽAGE — PILE IN RAŠPE — VALJE ZA HLADNO VALJANJE — PILGER VALJE IN TRNE — STROJE IN ORODJA NA PNEVMATSKI POGON — KOLESNE DVOJICE — SESTAVLJENE DELE IN ELEMENTE STROJEV IN NAPRAV — STROJE ZA MEHANSKO PREOBLIKOVANJE (RAZLIČNE STISKALNICE ZA PREOBLIKOVANJE KOVIN V HLADNEM IN VROČEM STANJU ITD.) S KVALITETO IN SOLIDNO PROIZVODNJO GARANTIRAMO DOBRO SODELOVANJE IN SE PRIPOROČAMO! PROIZVAJAMO: Proizvaja: debelo, srednjo in tanko pločevino dinamo trakove hladno valjane trakove vlečeno, brušeno in luščeno jeklo vlečeno žico vlečeno žico — patentirano pleteno patentirano žico za prednapeti beton hladno oblikovane profile cestne varnostne ograje jeklene podboje za vrata dodajni material za varjenje: — tehnični plin ARGON žičnike jekleni sekanec BsS Panorama Železarna Jesenice For Avtomation and Process Technology from conceptual design to turn key system Control systems for material, materials management Analyses laboratories Electric are furnaces Basic oxygen furnaces (BOF) SIP Converter, AOD Converter Energy dispateh and control Pollution monitoring Heat treating optimization Tailor-made softvvare and systems for your specific requirements Za avtomacijo in procesno tehnologijo od idejnih zasnov do sistemov na ključ Kontrolni sistemi za materialno gospodarstvo Analitski laboratorij Elektro obločne peči Bazične kisikove peči LD — konverter in kisikovi žilavilni postopki s pihanjem od spodaj AOD — konverter Kontinuirno litje Sistemi razdelitve in kontrole porabe energije Krmiljenje čistilnih naprav Optimizacija toplotne obdelave Softvvare in sistemi prilagojeni vašim posebnim zahtevam PROCESS CORPORATION P. O. Box 11528 PITTSBURGH, PA 15238 USA For more detaiied information please Za podrobnejše informacije se, prosimo, contact the European representative: povežite z zastopstvom za Evropo: I N T E C O — Internationale Technische Beratung Ges. m. b. H. Bahnhofstrasse 9 8600 Bruck/Mur, Austria Telephone: (038 62) 53 1 10 Telex: 36 720 slovenske Železarne ljubljana ŽELEZARNA JESENICE: proizvaja debelo in srednjo pločevino ter hladnovaljane trakove različnih kvalitet. Vlečeno, luščeno in brušeno jeklo. Valjano in vlečeno žico v različnih kvalitetah in površinskih obdelavah. Hladno oblikovane profile, ograje za avtoceste in vratne podboje. Žične proizvode: žeblje, bodečo žico, žico, elektrode in praške za varjenje, vrvi in patentirane žice, jeklen pesek, tehnične pline: kisik in argon. ŽELEZARNA RAVNE: proizvaja toplovaljane in kovane profile ter vlečene, brušene in luščene palice, v vseh vrstah kvalitetnih in plemenitih jekel, jeklene odlitke, industrijske nože, brzorezna orodja in krožne žage za obdelavo jekla, kovin in lesa; pile, vzmeti, pnevmatske stroje in orodja, valje za hladno valjanje kovin, univerzalne in kovaške ekscentrične stiskalnice, sestavne dele za vagončke, diske za poljedelske stroje... ŽELEZARNA ŠTORE: proizvaja toplovaljane ter vlečene in brušene palice, v vzmetnih in ostalih kvalitetnih vrstah jekla, specialno surovo železo za livarne, ulitke iz sive in nodularne litine, litoželezne valje, ki jih lahko obdelajo in obrusijo, kontilite profile____ TOVARNA VERIG LESCE: proizvaja verige za široko potrošnjo, tehnične in siderne verige, opremo za verige, snežne in zaščitne verige za vozila, kovinske in lesne vijake, hangervijake, razcepke, kovice, od-kovke in stiskance.... PLAMEN KROPA: proizvaja matične, nastavne in sponske vijake za splošne namene, matične in nastavne vijake srednje klase, matice in kovice. TOVIL LJUBLJANA: proizvaja vijake za kovine in za pločevino z ravnim In križnim utorom, samorezne vijake, vijake za les in kovice____ ŽIČNA CELJE: proizvaja iz žice razna pletiva, tkanine, mrežaste armature in predfabrikate, gabione, vibracijska sita in mreže za rudarstvo, žične transportne trakove, vzmeti, žične vložke in drugo žično konfekcijo. METALURŠKI INŠTITUT LJUBLJANA: raziskuje na področjih: priprava mineralnih surovin, surovega železa, proizvodnje jekla, barvne metalurgije, livarstva, termične obdelave in plastične predelave jekla in kovin. Vrši kemijske, metalografske in fizikalne analize. Pri številnih »instrumentiranih preiskavah« jekel v Železarni Ravne je osciloskop zelo pomemben aparat GP MEGRAD LJUBLJANA ELMONT ELEKTROMONTAŽNO PODJETJE BLED n. sol. o. elektromontažno podjetje, BLED, Cankarjeva 1 telefon (064) 77-928 z enoto v Kopru, Puntarska 1, telefon (066) 21-739. elektroinstalacije, strelovodi, kabelski razvodi, elektro-mehanika, ključavničarstvo, hladilna tehnika, izdelava in montaža industrijske avtomatike in grelnih teles, svetlobne reklame, neon transformatorji, vžigalni transformatorji, elektro razdelilne omare — servisna služba. Anlagen fiir Vakuummetallurgie • Pfannenstandentgassung • Giessstahlentgassung • Portionsweise Behandlung in der Pfanne Pfannenmetallurgie • Pfannenaufheizen • Blaslanzenverfahren Roheisen- und Stahlentschvvefelung i • Riihrverfahren • Blaslanzenverfahren • Tauchverfahren Vollautomatisches Dosieren und Legieren • fiir Čfen • fur Pfannen • Vakuumfrischen Planung • Engineering Lieferung • Montage Schulung VACMETAL SS Telefon: (023 Telex: 82273 METALLURGIE MBH D-4600 Dortmund 1 Telefon: (0231) 528818 Telex: 8227306 vmetd 44, Slovenske železarne TOVARNA VERIG LESCE — JUGOSLAVIJA S. P. o. Iz našega širokega proizvodnega programa vam nudimo vse vrste verig za industrijo, ladjedelništvo, transport in široko potrošnjo, vijake za lesno predelovalno industrijo ter proizvode in projekte fluidne tehnike. m "Savske elektrarne Ljubljana, TOZD Elektrarna Moste —Žirovnica proizvaja, transformira in razdeljuje električno energijo". ŽELEZARSKI ZBORNIK IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT LETO 13 LJUBLJANA SEPTEMBER 1979 Nekatere značilnosti jekel izvaljanih iz kontinuirno ulitih gredic M. Kmetič1, F. Vodopivec', F. Vizjak2, S. Senčič2 UDK: 669-147 ASM/SLA: D9q Kontinuirno ulivanje jekla se zaradi velike ekonomske prednosti pred konvencionalnim litjem vedno bolj uveljavlja. V članku so opisane fizikalno metalurške značilnosti kontinuirno litega jekla, ki so odvisne od tehnologije litja. Ugotovljeno je, da mehanske lastnosti ustrezajo vrednostim, ki jih predpisujejo standardi. mikrostrukture in mehanskih lastnosti ugotovi, ali obstajajo in kakšne so razlike med klasično in konti ulitimi gredicami in profilnim jeklom, ki je bilo iz njih izvaljano. Istočasno pa je zamišljena kot sistematična raziskava konti litega jekla zaradi spoznanja njegovih fizikalno metalurških značilnosti. 1. UVOD Kontinuirno litje ima pred klasičnim litjem prednost zaradi prihranka energije in manjših investicij v valjarne. Tudi izkoristek jekla je boljši zaradi manjšega odreza in manjših izgub zaradi škajanja pri ogrevanju. S fizikalno-metalurškega vidika ima kontinuirno ulito jeklo kvalitetne prednosti, ki so posledica hitrejše kristalizacije jekla v primerjavi s strjevanjem ingotov. Blokovno in dendritsko izcejanje legirnih elementov in nečistoč je zato pri enaki sestavi v konti jeklu manjše. Te prednosti pridejo do izraza le, če je tehnologija litja na zadostnem kvalitetnem nivoju, tako, da je v gredicah čim manj napak, značilnih za konti litje, kot so porozna sredina, notranje in površinske razpoke, mikrolunkerji in makrovključki. V Železarni Štore kontinuirno ulivajo gredice iz kvalitetnih jekel, ki se nato valjajo v različne profile za predelovalno in strojno industrijo. To jeklo je torej neke vrste nov proizvod in treba je dokazati, da je popolnoma enakovredno konven-cionalnemu jeklu. Raziskava ima zato primerjalen značaj in njen namen je, da se na osnovi sistematičnih primerjav 1 SŽ Metalurški inštitut v Ljubljani 2 SZ Železarna Štore 2. PROGRAM DELA Glede na mehanske značilnosti in proizvodni program smo za preiskave izbrali jekla naslednjih kvalitet: — cementacijska jekla Č.1220, oz. Č.1221 in C.4320 — jeklo za poboljšanje Č.1431 in Č.1530, oz. Č.1531 — vzmetno jeklo Č.2133 Kemična sestava talin je podana v tabeli 1. Lastnosti vzmetnega jekla nismo mogli primerjati s klasično izdelanim jeklom, ker smo imeli na razpolago le konti lito jeklo. Dimenzija brušenih gredic je bila 100 x 100 in 120 X 120 mm. Odrezke gredic smo izvaljali v palice 0 28 mm. V literaturi navajajo avtorji podatke, da je pri konti litih gredicah, ki nimajo večjih blokovnih se-gregacij in notranjih razpok, potrebna za optimalne lastnosti minimalna redukcija 5:1'. Pri valjanju gredic v palice smo to minimalno stopnjo redukcije presegli, saj znaša 16:1. Raziskave so obsegale: — makrostrukturo, kristalizacijo in porazdelitev žvepla po preseku gredic in valjancev; — vrsto, velikost in porazdelitev mikrovključ-kov ob površini in v notranjosti preseka gredic in valjancev; Tabela 1: Kemična sestava jekel v % Talina Kvaliteta C Si Mn P S Cr Mo v v Cu Sn As 1 Č.1220 0.17 0.16 0.53 0.017 0.021 0.06 0.03 0.06 — 0.24 — — 2 Č.1220 0.16 0.22 0.51 0.009 0.021 0.09 — 0.07 — 0.26 0.013 0.015 3 Č.1221 0.17 0.20 0.51 0.013 0.025 0.21 0.05 0.13 0.01 0.20 0.012 0.028 4 C.4320 0.17 0.28 1.03 0.017 0.015 1.04 0.02 0.04 — 0.11 — — 5 Č.4320 0.14 0.28 1.05 0.014 0.007 0.84 — — 0.009 0.20 0.019 0.026 6 C.4320 0.15 0.33 1.19 0.027 0.016 0.97 0.03 0.14 0.02 0.23 0.015 0.030 7 Č.1431 0.37 0.32 0.70 0.010 0.011 0.15 — 0.07 — 0.28 — — 8 C.1531 0.43 0.40 0.68 0.011 0.013 0.008 — — — 0.16 — — 9 Č.1530 0.48 0.23 0.64 0.014 0.006 0.13 — 0.08 — 0.20 0.015 0.028 10 Č.1531 0.44 0.28 0.63 0.009 0.026 0.29 0.01 0.11 0.01 0.25 0.037 0.031 11 Č.2133 0.54 1.53 0.86 0.015 0.018 — — — 0.22 — — Kontinuirno ulite gredice: taline 1, 4, 7, 8 in 11 Klasično izdelane gredice: taline 2, 3, 5, 6, 9 in 10 — mikrostrukturo gredic in valjancev; — intenziteto izcejanja legirnih elementov v obrobni coni in sredini preseka gredic, oz. valjancev in — mehanske lastnosti valjancev. 3. REZULTATI 3.1. Porazdelitev žvepla in makrostruktura gredic Na Baumannovih odtisih, narejenih na ploščah prečno izrezanih iz konti litih gredic, se dobro razloči obrobna cona po videzu čistejšega jekla, Slika 1 Baumannov odtis konti ulite gredice (Č.2133, talina 11) Fig. 1 A sulphur print of continuous čast billet (Č. 2133, Melt 11) ki je široka do 10 mm. Po videzu je v sredini gredic več sulfidnih vključkov. Različno močna potemnitev odtisov in mikroskopske preiskave kažejo, da se je večina sulfidnih vključkov pri kristalizaciji izločila v meddendritskih prostorih (si. 1). Odtisi so pokazali, da so na meji med obrobno cono in cono transkristalov pogosto večji vključki ponovčne žlindre, oksisulfidne narave. Radialne razpoke, ki nastanejo pri strjevanju zaradi termičnih in mehanskih napetosti, so delno zapolnjene z žlindro, katere glavna sestavina so oksidi železa, v nekaterih primerih pa so se na teh mestih nabrali tudi večji sulfidni vključki. Tudi na Baumannovih odtisih klasično izdelanih gredic se vidi razlika med obrobno cono in likvacijskim kvadratom. Razlika pride bolj do izraza pri jeklu, ki ima večjo vsebnost žvepla. Po videzu čistejša obrobna cona izvira iz hitro strjene skorje ingotov in je ekvivalentna zunanji coni konti ulitih gredic. Odtisi palic, izvaljanih iz konti ulitih in kon-vencionalnih gredic, so skoraj enaki. Do nekaj milimetrov debela plast jekla ob robu, ki je po videzu čistejša, ni enakomerno debela. Na nekaterih mestih je tok materiala pri deformaciji pri-vedel na površino jeklo iz likvacijskega kvadrata, kjer so sulfidni vključki večji. Makrostrukturne značilnosti smo odkrili z makrojedkanjem plošč, ki smo jih uporabili za Baumannove odtise. Ob robu je približno 10 mm široka cona, komaj opazno pravokotno na površino usmerjenih kristalov. Sledi ji transkristalna cona stebrastih dendritov, ki so usmerjeni pravokotno na površino gredice. Skorja gredice se strdi zelo hitro in kristali so v tej coni zelo drobni. Gredica se zaradi krčenja odlepi od ko-kile, temperaturni gradient se bistveno zmanjša in posledica počasnejše kristalizacije so veliki stebrasti kristali. V sredini, kjer se talina strdi ■ V konvencionalnih gredicah nismo odkrili nobenih napak, le močneje se je jedkala z oligo-elementi in z večjimi nekovinskimi vključki bogatejša sredina gredic (si. 3). 3.2. Porazdelitev in velikost nekovinskih vključkov v gredicah in valjanih palicah V konti ulitih gredicah smo našli silikatne, sulfidne in tudi posamezne oksidne vključke. Večje silikatne vključke, ki so globulami, smo opazili predvsem v sredini preseka gredic in na meji drobnozrnate robne cone in stebrastih kristalov (si. 4). Vključki manganovega sulfida v obrobni coni so globularni, zelo fini in enakomerno porazdeljeni po preseku. V sredini preseka gredic opazimo enak tip sulfidov, v med-dendritskih prostorih pa sulfide evtektičnega tipa (si. 5). Slika 2 Pov. 0,8 x. Makrostruktura konti ulite gredice (C.1431, talina 7) Fig. 2 Mag. 0.8 X. Macrostructure of continuous čast billet (C. 1431, Me!t 7) Slika 4 Pov. 100 x. Silikatni vključki v sredini preseka konti ulite gredice (C.1220, talina 1) Fig. 4 Mag. 100 X. Silicate inclusions in the centre of the billet cross section (Č. 1220, Melt 1) Slika 3 Pov. 0,8 X. Makrostruktura konvencionalne gredice (C.1531, talina 10) Fig. 3 Mag. 0.3 X. Macrostructure of conventional billet (Č. 1531, Melt 10) nazadnje, so kristali poligonalni in neorientirani. Pri makrojedkanju so se napake, značilne za konti lite gredice, ki se vidijo že na Baumanno-vih odtisih, še močneje odkrile, posebno porozna sredina in radialne razpoke (si. 2). Slika 5 Pov. 200 X. Evtektični vključki manganovega sulfida (Č.1120, talina 1) Fig. 5 Mag. 200 X. Eutectic sulphide inclusions (Č. 1220, Melt 1) Tabela 2: Povprečna dolžina in gostota sulfidnih vključkov in vsebnost žvepla v gredicah Talina Kvaliteta Lr (um) Obrobna cona Ar (mm—2) % sr L, (um) Sredina gredice As (mm—2) % s5 1 Č.1220 — —. 0.016 — _ 0.0165 2 Č.1220 17.8 43.4 0.025 23.6 20.6 0.024 3 Č.1221 16.1 41.4 0.026 21.5 25.5 0.024 4 Č.4320 — — 0.019 — — 0.019 5 Č.4320 22.0 9.3 0.010 21.2 8.6 0.010 6 Č.4320 24.5 24.7 0.017 25.4 14.1 0.014 7 Č.1431 — — 0.011 — .—. 0.010 8 Č.1531 — — 0.013 — — 0.012 9 Č.1530 20.5 11.1 0.010 22.6 7.2 0.008 10 Č.1531 20.0 55.0 0.030 24.1 29.3 0.029 11 Č.21333 — — 0.019 — _ 0.019 Tabela 3: Povprečna dolžina in gostota sulfidnih in silikatnih vključkov v valjanih palicah Talina Kvaliteta Obrobna cona Sredina valjanca Lr (um) Ar (mm—2) Ls (um) A, (mm—2) 1 Č.1220 14.1 5.8 15.4 11.4 20.2 17.7 27.0 20.3 silikati 2 Č.1220 18.3 37.9 17.3 46.7 3 Č.1221 15.8 70.1 17.1 49.7 4 Č.4320 14.7 38.3 18.2 39.2 5 Č.4320 13.0 5.1 15.4 16.0 6 Č.4320 16.3 32.6 21.5 42.0 7 Č.1431 13.8 16.1 12.9 18.1 38.4 14.0 25.7 18.3 silikati 8 Č.1531 17.3 14.1 20.4 27.2 26.6 3.3 25.1 6.6 silikati 9 Č.1530 14.5 12.9 17.5 17.6 10 Č.1531 18.8 76.9 22.4 '68.7 11 Č.2133 18.2 66.7 23.1 37.5 — — 31.9 2.8 silikati Jeklo klasično izdelanih gredic ima poleg sulfidnih in posamičnih oksidnih tudi nize aluminat-nih vključkov. Povprečno dolžino (L) in gostoto (A) sulfidnih in silikatnih vključkov v obrobni coni in v sredini preseka gredic, oz. valjancev smo določili z optičnim mikroskopom. Kot obrobno cono smo pri gredicah predpostavili 20 mm, pri valjanih palicah pa 5 mm širok pas. Pri meritvah smo upoštevali le vključke daljše od 10 [im in nize vključkov, če razdalja med njimi ni bila manjša od 5 um. V tabeli 2 so poleg rezultatov meritev v jeklu gredic navedene še vsebnosti žvepla v obrobni coni in na sredini gredic. Za konti lite gredice so navedeni le podatki o vsebnosti žvepla, ker po tej metodi ni možno izmeriti gostote in velikosti globularnih vključkov v ulitem jeklu. Povprečna dolžina vključkov manganovega sulfida je v sre- dini gredic nekoliko daljša, gostota pa manjša kot v obrobni coni. Pri enaki količini žvepla je v obrobni coni gostota vključkov do 100 % večja kot v sredini gredic. Dolžina vključkov se med talinami le malo razlikuje, večja je razlika pri gostoti, ki je odvisna od vsebnosti žvepla. Taline z več žvepla imajo sorazmerno večjo količino vključkov na enoto površine. Kemijska analiza kaže, da je vsebnost žvepla v obrobni coni in na sredini preseka skoraj enaka. Razlika v potemnitvi Baumannovega odtisa med robno cono in sredino je posledica velikosti vključkov. Drobnejši vključki ob robu ne dajo izrazite potemnitve. Rezultati meritev dolžine in gostote sulfidnih in silikatnih vključkov v palicah, izvaijanih iz konvencionalnih in konti ulitih gredic, so navedeni v tabeli 3. Tabela 4: Velikost primarnih in sekundarnih kristalnih zrn gredic in valjancev Gredice Valj anci Talina Kvaliteta Primarna zrna Sekundarna zrna Primarna zrna Sekundarna zrna I (um) ASTM I fcm) ASTM I (um) ASTM I (um) ASTM 1 Č.1220 17.9 8.2 11.7 9.5 13.7 9.0 12.0 9.4 2 Č.1220 19.2 8.0 10.1 9.9 12.4 9.3 9.7 10.0 3 Č.1221 13.4 9.0 9.8 10.0 12.1 9.4 9.6 10.0 4 Č.4320 20.0 7.9 16.3 8.5 14.9 8.8 15.7 8.6 5 Č.4320 14.5 8.8 8.5 10.3 9.3 10.1 6.9 10.9 6 Č.4320 11.2 9.6 8.9 10.2 8.7 10.3 7.3 10.8 7 Č.1431 18.8 8.1 11.2 9.6 11.6 9.5 10.0 9.9 8 Č.1531 17.8 8.3 10.5 9.8 10.6 9.7 9.8 9.9 9 Č.1530 12.5 9.3 7.6 10.7 11.2 9.6 7.4 10.7 10 Č.1531 10.2 9.8 6.9 10.9 10.0 9.9 6.8 10.9 11 Č.2133 14.9 8.8 12.1 9.4 11.4 9.5 11.8 9.4 Odrezki gredic so bili kratki, valjanje je bilo izvršeno hitro in zaradi majhnega temperaturnega padca plastičnost jekla ni bistveno padla. Temperatura ogrevanja za valjanje je bila višja od 1200° C in v jeklu je prišlo do sferoidizacije sul-fidnih vključkov. To in dejstvo, da je prišlo pri valjanju do podaljšanja manjših vključkov, ki jih pri gredicah nismo upoštevali in cepljenje večjih sulfidov, so verjetno vzroki, da se njihova dolžina pri valjanju ni bistveno spremenila. Tudi pri gostoti ni več take razlike med obrobno cono in sredino. V nekaterih primerih je v obeh področjih vpliv na lastnosti jekla imajo zato silikatni vključ-ki, ki so bistveno daljši (si. 6). Zlasti so neugodni dolgi nizi teh vključkov. 3.3 Mikrostruktura gredic in valjancev Rezultati meritev, navedeni v tabeli 4, predstavljajo povprečne intercepcijske dolžine, izmerjene pri povečavi 500 X, in razrede primarnih in sekundarnih kristalnih zrn jekla gredic in valjanih palic po ASTM klasifikaciji. Avstenitna zrna konti ulitih gredic se po preseku med seboj dokaj razlikujejo. V transkristal-ni coni se dobro vidi dendritska struktura, posamezna zrna pa so zelo velika. V sredini so zrna poligonalna in enakomernejša. V normalizirani strukturi pri jeklih Č.4320 (si. 7 in 8) in Č.2133 se še dobro opazi razlika med posameznimi conami, pri ostalih jeklih pa je razlika manj izrazita. Pri jeklih za poboljsanje so perlitna zrna različno velika in večja zrna imajo Widmannstatensko strukturo. Slika 6 Pov. 100 x. Silikatni in drobni sulfidni vključki v palici izvaljani iz konti ulite gredice (Č.1220, talina 1) Fig. 6 Mag. 100 X. Silicate and small sulphide inclusions in a bar rolled from continuous čast billet (Č. 1220, Melt 1) enaka ali je celo gostota večja v sredini. Tako porazdelitev povzroči pregnetenje materiala pri valjanju in so jo pokazali tudi Baumannovi odtisi. Vključki manganovega sulfida v konti jeklih so krajši kot v konvencionalnem jeklu. Tudi število vključkov na enoto površine je majhno, saj vsebujejo te taline sorazmerno malo žvepla. Večji Slika 7 Pov. 100 X. Normalizirana mikrostruktura v transkristalni coni konti ulite gredice jekla Č.4320 (talina 4) Fig. 7 Mag. 100 x. Microstructure in columnar zone of continuous čast billet of C. 4320 steel (Melt 4), normalized Slika 8 Pov. 100 X. Normalizirana mikrostruktura v sredini konti ulite gredice jekla C.4320 (talina 4) Fig. 8 Mag. 100 X. Microstructure in the centre of continuous čast billet of C.4320 steel (Melt 4), normalized litno mikrostrukturo v primerjavi z jeklom v gredicah pri kvalitetah C.4320 in C.1431. Pri ostalih kvalitetah so sekundarna zrna po normalizaciji skoraj enako velika v gredicah in končnih va-ljancih. Odstopanja so v mejah merilnih napak in so delno posledica različnih ohlajevalnih hitrosti. Kristalna zrna v konti litih gredicah so večja kot v konvencionalnih gredicah, ker konti gredice niso predelane. Razlika v velikosti kristalnih zrn pri valjancih pa ni posledica različne stopnje celotne predelave jekla, saj je ta zadostna tudi pri konti jeklu, temveč izdelave jekla (si. 9, 10, 11 in 12). Konti jeklo nima aluminija, ki vezan v nitrid zavira rast zrn. Največje so razlike pri jeklu Č.4320, pri katerem so sekundarna zrna konti jekla za več kot dva razreda ASTM večja kot pri konvencionalnem jeklu. Pri drugih kvalitetah so razlike manjše. 3.4. Homogenost jekla Največji vpliv na velikost segregacij imajo: hitrost strjevanja skorje, temperaturni gradient in intenzivnost mešanja taline za strjevalno fron- Slika 9 in 10 Pov. 100 x. Normalizirana mikrostruktura iz konti jekla iz valjane palice kvalitete C.4320 (talina 4) in Č.1531 (talina 8) Figs. 9 and 10 Mag. 100 x. Microstructure of bars rolled from continuous čast C. 4320 (Melt 4) and C. 1531 (Melt 8) steel, normalized Po valjanju konti ulitih gredic so avstenitna zrna manjša za 0,7 do 1,4 razreda ASTM. Približno enako, oz. nekoliko manjše zmanjšanje opazimo tudi pri konvencionalih talinah. Valjano jeklo ima bolj drobnozrnato normalizirano feritno per- Slika 11 in 12 Pov. 100 x. Mikrostruktura jekla palic iz valjanih in konvencionalnih gredic kvalitete C.4320 (talina 5) in C.1530 (talina 9) Figs. 11 and 12 Mag. 100 x. Microstructure of bars rolled from conven-tional billets of C. 4320 (Melt 5) and C. 1530 (Melt 9) steel, normalized. Tabela 5: Mehanske lastnosti jekla valjanih palic v normaliziranem stanju Talina Kvaliteta Meja plastič. C, (N/mm2) Natezna trdnost o"m (N/mm!) Raztezek 5 (%) Kontrakcija «1» (%) Temp. normalizacije (°C) 1 Č.1220 311 454 37.9 64.8 900 2 Č.1220 314 463 37.6 64.0 900 3 Č.1221 360 471 42.4 64.0 900 4 Č.4320 312 495 35.8 60.6 900 5 Č.4320 398 524 36.2 69.1 900 6 Č.4320 376 519 38.4 70.4 900 7 Č.1431 383 638 31.8 52.7 890 8 Č.1531 370 643 27.6 47.4 870 9 Č.1530 456 700 27.8 44.7 870 10 Č.1531 445 654 33.0 52.7 870 11 Č.2133 536 870 22.6 34.6 860 Tabela 6: Mehanske lastnosti nekaterih jekel po kaljenju, oz. popuščanju Talina Kvaliteta Meja plastič. cr, (N/mm2) Natezna trdnost am (N/mm2) Raztezek 5 (%) Kontrakcija 4» (%) Žila-vost P3 (J) Vrtilno up. trdn. ara (N/mm2) O-vu/fm Temp. kalj. (°C) Temp. popušč. (°C) 1 Č.1220 475 650 26.2 65.2 105 334 0.51 900 — 2 Č.1220 437 634 27.7 69.8 118 333 0.53 900 — 4 Č.4320 818 937 15.7 47.5 42 419 0.45 870 — 5 Č.4320 812 968 18.4 41.5 39 403 0.42 870 — 7 Č.1431 506 739 21.5 57.1 53 347 0.47 870 600 8 Č.1531 512 755 22.4 55.8 42 356 0.47 850 600 10 Č.1531 551 803 23.7 56.5 50 371 0.46 850 600 11 Č.2133 1255 1344 10.2 19.6 12 569 0.42 850 500 to. Ti dejavniki so najbolj odvisni od pregretja jekla in hitrosti sekundarnega ohlajanja, od njih pa je tudi odvisna kristalizacijska struktura gredic. V konti in v klasično izdelanih gredicah so izceje večje v likvacijskem kvadratu kot ob robu gredic. Pri konti gredicah cementacijskih jekel znašajo maksimalne koncentracijske razlike 30 % pri Mn, 25 % pri Si in 20 % pri Cr. Izceje Mn in Cr so v konvencionalnih gredicah nekaj večje, izceje Si pa so manjše. Razlike med dendritskimi izcejami v obrobni coni in likvacijskem kvadratu so manjše pri konti gredicah. Izceje v jeklih za poboljšanje so v likvacijskem kvadratu konvencionalnih gredic nekaj večje kot v konti gredicah in znašajo pri Mn do 50 % in pri Si do 45%. V obrobni coni pa so izceje pri obeh vrstah gredic manjše, razlike med obema vrstama jekla pa niso sistematične. Pri vzmetenem jeklu je intenziteta izcejanja Mn enaka kot pri jeklih za poboljšanje, izceje silicija pa so večje in znašajo v obrobni coni 40 %, v likvacijskem kvadratu pa 80 %. Izceje v palicah, izvaljanih iz konti jekla, so do polovico manjše kot v gredicah, ker je prišlo pri ogrevanju za valjanje do homogenizacije jekla. Pri konti jeklu Č.1220 so v absolutnem smislu zanemarljivo majhne. Pri jeklu Č.4320 znaša največja absolutna razlika v sredini palice pri Mn 0,25 %, pri Si 0,02 % in pri Cr 0,38 %. Nekaj manjše so koncentracijske razlike pri Mn v jeklih za poboljšanje, izceje Si pa so nekaj večje. V vzmetenem jeklu Č.2133 so absolutne razlike pri Mn majhne (0,1 %), pri Si, ki močneje izceja, pa znašajo v obrobni coni 0,24 % in na sredini 0,52 %. 3.5. Mehanske lastnosti jekel Mehanske lastnosti palic v smeri valjanja v normaliziranem stanju so navedene v tabeli 5. Rezultati kažejo, da so lastnosti nelegiranih jekel skoraj enake pri obeh vrstah jekel. Pri legi-ranem cementacijskem jeklu Č.4320 imata kon-vencionalni jekli za približno 25 % večjo mejo plastičnosti in 15 % večjo kontrakcijo, pri natezni trdnosti in raztezku pa so razlike precej manjše. Podobne razlike opazimo tudi pri jeklih za poboljšanje. Konti jeklo ima zlasti nižjo mejo plastičnosti (20 %), pri ostalih lastnostih pa so razlike manjše. Za vrednotenje mehanskih lastnosti teh jekel je zelo pomembna trajna dinamična trdnost, saj so elementi, ki se iz teh jekel izdelujejo za strojno industrijo, večinoma obremenjeni z izmeničnimi napetostmi. Dinamično trajno trdnost smo določili z vrtilno upogibnimi preizkusi po metodi stopnic. Hitrost vrtenja je znašala 3000 obr/min; preizkušanje pa smo prekinili, če je preizkušanec zdržal 4,5.106 obratov. Nelegirana cementacijska jekla smo za te preizkuse slepo kalili v vodi, legirana pa v olju in jih nismo popuščali. Ostala jekla smo po kaljenju v olju 60 minut popuščali. Poleg trajne trdnosti smo na tako toplotno obdelanih jeklih določili še mejo plastičnosti, natezno trdnost, raztezek, kontrakcijo in žilavost (tabela 6). Vrednosti mehanskih lastnosti konti jekla so enake ali nekaj nižje od konvencionalnega. Trajne dinamične trdnosti, zlasti razmerja med dinamično in statično trdnostjo, so praktično neodvisna od načina izdelave jekla. Pri primerjavi lastnosti jekel moramo upoštevati tudi dejstvo, da kemijske sestave talin niso enake, kar ima vpliv na rezultate meritev. To se zlasti dobro vidi pri jeklu Č.4320, kjer razlika v velikosti zrn ne pride do izraza zaradi večje vsebnosti ogljika in kroma v konti jeklu. Vrednosti mehanskih lastnosti pa v nobenem primeru ne padejo iz območij, ki jih predpisujejo standardi. ZAKLJUČEK Namen raziskav je bilo sistematično raziskati nekatere lastnosti in strukture cementacijskih jekel, jekel za poboljšanje in vzmetnega jekla z namenom, da primerjamo konti ulite in kon-vencionalne gredice in palice, ki so bile iz njih izvaljane. Makropreiskave so pokazale, da so v gredicah napake, značilne za konti litje. Pri valjanju so se zaradi redukcije preseka radialne razpoke in porozna sredina zavaljale, tako, da teh napak v predelanem jeklu nismo opazili. Med vsebnostjo žvepla v obrobni coni in v sredini gredic ni nobene razlike, pač pa so vključki manganovega sulfida v obrobni coni manjši, njihova gostota pa je večja. Zaradi tega pri Baumannovem odtisu na teh mestih ne dobimo tako izrazite potem-nitve, kot jo dajo večji sulfidni vključki v likva-cijskem kvadratu. Te ugotovitve veljajo za konti in klasično izdelane gredice. Konti jeklo vsebuje malo žvepla in sorazmerno temu je v jeklu malo vključkov manganovega sulfida. V valjanem jeklu so sulfidi kratki. Precej večja je povprečna dolžina silikatnih vključkov. Segregacije so v konti ulitih gredicah manjše kot v konvencionalnih, kljub temu da iso bili ingoti pred valjanjem homogenizacijsko žarjeni. Zato je tudi jeklo palic, izvaijanih iz konti jekla, homogenejše. Primarna in sekundarna kristalna zrna v valjanem konti jeklu so večja, ker jeklo ni pomirjeno z aluminijem in to je verjetno vzrok nekaj slabšim mehanskim lastnostim konti jekla. Iz rezultatov se vidi, da mehanske lastnosti ustrezajo vrednostim, ki jih predpisujejo standardi. Konti jeklo lahko zato v vseh ozirih enakovredno nadomesti konvencionalno jeklo. Literatura 1. Menter J.: Continuous casting rnoves into quality steels, Metals and Materials, julij/avgust 1977 2. Mills N. T., Joseph R. W.: A look inside strand-cast steel slabs, Ironmaking and Steelmaking, št. 3, 1977 3. Fliige J., Hagen K., Hammerschmid P.: Sulfidverteilung in der Randschicht von Stranggussbrammen, Arch. Eisenhiittenvves., št. 2, 1977 4. Vodopivec F., B. Ralič: Poročilo Metalurškega inštituta v Ljubljani, št. 543/1977 5. Kmetic M., F. Vodopivec: Poročilo Metalurškega inštituta v Ljubljani, št. 609/1977 6. Irwing, W. R., Perkins A.: Basic parameters affecting the quality of continuously čast slabs, Ironmaking and steelmaking, 1977, št. 5 7. Sorimačhi K., Brimacombe J. K.: Improvements in mathematical modelling of stresses in continuous casting of steel, Ironmaking and Steelmaking, št. 4, 1977 8. Hubble D. H., VVessel R. L.: Design and selection of refractories used in continuous casting, Ironmaking and Steelmaking, št. 5, 1977 9. Weigl C. P.: Strandcasting low-alloy steels, Ironmaking and Steelmaking, št. 2, 1977 10. Wolf M.: Product quality considerations in continuous slab casting, Iron and Steel International, febr. 1977 ZUSAMMENFASSUNG Der Zvveck der Untersuchungen war sistematisch einige Eigenschaften und Gefiige an den konventionell ausgewaltzten und an stranggegossenen Kniippeln und Štaben der Einsatz, Vergiitungs und Federstahlen zu untersuchen und zu vergleichen. Die makroskopischen Untersuchungen zeigten, dass in Kniippeln Fehler eigenartig fiir Strangguss auftreten. Beim Walzen verschweissen wegen der Verformung Radial-risse und porosiger Kern, so dass diese Fehler im ver-walzten Stahl nicht beobachtet \verden konnen. Im Schweffelgehalt zwischen Rand und Kern sind keine Unterschiede festzustellen, jedoch sind Mangansulfidein-schliisse in der Randzone klciner und die Dichte der Verteilung grosser. Aus diesem Grunde erscheinen am Baumannabdruck diese Stellen nicht so ausgepragt dunkel, wie das im Seigerungsquadrat vvo die Sulfideinschliisse grosser sind, der Fall ist. Diese Feststellungen gelten sowohl fiir die stranggegossenen wie auch fiir die konventionell erzeugten Kniippel. Stahl ftir Strangguss enthiilt weniger Schweffel und dem-entsprechend weniger Mangansulfide sind im Stahl enthalten. Im vervvalzten Stahl sind die Sulfide ver-haltnissmassig kurz. Im Durchschnitt sind die silikatischen Einschliisse viel langer. Seigerungen sind in stranggegossenen Kniippeln kleiner wie in konventionell erzeugten trotzdem dass Blocke vor dem Walzen ausgegliiht werden. Desvvegen ist auch Stab-stahl, ausgewalzt aus Strunggusskniippeln, homogener. Primiir und Sekundarkorner sind im verwalzten Stranggussstahl grosser, da der Stahl nicht mit Aluminium vollberuhigt vergossen wird, was auch der Grund fiir etwas schlechtere mechanische Eigenschaften sein kann. Aus den Ergebnissen ist zu entnehmen, dass die mecha-nischen Eigenschaften den in Normen vorgeschriebenen Werten entsprechen. Stranggussstahl kann den konventionell erzeugten Stahl in jeder Hinsicht ersetzen. SUMMARY The investigation has intention to analvze systema-tically some properties and structures of carburising, tempering, and spring steel in order to compare the continuous čast and usual billets utilized for rolling. Macro investigations showed that billets contain de-fects characteristic for continuous casting. In rolling, the radial cracks and central porosity are vvelded together due to the reduction of the cross section, thus these defects were not found in the vvorked steel. There was no difference in sulphur content in the edge or in the centre of the billet. Only manganese sulphide inclusions vvere finer in the edge and their density was greater. Thus the sulphur print does not give so pronounced darkening on the edge as it is in the liquation square due to bigger sulphide inclusions. These findings are valid for continuous čast and conventionally produced billets. Continuous čast steel contains low sulphur, thus also the amount of manganese sulphide inclusions in steel is reduced. Sulphides in the rolled steel are short. Average length of silicate inclusions is greater. Segregations in the continuous čast billets are lower than those in the conventional ones though the ingots vvere homogenized before rolling in the last čase. Also rolled steel of continuous čast billets is more homogeneous. Primary and secondary grains in the rolled continuous čast steel are greater since steel was not killed vvith aluminium. This probably gives slightly lovver mechanical properties of the continuous čast steel. The results shovv that the obtained mechanical properties correspond to the requirements in standards. The conclusion is that continuous čast steel can adequately replace the conventional steel. 3AKAKMEHHE IJeAb HCCAeAOBaHHH — CHCTeMaTHHeCKOe H3YHeHHe HeKOTOpbIX CBOHCTB h CTpyKTypLI HeMeHTHpOBaHHbIX, yAyHHieHHbIX H npy>KHH-hwx CTaAeft c ijeABio cpaBHeHHH 3aroTOBOK h copTOBOH CTaAH HenpepbiBHoro AHTbH c KAaCCHHeCKHM AHTbeM b H3A05KHHIJbI. HcCAeAOBa-hhh MaKpo CTpyKTypbi noka3aah, hto 3ar0t0bkh coaep>kat aecj>ektbi xapaKTepHbie aah HenpepbiBHoro AHTbH. Ilpn npoKaTKH, bcacactbhh peaykumi cehehhh, paahaabhbie tpeinhhbi h nophctoctb cepueBHHbi 3aKaTaHbi, TaK mto TpeiHHHbi b nepepaSoTaHOM h3acahh He o6Hapy-»ce-Hbi. Mto KacaeTcn cepbi, to HHKaKan pa3HHHa b KpaeBon 30He h cepueBHHbi 3arotobkh He otmeneha. 06napy^eHO, hto b KpaeBOH 30he cyAb4>HAbi MapraHaa no beahhhhe HeMHoro MeHbine, no koah-qecTBy ^ce pacnpeAeAeHbi SoAee rycTO. Bcacactbhh 3Toro čabiMaHOB-ck«e OTnenaTKH b Tex npeAeAax, b cpaBHeHHH c SoAee KpynHbiMH CyAb4>HAHbIMH BKAlOMeHHHMH, HeAOCTaTOHHO Bbipa3HTeAbHbI. 3tH koh-CTaTanHH ACHCTBHTeAbHbl AAH 0(50HX BHAOB npOH3BOACTBa 3arOTOBOK — HenpepbiBHbiM AHTbeM h AHTbeM KAaccH^ecKoro cnocoSa oAHHa- kobo. CTaAb HenpepbiBHoro AHTbH coacp^kht He3HanHTeAbHoe koahmc- CTBO cepbi. CoOTBeTCTBeHHO 3TOMy B CTaAH HeSOAbUIOe KOAH^eCTBO BKAioMeuHti cyAbKHry, KOKAHnecTBo cerperamiH b 3aroTOBKax H3 HenpepbiBHoro AHTbH MeHbime. Il03T0My H COpTOBaH CTaAb, pa3BaAbUOBaHHaH H3 CTaAH HenpepbiBHoro AirrbH 6oAee roMoreHHan. IIpHMapHbie h BTOpHMHbie KpHCTaAAHHeCKHe 3epHa B KaTaHOH CTaAH HenpepbiBHoro AHTbH no BeAHHHHe 6oAee KpynHbie H3-3a Toro, hto ctaab He sbiaa ycnoKoeHa c aaiomhhhem. Bo3mo>kho, hto sto takhce nphhhha 6oAee hh3kkhm mexahhheckhm CBOHCTBaM craAH HenpepbiBHoro AHTbH. H3 nOAyHeHHbIX pe3yAbTaTOB OHeBHAHO, MTO MexaHHHecKne CBOHCTBa CTaAH HenpepbiBHoro AHTbH OTBenaioT Tpe-ČOBaHHHM, npeAnHCaHHblMH Ha OCHOBaHHH AeHCTByiOmHX CTaHAapTOB. Ha OCHOBaHHH 3TOTO, CTaAb HenpepbiBHoro AHTbH HBAHeTCH BO Bcex OTHOineHHHX 3KBHB3AeHTHbIM B03MeineHHeM CTaAH, OTAHTOH KAaCCH-necKHM cnocoSoM. Rafinacija jekla z vpihovanjem Ca Si v ponev V. Prešern, F. Kandare, G. Manojlovič, D. Tomažin, K. Ravnik, T. Mlakar Prikazane so fizikalno-kemične osnove postopka vpihovanja CaSi v ponev, pri čemer je podan vpliv na razžveplanje in dezoksidacijo. Opisane so prednosti postopka v pogledu doseganja zelo čistega jekla s primerno neplastično obliko nekovinskih vključkov. V drugem delu so opisani industrijski poskusi vpihovanja CaSi v ponev v železarni Štore in železarni Jesenice, podana je analiza opravljenih poskusov in njihova ocena. 1. UVOD Ponovčna metalurgija predstavlja danes eno od najvažnejših poti pri doseganju bolj ekonomične izdelave ter predvsem bolj kakovostnega jekla. Osnovne prednosti postopkov ponovčne metalurgije so povečanje produktivnosti ter možnost dobre kontrole poteka nekaterih reakcij — predvsem dezoksidacije in razžveplanja. Postopek vpihovanja CaSi v ponev pomeni danes enega od najuspešnejših postopkov — tako v metalurškem kot v ekonomskem pogledu — ponovčne metalurgije. S tem postopkom se ob pravilni tehnologiji doseže velika zanesljivost postopka, velika izkoriščenost vpihanih surovin v primerjavi z običajnim dodajanjem, predvsem pa je pomembna možnost dobre kontrole procesa. Bistvene prednosti, ki jih omenjeni način izven-pečne rafinacije jekla omogoča, so1'2,3,4,5,6.7; — prestavitev reakcije razžveplanja iz talilnega agregata v ponev, — dokončna dezoksidacija se izvede v ponvi, kar vodi do skrajšanja procesa rafinacije v peči, — dezoksidacija v ponvi z zlitinami na osnovi kalcija vodi k primernejši obliki nekovinskih vključkov in za veliko večino nizkoogljičnih jekel ni potrebna naknadna vakuumska obdelava za doseganje potrebne čistosti, — velika čistost jekla omogoča boljše livne lastnosti in zato tudi nižjo temperaturo ulivanja, kar je lahko zelo pomemben faktor pri uporabi konti načina litja, dr. Vasilij Prešern, dipl. ing. — Metalurški inštitut Ljubljana F. Kandare — Metalurški inštitut Ljubljana Gojko Manojlovič, dipl. ing. — Železarna Štore Dominik Tomažin, ing. — Železarna Store Karol Ravnik, dipl. ing. — Železarna Jesenice Tone Mlakar — Železarna Jesenice — doseže se občutno povečanje in izboljšanje nekaterih mehanskih lastnosti jekla, kot npr. plastičnost, trdnost, udarna žilavost, raztezek. Da bi tudi v naših železarnah lahko uvedli postopek vpihovanja kalcijevih spojin v jeklo in pri tem dosegli opisane prednosti ter izboljšave, smo v letu 1977 pričeli z raziskavami na tem področju. Osnovni namen teh raziskav je bil, da ugotovimo možnost doseganja hitrega in efektnega razžveplanja jekla v ponvi z vpihovanjem primernih kalcijevih zlitin. Ena od najpomembnejših posledic postopka je, da se v jeklu bistveno zmanjša količina manganovih sulfidov. Tudi alu-minatni in silikatni vključki, ki v običajno izdelanih jeklih pogosto nastopajo v izrazito ostri in usmerjeni obliki, dobijo po obdelavi mnogo primernejšo okroglo obliko in so neplastični. Takšni E peč Ponev i*) i o j< o 60 40 20 10 8 7 6 5 4 3 2 7 „ Transport ^ ponve Vpihovan kalcija ___Litje I-I . rlprnksiriririin Al- \ \ \ V°'tot \ \ /ISl V v \ \ X —-V— \ \ L \ \ \ \ V \ \ / 10/ akt. \x v Čas Slika 1 Vpliv vpihovanja CaSi na spreminjanje vsebnosti kisika in žvepla v jeklu Fig. 1 Influence of the CaSi injection on the variation of oxygen and sulphur content in steel vključki so v povprečju manjši od 15 p.m in zelo enakomerno razporejeni. Po sestavi so to kalcij--aluminij oksidi (Ca0-Al203) z majhno vsebnostjo žvepla na površini. Zato lahko trdimo, da je eden najpomembnejših učinkov obdelave jekla z vpihovanjem kalcija preprečevanje tvorbe A1203 in MnS ter pretvorba vključkov v jeklu v neplastič-ne kalcijeve aluminate. 2. OPIS POSTOPKA 2.1. Fizikalno-kemične osnove Ena od osnovnih prednosti postopka vpihava-nja CaSi v ponev je odstranitev in modifikacija sulfidnih in oksidnih vključkov. Brez uporabe tega postopka je zmanjšanje vsebnosti žvepla in kisika najbolj vezano na primarni agregat, kar pa je lahko dolgotrajna in dokaj draga praksa. Na sliki 1 je shematsko prikazano spreminjanje vsebnosti kisika in žvepla v jeklu zaradi vpihavanja CaSi. Kalcij nastopa v tekočem jeklu kot plin in ima pri 1873 K parcialni tlak 1,86 bar8, zato sta najpomembnejši reakciji pri vpihovanju CaSi v jeklu naslednji: {Ca} +/S/^(CaS) (1) in: Mjekio • A S + Msint. S + Mp ŽUn . S = M K žlin • RT ln pCa = — 138180 + 42,14 — RT ln as (lit. 9) ter reakcija: {Ca} + /O/ (CaO) (2) (3) in: RT ln pCa = — 162170 + 47,19 — RT ln a0 (lit. 9) (4) Upoštevati moramo tudi reakcijo med žlindro in plinsko fazo ter ravnotežno reakcijo razžvep-lanja v tem primeru zapišemo v naslednji obliki: (CaO) + 1/2 {S2} ^ (CaS) + 1/2 {02} in K = aCaS • P O;2 aCaO • P S;2 Iz enačbe (5) dobimo, da je: (% S) = K . a, CaO Ps^Y/2 PO; (5) (6) (7) Razvidno je, da kisik iz zraka (oksidativna atmosfera) zavira reakcijo razžveplanja. Zato je razumljivo, da potekajo reakcije razžveplanja uspešneje v redukcijski atmosferi (rafinacijska perioda izdelave jekla v el. peči) ali pa, da moramo npr. postopek vpihovanja CaSi v ponev voditi ali v pokriti ponvi ali pa pod dovolj debelo plastjo zaščitne (navadno sintetične) žlindre. Minimalno količino te potrebne žlindre lahko izračunamo s pomočjo masne bilance žvepla: (D želj K. Baz Baz = (S) /S/ McaO + Msint. CaOsint M Si02 + M sir., • SiO, ; sint M K žlin = Msint + Mobzid + Mp žlin — M, Areakc (8) (9) (10) (11) kjer pomeni: M, jeklo Ms M M P žlin K žlin M, CaO MsiO; M0bzid ^reakc AS (S). /S/ Sželj K Baz CaOs SiO: sint = količina jekla (kg) = količina sintetične žlindre (kg) = količina žlindre, ki pride iz peči (kg) = količina žlindre po končanem procesu vpihovanja (kg) = količina apna iz pečne žlindre in obzi-dave (kg) = količina Si02 iz pečne žlindre in obzi- dave (kg) = poraba obzidave ponve (kg) = zmanjšanje količine žlindre na račun reakcij med jeklom in žlindro (FeO in MnO redukcija) i= ztmanjšanje vsebnosti žvepla v jeklu (absolutno) = vsebnost žvepla v sintetični žlindri, upoštevajoč pečno žlindro = razdelitev žvepla med žlindro in jeklom = želj ena vsebnost žvepla po obdelavi = inklinacijski koeficient = bazičnost žlindre = vsebnost apna v sintetični žlindri = vsebnost Si02 v sintetični žlindri S pomočjo enačb od (8) do (11) lahko določimo potrebno količino sintetične žlindre. Kot spre- (S) menljivke običajno uporabimo zičnost in seveda Msint. M K žlin ) /s r ba- Vse ostale faktorje v enačbah pa vzamemo za konstante. Inklinacijski koeficient K določimo iz diagrama10, ki upošteva predvsem močan vpliv bazičnosti in vsebnosti FeO na končno razdelitev žvepla med žlindro in jeklom. Premešavanje je brez dvoma eden bistvenih delov ponovčne metalurgije. Močno mešanje tekoče kovine omogoča hitro in uspešno reakcijo med žlindro in kovino, homogenizacijo in odstranjevanje nekovinskih vključkov. Premešavanje pri procesu vpihovanja CaSi je omogočeno zaradi argona kot nosilnega plina in zaradi dvigovanja Ca-mehurčkov, ki nastanejo ob vplinjenju vpiha-nega kalcija. Trdijo10, da je izračunana specifična moč mešanja za argon ca. 800 W/m3, moč mešanja Ca-mehurčkov se sicer zelo težko računa, 60 20 obzida v a ponve samota ' dolomit ■ _____ i -— i t ■ \ m_ / I / /v _!___ • t / / / f; / / velikost 1 ielcev 0-0.5mm Al pred em. 0,039-0,050% vanja 8-12 min i K vpihovanj čas vpih 0,8 1,2 1,6 dodatek Ca (kg/t) Slika 2 Doseženo razžveplanje v odvisnosti od količine vpihanega kalcija in obzidave ponve Fig. 2 Achieved desulphurisation depending on the amount of the injected calcium, and on the laddle lining lahko pa jo ocenimo10 na max. ca. 1200 W/m3. Tako veliko premešavanje ima velike prednosti, npr. za uspešno razžveplanje — so pa tudi pomanjkljivosti, predvsem v pogledu povečanih vsebnosti vodika in dušika iz zraka. 400 200 '100 80 60 40 20 - \ VARIANTA „A Argon . 301/min 10 l/min _L_ 10 20 30 40 50 N (4cmV 1 i r7t Velik vpliv na proces ima obzidava ponve in slika 2 prikazuje stopnjo razžveplanja v odvisnosti od obzidave ponve. Za doseganje željenih rezultatov mora biti ponev obzidana z dolomitno oblogo. Nad žlindri-no cono je običajno aluminatna opeka. Med obema plastema pa je plast krom-magnezitne opeke, ki preprečuje, da bi dolomitna opeka lahko reagirala z visokoaluminatno opeko. Trdijo10, da je takšna obzidava najekonomičnejša in seveda uspešna v pogledu zahtev postopka in cene ognje-varnih opek. Vsekakor pa morajo biti te dolo-mitne ponve dobro predgrete in se med posameznimi obdelavami ne smejo ohladiti pod 800 °C, da se prepreči penetracija jekla v rege, kar seveda močno zmanjšuje vzdržnost obzidave ponve. Računajmo10, da je cena obzidave ponve za proces vpihavanja CaSi ca. 2,13 f>/tono in da so dodatno še stroški za kopje 0,69$/tono jekla. Jekleno kopje za vpihovanje CaSi je zaščiteno z ognjevarnim materialom, da zdrži eno obde- E 20 Argon 301/min 101 /min 60 t (min) 20 30 40 50 60 t (min N (4 cm ) 100 200 300 fJ ALU SUL Slika 3 Število vključkov na 4 cm2 po obdelavi jekla z varianto »A« (brez vpihanega CaSi). Oznake pomenijo: N-število vključkov, R-rob, V-vmesna cona, S-sredina, ALU-alumi-nati, SUL-sulfidi, GLO-globularni kalcij aluminati Fig. 3 Number of inclusions per 4 cm2 after the steel treatment by the A method (without injected CaSi). Explanations: N — number of inclusions, R — edge, V — intermediate zone, S — centre, ALU — aluminates, SUL — sulphides, GLO — spheroidized calcium aluminates Slika Število vključkov na 4 cm2 po obdelavi jekla z varianto »B» (z vpihavanjem CaSi). Oznake pomenijo: N-število vključkov, R-rob, V-vmesna cona, S-sredina, ALU-alumi-nati, SUL-sulfidi, GLO-globularni kalcij aluminati Fig. 4 Number of inclusion per 4 cm2 after the steel treatment by the B method (with injected CaSi). Explanations: N — number of inclusions, R — edge, V — intermediate zone, S — centre, ALU — aluminates, SUL — sulphides, GLO — spheroidized calcium aluminates VARIANTA „6" lavo. Obzidava običajno sestoji iz samotnih opek, na žlindrini coni pa je lahko tudi visokoalumi-natna opeka. 2.2. Vpliv oblike vključkov na mehanske lastnosti V jeklu, ki ni bilo obdelano s CaSi, je večina sulfidov v obliki MnS, ki so v plastični (mehki) in se preoblikujejo med valjanjem, oziroma kovanjem. Če pa vpihavamo v jeklo kalcij, ki ima veliko afiniteto do žvepla, mangan ne bo več tvoril sulfidov. Namesto teh vključkov bodo nastali kompleksni vključki, ki so neplastični in se med predelavo ne deformirajo. Razvlečeni MnS vključki imajo velik vpliv na razliko mehanskih lastnosti v vzdolžni in prečni smeri, npr. izvalja-nega materiala. V varjenih ploščah pa lahko zaradi MnS vključkov nastanejo razpoke. Če uspemo z vpihovanjem CaSi odstraniti MnS vključke, se lastnosti v prečnih smereh močno izboljšajo. Jasno razviden je vpliv transformacije vključkov zaradi vpihovanja CaSi iz naslednjega primera", ko so primerjali število vključkov v jeklu s sestavo 0,2 % C; 0,5 % Mn; 0,25 % Si in 0,03 do 0,05 % Al. Enkrat je bilo jeklo obdelano v ponvi s sintetično žlindro iz CaO, CaF2 in A1203 v količini 25 kg/t, jeklo so 45 minut premešavali z argonom z močjo mešanja 400 W/m3 — varianta A, po varianti B pa so dodali enako količino sintetične žlindre, jeklo premešavali z argonom, nato pa vpihali 1 kg CaSi/t jekla (29 % Ca v CaSi), pri čemer je bila hitrost vpihavanja CaSi 10 kg/min, 0,02 0,04 0fl6 %S Slika 5 Vpliv globularnih (GS) in raztegnjenih (RS) sulfidov na duktilnost v prečni smeri (DJ Fig. 5 Influence of spheroidal (GS) and streched (RS) sulphides on the ductility in the transversal direction (D„) količina argona pa 10 l/sekundo. Na slikah 3 in 4 sta shematsko prikazani obe varianti ter število vključkov (aluminati, sulfidi in globularni kalcij--aluminati) pri obeh variantah. Iz slik je razvidno, da dobimo pri skoraj enakih vsebnostih žvepla in kisika v jeklu po obeh variantah zelo različno vsebnost posameznih tipov vključkov — pri varianti »B« imamo vključke le kot neplastične globularne kalcij-alu-minate, kar smatramo za zelo ugodno. Slika 5 prikazuje vpliv globularnih in raztegnjenih sulfidov pri isti vsebnosti žvepla na duktilnost v prečni smeri. Na sliki 6 pa je prikazana primerjava žilavosti in struktura jekel z oznako U in GU (ti jekli imata enako količino žvepla — 0,025 %). Razvidno je, da imamo v primeru vpihovanja CaSi opraviti z globularnimi sulfidi in bistveno večjo žilavostjo kot pri jeklu z enako vsebnostjo žvepla, vendar z značilnimi razpoteg-njenimi manganovimi sulfidi. 3. POSKUSI VPIHOVANJA CaSi Osnova postopka temelji na vpihovanju CaSi v ponev z argonom (kot nosilni plin). Da dosežemo željene rezultate, moramo ustvariti predvsem enakomerno dodajanje CaSi. Za pravilen potek procesa je važna tudi granulacija CaSi. S posebno polindustrijsko napravo za vpiho-vanje smo izdelali vrsto poskusov v železarni Štore in železarni Jesenice. Namen poskusov je bil: — ugotoviti tehnologijo postopka — zasledovati ustrezne metalurške procese (razžveplanje, dezoksidacija, vključki). Lahko trdimo, da smo ugotovili primerno tehnologijo vpihovanja. Pri tem je najvažnejše točno nastavljanje pritiskov argona: P, — nosilni plin, P2 — mešalni plin, P, — plin v kotlu. Zelo pomembno za uspešen potek procesa je kopje za vpihovanje — njegova konstrukcija, obzidava, teža, globina potopitve ... Vpliv pa ima tudi količina in sestava žlindre na jeklu v ponvi. Prvi predpogoj, da postopek sploh lahko da kake rezultate, pa je, da je jeklo predhodno dovolj pomirjeno. Primerjava nekaterih naših rezultatov in lite-raturnih podatkov je prikazana na sliki 7. Razvidno je, da se dobljene vrednosti ujemajo z lite-raturnimi za globino potopitve kopja ca. 120 cm. Vidimo pa, da je za doseganje boljših efektov potrebno vpihati večjo količino CaSi. Zaradi posebnih problemov v zvezi s kopjem za vpihovanje pa nismo mogli vpihati večje količine od 1 kg CaSi/t jekla. Vpliv procesa vpihovanja CaSi na spremembo temperature jekla prikazuje slika 8. Poleg lastnih rezultatov so na sliki tudi podatki iz literature in razvidno je, da se naši in literaturni podatki zelo ujemajo. h; 120 crn - '-ŽJ CaSi (kg/t) Slika 7 Primerjavi nekaterih naših poskusov z literaturnimi podatki (lit. 2, 5, 7, 10, 11) Fig. 7 Comparison of some our tests with the reference data (2, 5, 7, 10, 11) Slika 6 Primerjava žilavosti in strukture jekel z oznako U in GU Fig. 6 Comparison of toughness and of the structure for U and GU steel Izračunali smo, da je minimalni potrebni pritisk argona kot nosilnega plina ca. 3 bare in da je pri tem pritisku in prerezu cevi za vpihovanje 0 18 mm poraba argona okoli 1,5 Nm3/min, kar se ujema tudi z literaturnimi podatki2'3. Poskuse smo morali podrediti obstoječemu stanju v jeklarni, kjer imajo urejeno prepihova-nje jekla v ponvi z argonom. V ta namen je na livno ploščad naprave za kontinuirano ulivanje 3.1. Poskusi v železarni Štore Na 40-tonski električni obločni peči v jeklarni železarne Štore smo izdelali ca. 30 poskusov vpi-hovanja CaSi v ponev. Ker nismo imeli nobenih praktičnih izkušenj in smo lahko uporabili le splošne literaturne podatke, smo morali sistematično pričeti uvajati proces, na sliki 9 pa se vidi, kakšen je potek poskusa. SiCa(kg/t) Slika 8 Primerjava padca temperature pri vpihavanju CaSi med rezultati naših poskusov in literaturni podatki (2, 5, 7, 10) Fig. 8 Comparison of temperature drop during the CaSi injec-tion between our tests and the reference data (2, 5, 7, 10) Slika 9 Prikaz procesa vpihovanja CaSi Fig. 9 View of the CaSi injection process jekla pritrjeno posebno kopje za prepihovanje z argonom in to kopje je ca. 6 m nad nivojem električne obločne peči. Z žerjavom dvignejo ponev z jeklom in jo nabodejo na fiksno kopje ter pričnejo s prepihovanjem. Kopje je v bistvu jeklena cev (0 18 mm), ki je zaščitena s samotno opeko (SR 1 ali SR 2). Tak sistem odlično služi svojemu namenu — to je prepihovanju z argonom. Pri naših poskusih smo priključili napravo na argonski vod, konstrukcije kopja in njegove namestitve pa nismo mogli spreminjati. Pri procesu vpihovanja CaSi pa so se pokazale naslednje pomanjkljivosti take konstrukcije: — sama konstrukcija je bila premalo stabilna in je kopje med vpihavanjem CaSi dobesedno opletalo v jeklu. To je seveda povzročilo, da je tanka Samotna obloga kmalu popustila, tekoče jeklo je raztalilo jeklen drog in proces vpihovanja se je prekinil. Tega problema pri poskusih v Štorah praktično nismo uspešno rešili in je bil zato najdaljši čas vpihavanja ca. 3,5 minute — to pa v najboljšem primeru ustreza maksimalni količini vpihanega CaSi, ca. 50 kg. Ugotovili smo namreč, da je hitrost vpihavanja CaSi med 10 do 15 kg/minuto. — drug problem v zvezi s kopjem je bila sorazmerno zelo tanka zaščitna samotna opeka. Ker je bila površina jekla pokrita s pečno žlindro (jeklo mora biti pokrito, da se prepreči dostop atmosferskega kisika), je prihajalo do intenzivne reakcije med žlindro in šamotno opeko in pri nekaterih poskusih je ta reakcija potekala tako intenzivno, da je dobesedno »požrlo« šamot in kasneje še drog, kar je zopet povzročilo prekinitev procesa. Konstrukcija kopja pa ni dovoljevala uporabe debelejših, vendar zato tudi bistveno težjih zaščitnih opek. Da bi ta proces med žlindro in oblogo kopja natančneje definirali, smo analizirali sestave nekaterih žlinder iz ponve, kar prikazuje tabela 1. Iz tabele 1 je razvidno, da je bazičnost žlinder manjša od 2. že samo ta podatek pove, da sestava žlindre za proces vpihavanja CaSi ni primerna. Znano je, da pride pri tem procesu do burnega mešanja žlindre in jekla. Zato si želimo čimbolj bazično žlindro z nizko vsebnostjo SiO, in čim-manjšo vsebnostjo FeO ter MnO. V tabeli 2 smo prikazali kemične analize vzorcev jekla iz nekaterih poskusov — vzorce jekla in temperaturo smo jemali, oziroma določevali pred procesom vpihovanja CaSi v ponev in po njem. Tabela 1: Kemična analiza nekaterih žlinder Talina Si°2 Fe0 Ca0 M§0 MnO s % % ■% 0/0 % % 6504 28,80 0,93 49,07 13,41 0,79 93,00 6505 26,40 2,86 52,43 9,58 2,76 94,03 6509 22,90 0,86 55,51 66,95 1,06 87,28 6528 25,35 1,43 52,85 10,05 1,80 91,48 6529 29,16 0,57 51,80 10,30 0,63 92,46 6584 22,57 5,89 47,24 7,91 5,26 88,87 Tabela 2: Kemična analiza jekla Šarža % S (pred vpihovanjem) % S (po vpiho vanju) °/0 O (pred vpihovanjem) % O (po vpihovanju) CaSi (kg/t) Čas vpihovanja (min) 6444 0,020 0,014 0,0059 0,0049 1,15 1'15" 6445 0,023 0,018 0,0044 0,0044 0,7 1' 6446 0,020 0,014 0,0061 0,0049 1,10 1'20" 6505 0,022 0,019 0,0078 0,0075 0,7 1'20" 6509 0,017 0,013 0,0058 0,0042 0,7 3'30" 6528 0,021 0,018 0,0075 0,0064 0,4 3' 6584 0,028 0,024 0,0074 0,0074 0,8 3'50" Tabela 3: Rezultati nekaterih poskusov vpihavanja CaSi v Železarni Jesenice št. % S (pred % S (pred % S Temp. ("C) CaSi CaSi Čas taline prebodom) pihanjem) (končna) pred po (kg) (kg/t) vpihavanja 3767 0,028 0,020 0,015 1630 1610 60 0,85 5'30" 4203 0,027 0,019 0,014 1685 1570 90 1,25 4'30" 4207 0,018 0,014 0,009 1660 1640 60 0,85 4' 7114 0,019 0,015 0,011 1590 1575 50 0,85 3'30" 7127 0,016 0,013 0,008 1590 1570 50 0,85 4' 7182 0,020 0,015 0,011 1585 1570 50 0,85 4' 7185 — 0,010 0,006 1590 1570 70 1,20 5' Glede rešitve problema kopja za vpihovanje obstajajo različni predlogi in možnosti. Zaključek pa je, da naj bo kopje iz jeklene cevi s približno 0 18 mm, da naj bo zaščiteno z debelejšo opeko, npr. SR 3, SR 4 ali SR 5, vrh kopja pa je v bistvu lahko »stopper« iz konti naprave, lahko pa je poseben izdelek. Kaj lahko rečemo o doseženih rezultatih v pogledu vsebnosti kisika in žvepla? Ker zaradi že omenjenih težav nismo mogli vpihati v ponev več kot ca. lkgCaSi/t jekla, so temu primerni tudi doseženi rezultati v pogledu zmanjšanja vsebnosti žvepla in kisika. Smatramo pa, da so končne vsebnosti kisika pri večini talin dokaj nizke — ne smemo namreč pozabiti, da v železarni Štore jekla ne pomirjajo z aluminijem. Ponovimo naj, da je bil naš glavni namen, da s poskusi ugotovimo primerno tehnologijo, ki bi omogočala vpihanje do ca. 2kgCaSi/t jekla. V tem primeru bi bili doseženi tudi pričakovani rezultati v pogledu zmanjšanja vsebnosti žvepla in kisika — to pa bi se predvsem odrazilo pri zmanjšanju in modifikaciji preostalih nekovinskih vključkov. 3.2. Poskusi v železarni Jesenice Namen poskusov v železarni Jesenice je bil, da demonstriramo aplikacije postopka vpihavanja CaSi zaradi: — doseganja majhnih vsebnosti žvepla v nekaterih kvalitetah jekla (npr. jekla za dinamo pločevino), — doseganja primernejše oblike in sestave nekovinskih vključkov pri nekaterih kvalitetah jekel (npr. jekla za debele pločevine). Tudi pri poskusih v železarni Jesenice smo se morali prilagoditi obstoječemu stanju. Imajo poseben sistem za prepihovanje jekla z argonom. Konstrukcija tega sistema je zelo primerna in dovolj stabilna — zato imajo lahko jeklena kopja za vpihovanje zaščitena z debelo šamotno opeko (SR 5 ali SR 6). Poskuse smo delali na talinah iz obeh električnih obločnih peči: — ASEA — LECTOMELT Pri tem pa smo imeli naslednje težave, oziroma pomanjkljivosti: a) Tehnologija izdelave nekaterih vrst jekel zahteva prelivanje iz ene livne ponve v drugo. Zaradi tega v drugi ponvi ni bilo na površini žlindre in iz že uvodoma povedanih razlogov je bil efekt razžveplanja nezadosten. b) Pri poskusih na talinah iz ASEA peči, ko je bilo jeklo pokrito s primerno pečno žlindro, pa je bila višina jekla v ponvi tolikšna, da je že pri najmanjšem burkanju površine jeklo močno pljuskalo preko ponve; — ker ponve niso opremljene z drsnimi zapirali, ampak z drogom, je pri tem nastala nevarnost, da ne bi mogli v redu odliti jekla. Pri teh poskusih smo morali zato delati z minimalnim pritiskom nosilnega plina — to pa je pri precej poskusih povzročilo, da nam je jeklo zamašilo kopje za vpihovanje. Čeprav smo izdelali več poskusov, smo jemali vzorce le pri nekaterih talinah in doseženi rezultati so prikazani v tabeli 3. Iz tabele 3 je razvidno, da doseženi rezultati lepo sovpadajo z rezultati iz železarne Štore,^da pa bi bilo potrebno za večje stopnje razžveplanja vpihati več CaSi pod primerno žlindro na jeklu v ponvi. Pri nekaterih poskusih v železarni Jesenice smo zasledovali tudi spreminjanje vsebnosti kisika v jeklu pred vpihovanjem CaSi in po njem. Povprečna vsebnost kisika v jeklu pred vpihovanjem je bila ca. 0,0058, povprečna osebnost po pihanju pa ca. 0,0046 % — dosegli smo torej povprečno zmanjšanje za 22 %. 4. ZAKLJUČKI Ugotovili smo, da po celem svetu uvajajo procese vpihovanja drobnozrnatih materialov. V večini primerov predstavlja ta material drobno-zrnati CaSi (v granulaciji od 0 do 0,4 mm). Zato smo tudi pri nas pričeli s širšimi raziskavami na tem področju. V prvem delu raziskav smo opisali bistvo procesa vpihovanja CaSi, termodinamične osnove postopka in navedli nekatere prednosti, oziroma rezultate take obdelave jekla v ponvi. Osnovni namen drugega dela raziskav pa je bilo določiti primerno tehnologijo za vpihovanje CaSi v ponev z argonom kot nosilnim plinom. Izdelali smo vrsto poskusov v železarni Štore in železarni Jesenice in na podlagi rezultatov teh poskusov postavili željeno tehnologijo in s tem pravzaprav dosegli bistvo naloge. Faktorji za ocenjevanje tehnologije pa so bili ustrezni metalurški rezultati v pogledu zmanjšanja vsebnosti žvepla in kisika, določitev padca temperature in končno podatki o čistosti jekla. Najvažnejši rezultati v tem pogledu so: — dosežemo zmanjšanje vsebnosti žvepla v jeklu in to razžveplanje je najbolj odvisno od količine vpihanega CaSi (za doseganje 50 % razžveplanja potrebujemo ca. 1,2 kg CaSi/t, za doseganje 80% razžveplanja pa ca. 2 kg CaSi/t jekla); — pri vpihovanju do 1,5 kg CaSi/t jekla lahko pričakujemo padec temperature jekla do maksimalno 25 °C; — dosežemo zelo primerno obliko nekovinskih vključkov (praktično popolnoma odpravimo značilne plastične MnS — sulfidne vključke in A120, vključke, namesto njih pa nastopajo neplastični kompleksni vključki Al2OrCaO-CaS); — primernejša vsebnost, oblika in sestava nekovinskih vključkov povzroča bistveno povečanje nekaterih mehanskih lastnosti jekla (predvsem žilavost), močno pa se zmanjša tudi anizotropnost lastnosti jekla med prečno in vzdolžno smerjo ter po debelini. Zaključimo naj z ugotovitvijo, da so dosedanji poskusi vsekakor upravičili pričakovanja in da bomo zato nadaljevali s preiskavami na tem področju. Literatura 1. Oeberg K. E., F. J. VVeiss: »Secondary Steelmaking by Povvder Injection into the Ladle — A Survey of Today's Results and Future Applications«, Jernkonto-ret —- The Metals Societv Joint Conference, Stock-holm, 21—25 August, 1978 2. Nurnberg K., E. Spetzler, W. Klapdar: »Der TN-Pro-zess und sein Einfluss auf die VVerkstoffeigenschaften und die Betriebs-praxis«, Pfannenmetallurgie: Internationale Konferenz London, Mai 1977 3. Spetzler E., J. Wendoff: »Das Einblasen von Erdal-kalien in Stahlschmelzen und ihre Ausvvirkungen auf die Gebrauchseigenschaften von StahI«, Radex-Rund-schau (1976), 1, S. 595—608 4. Bečvar J.: »Mimopecni rafinace oceli pevnymi prfsa-dami v panvi a jeji vyznam pro martinarske ocelarny v CSSR«, Hutnickč listy (1975), 12, S. 854—862 5. Olette M.: «Les operations metallurgiques hors du four», Revue de Metallurgie (1977), 4, S. 217—234 6. Gatellier C., M. Olette: »Complex Deoxidation: A Tool to Modify Composition and the Rate of Removal of Inclusions«, SCANINJECT, International Conference on Injection Metallurgv, Lulea, Sweden, June 9—10, 1977 7. Eketorp S., S. Gustafsson: »Removal and Modifications of Oxide Inclusions using Complex Agcnts including Ca-bearing Materials«, Physical Chemistrv and Steelmaking, Versailles (France); 23, 24, 25 Oct. 1978 8. Schiirmann E., R. Schmid: »Dampfdruckgleichungen und thermodynamische Daten des reinen fliissigen und festen C3)-Calciums«, Arch. Eisenhuttenwes. 46 (1975), 12, S. 773—775 9. Kubatschewsky O., E. L. Evans, C. B. Alcoch: Metallur-gical Thermochemistry, Pergamon Press, 1967 10. Tivolius B., T. Sohlgran: »Secondary Steelmaking by ASEA-SKF and TN-Process — a Comparison«, Report from Dept. of Process Metallurgy, SVENSK STAL, Oxelosund 11. Dixmier J. M.: «Resultats metallurgiques du traitment des aciers par injection d'elements alcalino-terreux», FOPERFIC 1977 ZUSAMMENFASSUNG Am Hiitteninstitut in Ljubljana haben wir im Jahre 1977 mit umfangreichen Untersuchungen der Einblas-technologie von CaSi in die Pfanne begonnen. Zunachst haben wir theoretisch das Wesentliche dieses Verfahrens, ftir die thermodynamischen Grundlagen und die zuervvar-tenden Vorteile der CaSi Behandlung von Stahl bearbeitet. Im zvveiten Teil der Untersuchungen haben wir ver-sucht eine geeignete Technologie der Einblastechnik von CaSi mit Argon als Tragergas in die Pfanne zu finden. Eine Reihe von Versuchen sind in Hiittenvverken Štore und Jesenice durchgefiihrt worden und auf Grund der Ergebnisse ist die Technologie definiert, vvorden was eigentlich auch das Ziel der Aufgabe war. Die Technologie ist nach den metallurgischen Ergeb-nissen bevvertet worden und zwar dem Entschvveffelungs-grad, der Sauerstoffabnahme, dem Temperaturabfall und zuletzt nach dem Reinheitsgrad. Die wichtigsten Ergebnisse sind: — eine betrachtliche Entschweffelung vvird erzielt. Der Entschweffelungsgrad ist von der eingeblasenen CaSi Menge abhangig. Ftir eine 50 prozentige Entschvveffelung vvird ca 1.2 kg CaSi/t, ftir eine 80 prozentige Entschweffe-lung ca 2 kg CaSi/t Stahl benotigt. — beim Einblasen bis zu 1.5 kg CaSi/t Stahl kann mit einem Temperaturverlust bis max. 25 "C gerechnet werden, — es wird eine sehr geeignete Form und Zusammen-setzung der nichtmetallischen Einschliisse erzielt (die plastischen Mn Sulfide vverden praktisch vollkommen beseitigt, 'die Tonerde haltigen Einschliisse werden zu Kalziumaluminaten die des Types AhOs-CaO-CaS umge-wandelt). — eine besser geeignete Form und Zusammensetzung wie auch die Reduzierung des Volumens der nichtmetallischen Einschliisse begiinstigen die Verbesserung einiger mechanischen Eigenschaften (Zahigkeit vor allem), die Anisotropie der mechanischen Eigenschaften in der Langen, Quer und Dickenrichtung wird stark vermindert. Es kann der Schluss gefasst vverden, dass die durch-gefiihrten Versuche unsere Erwartungen iibertroffen haben und dass weitere Versuche auf diesem Gebiet fortgefiihrt werden konnen. SUMMARY Extensive investigations on the CaSi injection into laddle started in Metallurgical Institute in 1977. In the first stage, the description of the process nature, thermo-dynamic calculations, and the exact determination of the advantage of such a steel treatment in the laddle were made. Basic intention of the second stage of the investigations vvas to develop a suitable technologv for the CaSi injection into the laddle by argon as a carrier gas. A number of experiments vvas made in Iron\vorks Štore and Jesenice. The results were the basis for pro-posing the best techniques, and thus the aim of the investigation vvas fulfilled. The parameters utilized in estimating the suitability of the technology vvere the reduction of sulphur and oxvgen content, temperature drop, and Ihe steel purity. The most important obtained results vvere: — reduction of sulphur content in the steel vvas obtained. It depends mainly on the amount of injected CaSi (50% desulphurisation is achieved vvith 1.2kgCaSi/t, and 80 % desulphurisation vvith 2 kg CaSi/t), — in injecting up to 1.5 kg CaSi/t steel, the maximal temperature drop of the steel melt vvill be 25 °C, — shape of non-metallic inclusions is very suitable (characteristic deformable MnS inclusions, and AI2O3 inclusions vvere completely removed. Instead, unde-formable complex AhCh-CaO-CaS inclusions appear), — more convenient content, shape, and composition of non-metallic inclusions essentially increases some me-chanical properties of steel (mainly toughness) and highlv reduces the anisotropy of steel properties betvveen the longitudinal, transversal, and cross-sectional directions. The conclusion can be made that the investigations fulfilled the e\pectations and thus they vvill be continued. 3AKAIOTEHHE B MeTaAAyprHMecKO\i imcTUTyTe b r. AiooAHHa 1977 roAa Hana-Aiicb OoAee oSuiupubie HCCAeAOBaHHa npouecca baybahha CaSi b kobih. HanaAa HCCAeAOBaHHH 0XBaTbiBaroT onncaHHe cyujecTBeHHOCTH npouecca h ero TepMOAiiHa.MimecKHe ochobm. Ao noAPoGHoeTH pac-CMOTpeHbr npenMymecTBa stoio npouecca h noAaubi noAyKeAe3apna IIlTope h >KeAe3apna Ecemme; cymecTBeHHaa ueAb HCCAeAOBaHHH 3THM BbtnOAHCHa. 3acmchti.[, na ocHOBaHim kotopwx noAaHa ouenKa TexH0A0rHH C0CTaBAaAH MeiaAAypnmecKHe pe3yAbTaTbi mto KacaeTca yMeHbiue-HHa coAep>KaHHa cepb! 11 KHCAopoAa, onpeAeAeHHe CHHJKeima TeMn-pbl H, HaKOJieU, AaHHble O MHCTOTe CTaAH. Il0A0>KHTeAbHbie, 6oAee cymecTBeHHbie pe3yAbTaTbi onbiTHbix HCCAeAOBaHHH SblAII CAeAvromne: — VMeHbuienne coAepjKanna cepbi GoAee Bcero 3aBHCHT ot koah-^lecrBa ba\'Toro CaSi (AAa AocTHHteHiia 50-th % AecyAb4>ypauHH ueo6xoAHMo npHt>A. 1,2 kt CaSi/t, b AAa 80 94 AecyAbij>ypauHH — npnBA. 2 Kr CaSi/T CTaAH); — npH BAyBaHHH ao 1,5 Kr CaSi/t CTaAH mohcho oaaiAaTb chh->kehhe t-pbi SoAee 25-th °U; — o6pa30BaHHe HCMCTaAAHMeCKHX BKAKMeHHH COOTBCTCTBVTOineH 4>op.\ibi (npamvvcCKii xapaKTepHbie n,\acTnmihic BKAfOMeiiHfl MnS CyAbKaHHe, (JjopMa h cocTaB HeMe-iaAAHMecKiix BKAiOHeHHe cvmecTBeHHo yAyquiaioT HeKOTopbte Mexa-HHMeCKHe CBOHCTBa CTaAH, b OCOGeHHOCTH Ba3KOCTb CTaAH. 3naHH-TCAbHo YMeHbtueHa TaKHce aHH3orponna cbohctb CTaAH MeatAV none-peMHOM h npoAOAbHOM iianpaBAeHHax, a TaiOKe h no TOAliiHHe. B 3akajoiehhh mo>kho noatbepahtb, mto onbiTbi onpaBAaAH navieMeHHbie ueAH h, n03T0My, paGoTbi no HCCAeAOBaHHH b 3Toii oSAacTii GyAV'T npoAOAJKaTca. Prelomi kovin % Aleksander Kveder Pregled stanja na področju raziskovanja prelomov kovinskih materialov. Teoretične osnove o trdnosti kovin, krhkem in žilavem prelomu in mehaniki prelomov. Opis preizkušanja lomnih značilnosti kovin z načini določanja lomne žila-vosti (K,J, COD, J-integrala in z istrumentiranim Charpyjevim kladivom. A. UVOD S prelomom označujemo razdelitev ali zdrob-ljenje trdnega materiala na dva ali več delov zaradi vpliva napetosti. Prelom se začne z nastankom razpoke in nadaljuje z njenim širjenjem. Izvor razpoke je lahko v submikroskopskih spremembah v kovinskih strukturah ali pa v mikro in makro nehomogenostih, kot so vključki in druge notranje in površinske napake. Prelom je lahko krhek ali žilav. Značilnost krhkega preloma je hitro širjenje razpoke brez večje deformacije. Znani so primeri iz druge svetovne vojne, ko so se lomile ali prelomile transportne ladje Li-berty in tankerji T-2. Največ teh lomov je nastajalo v zimskem času, toda neodvisno od tega, ali so bile ladje na odprtem morju ali zasidrane v pristanišču. Znane so tudi druge nezgode in porušitve na kotlih, cevovodih in mostovih. Posebno hude poškodbe so nastajale na varjenih konstrukcijah. Nastajalo je vprašanje, kje so vzroki teh nenadnih in krhkih prelomov, čeprav so bile konstrukcije iz mehkih jekel, ki so po tradicionalnih načinih preizkušanja kazala zadovoljivo trdnost in žilavost. Vse to je izredno povečalo raziskovalni interes za probleme občutljivosti materialov in mehanizma krhkih prelomov, čeprav tudi do takrat znanje o tem ni bilo ravno majhno. Prve teoretične poglede o prelomih materialov sta dala C. Inglis in A. Griffith že v letih 1912, oziroma 1920, in te njune osnove linearno elastične in elastično plastične lomne mehanike so veljavne še danes. Iz teh osnov se je razvijala vsa nadaljnja veda o prelomih, katere zadnji dosežek so sodobni načini preizkušanja in ugotavljanja prelomnih značilnosti materialov, kot so na primer lomna žilavost (Klc) za linearno elastične razmere in COD ter J-integral za materiale, ki se lomijo v elastično plastičnih razmerah. Ta dejavnost pri nas še ni dosegla nivoja, ki ga zahteva današnje stanje v proizvodnji materialov, konstrukcij in spajanju kovinskih delov. Naj- dr. Aleksander Kveder, dipl. ing. — samostojni raziskovalec na Metalurškem inštitutu v Ljubljani dlje je v tem pogledu RO železarne Ravne, kjer so nedavno uspešno uvedli metodo instrumenti-ranega Charpyjevega preizkusa in metodo določanja lomne žilavosti Klc (M. Pikalo, V. Stra-hovnik). Pregled stanja o mehaniki lomov in načinih preizkušanja, ki sledi, je sorazmerno kratek izvleček informativnega pomena, ki naj prispeva k večjemu zanimanju za to področje fizikalne metalurgije. B. PORUŠITVE KOVIN 1. Teoretična in realna trdnost kovin Teoretično trdnost kovin si predstavljamo kot trdnost kovin z idealno kristalno mrežo brez notranjih napak in jo zato izračunamo iz velikosti medatomske vezi. Drsenje v taki popolni mreži je prikazano na sliki 1. V simetričnih položajih a) b) -O O O O oooo •o o o o ©o o o Slika 1 Drsenje v popolni mreži Fig. 1 Slipping in ideal lattice je strižna napetost nič (a, b), med temi položaji pa na vsak atom deluje privlačna sila najbližjega atoma v sosednjem redu. Strižna napetost je torej periodična (približno sinusna) funkcija premika: 2 -k x t = Tm sin /1/ Tm je amplituda, b pa perioda. Pri majhnih vrednostih x/b lahko pišemo: 2 -n: x /2/ Pri malih premikih lahko uporabimo Hookov zakon: T = GY = ^ /3/ G je strižni modul. Kombinacija enačb /2/ in /3/ da maksimalno strižno napetost, pri kateri prične drsenje: /4/ -1 2 it a Za kubične kristale je b = a in G t - m - T 2 it oziroma za natezno napetost E - 2 it /5/ /6/ Strižna napetost za začetek drsenja je za železo med 14.000 in 20.000 N/mm2 v odvisnosti od ploskve drsenja. To pa je okoli stokrat več, kot je realna trdnost železa. Za drsenje je torej odgovoren drugačen mehanizem. Teoretično trdnost imajo le whiskerji (kovinska vlakna). Prav zaradi te razlike med teoretično in stvarno trdnostjo kovin je bil uveden koncept dislo-kacij in premika dislokacij, ki vodi do drsenja. Slika 2 prikazuje robno dislokacijo, vključeno v mrežo. Atomi, ki so oddaljeni od dislokacije, so blizu energijskega minimuma. Atomi 2, 3, 4 in 5, ki so bliže dislokaciji, pa so blizu energijskega maksimuma in rezultirajoča napetost za premik takega atoma bo zelo majhna. V splošnem je pri kovinah potrebna zelo majhna, t. i. Peierls-Nabarrova sila za premik dislokacije skozi mrežo. Napetost, ki je posledica obremenjevanja, povzroči drsenje dislokacij in s tem vse mikro in makroskopske oblike deformacije kovine. ooooooo O O OO o o Slika 2 Dislokacija v mreži Fig. 2 Dislocation in the lattice Slika 3 Nastanek mikrorazpok z nizanjem dislokacij na kristalni meji (a) in s stekanjem dislokacij iz dveh drsnih trakov v cepilni ploskvi (b) (Cottrell) Fig. 3 Formation of microcracks by piling of dislocations against a grain boundary (a), and through the coalescence of dislocations on intersecting slip planeš (b) (Cottrell) y o \ffy Slika 4 Napetosti okoli eliptične razpoke (1) Fig. 4 Stresses around an elliptic crack (1) Mikro razpoke lahko nastanejo v kovini z nizanjem dislokacij proti kristalni meji (slika 3 a) ali s stekanjem dislokacij po dveh ploskvah ali drsnih pasovih v cepilni ploskvi (slika 3 b) (Cottrell). 2. Krhki in žilavi prelom Krhki prelom je nenadna porušitev napetega materiala brez večje predhodne plastične deformacije. Inicialna razpoka kritične dolžine se hitro daljša vzdolž kristalografskih ravnin z majhno površinsko energijo. Žilavi prelom pa spremlja znatna plastična deformacija. Daljšanje razpoke je odvisno od hitrosti naraščanja napetosti in je pogosto posledica zlivanja drobnih razpok in praznin (1) (2). a) Krhki prelom: Prve teoretične predstave o prelomih kovin so dali C. Inglis, A. Griffith in E. Orowan. Že leta 1912 je Inglis prikazal, da v ustju razpoke eliptične oblike nastaja koncentracija napetosti in da pri zunanji napetosti a nastane naslednja maksimalna lokalna natezna napetost ffy (slika 4): /7/ c je večja polos elipse, r pa polmer ustja razpoke. A. Griffith je 1. 1920 obravnaval termodinamiko krhkega preloma kovin. Predpostavil je, da za napetost krhkega preloma, ki naj bi bila enaka teoretični trdnosti, ni potrebno, da ta nastopa po celem preseku materiala. Dovolj je, če je ta napetost dosežena v ustju ozke in ostre razpoke. Pogoj krhkega preloma je enakost nakopičene elastične energije U v področju razpoke in energije nastajanja novih površin Q: (U + Q) = O /8/ Energija elastične deformacije na enoto debeline plasti z eliptično razpoko dolžine 2 c je po Griffithu: r2 rr2 u = Tt C- G- /9/ energija nastajanja dveh novih površin pa: Q = 4 c y /10/ Y je površinska energija na enoto površine razpoke. Rešitev enačbe /8/ s pomočjo enačb /9/ in /10/ je d d c ^ Tt i + 4 c r = 2 TI C (T2 4y = O /H/ (energija U je negativna, ker se izgublja, Q pa pozitivna, ker se ohranja). Iz tega dobimo kritično velikost razpoke: 2 y E ckr = -- /12/ in napetost, ki povzroči rast razpoke kritične velikosti: -t. rE Ckr /13/ Razpoka se torej daljša, če je povečanje površinske energije manjše kot zmanjšanje energije deformacije. Račun kritičnih velikosti razpok po enačbi /11/ in po popravljeni enačbi A. P. Guljaeva (3) pokaže, da je kritična velikost razpok v mejah 0,01 do 0,1 mm. To pove, da so kovine v mnogih primerih v takem termodinamičnem stanju, ki lahko povzroči krhki prelom. Vprašanje je še, kako se spreminja elastična energija pri rasti razpoke. V člena v oklepaju v enačbi /11/ vstavimo vrednost za ckr iz enačbe /12/ in dobimo: A U — 4 y2 E Tt (T2 + 8 y2 E it cr2 4 y2 E Tt 0* /14/ To pomeni, da je pri razpoki kritične velikosti poraba energije za nastanek površin razpoke dvakrat večja kot poraba elastične energije za nastanek same razpoke. Sprememba elastične energije pri rasti razpoke pa je prikazana na sliki 5. Do kritične velikosti razpoke se elastična energija povečuje, nato pa močno zmanjšuje; proces rasti razpoke, oziroma loma se pospešuje. Povečanje razpoke do kritične velikosti je energijsko sicer neugodno, vendar razpoka lahko doseže to velikost pri večjih napetostih, zaradi vibracij, difuzije vrzeli ali zaradi vpliva dislokacij. b) Žilavi prelom: E. Orowan (3) (1) je leta 1948 prikazal pogoje žilavega preloma s plastično deformacijo pred porušitvijo. Z natezanjem ostro zarezanih preizkušancev iz maloogljičnega jekla je ugotovil, da je poraba energije za plastično deformacijo v površinskem sloju zareze za nekaj redov velikosti večja od površinske energije jekla r- Zato je v Griffithovi enačbi /13/ zamenjal delo za nastanek enote površine razpoke y z efektivno površinsko energijo Yef» ki je vsota y in dela za plastično deformacijo površinske cone razpoke (ref = y + p): Pri krhkem prelomu je p < y in p lahko zanemarimo, pri žilavem prelomu pa je p > y Naslednja Orovvanova izpopolnitev Griffithove enačbe /13/ = I 2 U Yoi /16/ (a = medatomska razdalja) upošteva, da se s povečevanjem radija ustja zareze r povečuje potrebna napetost za daljšanje razpoke. A. P. Guljaev je leta 1977 v kratkem članku (4) prikazal sodoben pogled na problem žilavega in krhkega preloma kovin, zato ga navajamo v daljšem izvlečku. Splošna shema porušitve kovinskih materialov je naslednja: Prva stopnja je majhna plastična deformacija, premik dislokacij, njihovo nizanje, stekanje in nastajanje mikro razpok. V različnih kovinah in zlitinah te stopnje ni, ker so kali razpok že nehomogenosti v kovini (vključki). V izjemno čistih kovinah ni ovir za gibanje dislokacij in deformacija je lahko 100 odstotna (kontrakcija) — kovina se ne poruši (fracture), temveč razdeli (rupture). Druga stopnja je rast kali razpok. Značaj dalj-šanja razpoke opredeljujejo njena dolžina c, polmer r v ustju razpoke in razmerje c/r. Če postaja ustje razpoke med daljšanjem vedno bolj topo +AU -AU Slika 5 Sprememba elastične energije pri rasti razpoke (1) Fig. 5 Change of elasticity energy in the crack propagation (1) (r se veča) in se razmerje c/r ne povečuje, pomeni, da je za daljšanje razpoke potrebno lokalno plastično deformiranje. Kovina se poruši pogosto z združevanjem več majhnih razpok in praznin. To je žilava porušitev kovine, če pa pri daljšanju razpoke njena dolžina raste hitreje kot polmer ustja — razmerje c/r se povečuje — naraste v določenem trenutku napetost v ustju razpoke na vrednost teoretične trdnosti. Porušitev poteče brezdislokacijsko po kristalnih ravninah, zelo hitro in brez plastične deformacije v ustju razpoke. Ta proces imenujemo krhka porušitev. Iz tega sledi, da je osnovni pogoj za krhki prelom doseženje take napetosti v ustju razpoke, kot je teoretična trdnost. To se dogodi, ko dolžina razpoke doseže tako imenovano »drugo kritično dolžino« c2: c2 = 2,5 .10"3 | ^ . r /17/ (Prvo, Griffithovo kritično dolžino razpoke Cj imenujemo tisto dolžino, pri kateri je nakopičena elastična energija enaka porabi energije za nastanek novih površin) c. = /18/ Y je specifična površinska energija, c napetost.) c2 je večja od c,, enaki sta pri ostrini razpoke r = 1 A, kar pa se ne opaža. Po enačbi /17/ ali iz diagrama na sliki 6 lahko dobimo napetost v odvisnosti od dolžine in ostrosti defekta, pri kateri se bo kovina porušila krhko (diagram velja za jeklo). Slika 6 Porušna napetost krhkega loma v odvisnosti od dolžine in ostrine razpoke (4) Fig. 6 Ultimate strength of brittle crack related to the length and the sharpness of the crack (4) y X <1— — 0 1 \(jyy ■6zz Slika 7 Obremenjeni vzorec z ostro zarezo (5) Fig. 7 Loaded sample vvith a sharp notch (5) Slika 8 Potek glavnih napetosti v preseku razpoke (y = O) v odvisnosti od vzdolžne koordinate x (5) Fig. 8 Principal stresses in the crack section (y = 0) related to the longitudinal axis x (5) 3. Mehanika loma a) Napetostno stanje ob zarezi (razpoki) lahko razložimo na pravokotnem vzorcu z ostro zarezo (5) (slika 7). Potek napetosti v ploskvi xz (y = 0) kot funkcije x je odvisen od mnogih vplivnih faktorjev, kot so ostrina zareze, druge mere zareze in vzorca, vrste obremenitve (natezna, upogibna) in tudi od tega, ali je deformacija elastična, delno plastična ali popolnoma plastična. Za elastično obremenitev so napetosti prikazane na sliki 8. V primerjavi s srednjo napetostjo & se v ustju razpoke najbolj poveča napetost <7yy, in sicer tem bolj, čim ostrejša je zareza, medtem ko je napetost clUd d (2 a) ^ d (2 a) ali d U,i d (2 a) dU± d (2 a) d (Ue[-Ud) ~ d (2 a) /36/ O /37/ G = 1 B in R = dUei d (2 a) 1 dlL mm N/mm2 N/mm B d (2 a) Enačbi /36/ in /37/ lahko pišemo tudi: G > R /38/ /39/ /40/ G imenujemo sila za daljšanje razpoke ali faktor sproščanja (elastične) energije (spez. Riss-verlangerungskraft, Energiefreisetzungsrate, Crack-extension force, Strain-energy release rate), R pa sila proti daljšanju razpoke ali upornost za daljšanje razpoke (Risswiderstandkraft, Rissverlange-rungswiderstand). Nestabilno podaljšanje razpoke je torej možno, ko postane faktor sproščanja energije G večji od upornosti za podaljšanje razpoke. G in R sta energiji na enoto ploskve ali sili na enoto razdalje z dimenzijo mm N/mm2 = N/mm. Pri linearno elastičnem obnašanju materiala lahko delo Ud izenačimo z energijo Up, ki je potrebna za nastanek novih površin pri daljšanju razpoke, če je specifična površinska energija r znana, bo Ud = Up = 2.2avB /41/ To vrednost za Ud in vrednost za Uel iz enačb /30/ in /31/ vstavimo v enačbo /37/ in dobimo: pri PDS: pri PNS: d d (2 a) d d~(2~a) it cr1 ai E = G — it o"2 a2 (1 R - v) B — 4 a y B O B — 4 a y B = B G —O 1 B /42/ /43/ Dobimo, da je G: cr2 it a E pri PDS: G pri PNS: G = cr t: a (1-v2) _ K2 E K2 E (1-v2) /44/ /45/ Iz teh enačb ponovno sledi znani Griffithov napetostni kriterij za nestabilno podaljšanje razpoke v linearno elastičnem telesu /13/: Ta energijski pogoj, ki je neodvisen od geometrije telesa in razpoke, je splošne vrednosti in pove, da se lahko prične razpoka daljšati (postane nestabilna), ko se bo sprostilo več elastične energije Uel, kot pa porabilo energije za podaljšanje razpoke. Rešitev enačbe /37/ da: pri PDS: pri PNS: r 2 r H a ^ \ -rt a (1 — v- *>w \ it ; /46/ te ; a /47/ Po enačbi /25/ je K = fVita, čemur sledi pri PDS: K w E v2) pri PNS: K>V2rE /48/ /49/ S kombinacijo enačb /28/ in /29/ z enačbama /46/ in /47/ ali /48/ in /49/ dobimo tudi razširi-tveni kriterij za nestabilno podaljšanje razpoke: pri PDS: -v2) pri PNS /50/ /51/ Kritične vrednosti za nestabilno podaljšanje razpok: Enačaj v enačbah /42/, /43/ in /46/ do /51/ pomeni ravnotežno stanje razpoke, medtem ko večje vrednosti pomenijo, da je možno nestabilno podaljšanje razpoke. Kritične vrednosti teh meril označujemo z indeksom c, pri PDS pa še z indeksom I, torej PDS PNS Clc kritična napetost Kic Kc kritična napetostna intenzivnost Vlc vc kritično razširjenje GIC Gc kritična sila za podaljšanje Klc imenujemo tudi kratko lomna žilavost, Glc pa lomna energija. Elastična popustnost (voljnost): V vzorcu z razpoko dolžine 2 a, ki je obremenjen s silo F, je odvisnost med podaljškom A 1 in silo: F = a A 1 = /52/ a je elastična konstanta ali elastična togost vzorca, C = l/a pa je elastična popustnost (voljnost) (Compliance, Nachgiebigkeit). Če gre 2 a—» 0, gre a—»EA0/1U. E je modul elastičnosti, Au je presek, 10 pa dolžina vzorca. Elastična popustnost je torej proporcionalna recipročni vrednosti modula elastičnosti. Na tej osnovi sta bili izvedeni naslednji enačbi za K, ki vsebujeta tudi člena za funkcijo Y: Za PDS: K = a Vaj/^ W v2) a = cr VaY d (A l/F) d (2 a/W) Za PNS: K = a V a E B W d (A l/F) Ta 'd (2 a/W) = cr Va Y /53/ /54/ Pri znanih merah preizkušanca (B, W) in z merjenjem elastične popustnosti (dolžina razpoke 2 a v odvisnosti od F in A 1) lahko torej določimo tudi vrednost funkcije Y. c) Elastično plastična mehanika loma. Linearno elastične teorije obnašanja materiala predpostavljajo, da se v okolici ustja zareze ne pojavlja plastična deformacija. V realnih razmerah pa se pojavljajo in je z njimi potrebno v določenih razmerah tudi računati. Pri zelo majhnih polmerih ustja zarez se tudi pri majhnih nazivnih napetostih pojavijo v okolici ustja napetosti, ki so večje od meje plastičnosti o\. Nastane področje v okolici ustja, ki mu pravimo plastična cona. Ta lahko precej vpliva na napetostno stanje v okolici ustja, kar je treba upoštevati pri obravnavanju stabilnosti zareze. V splošnem skušajo vse teorije upoštevati plastično cono tako, da še naprej ostanejo v veljavi osnovne linearno elastične enačbe. To dosežejo z uvajanjem tako imenovane »efektivne dolžine razpoke«, izza katere je samo še elastično obremenjeno področje. Plastična cona po Irvvinu je prikazana na sliki 10. Polmer te cone je določen z razdaljo rp) v ligamentu vzorca (0 = 0°), v kateri je napetostna komponenta try enaka crv. Iz enačb /21/ in /25/ sledi a i—Y= ——- /55/ 2 ti cr 2 Linearna elastičnost materiala predpostavlja, da v območju O < x < rpl ni presežena meja plastičnosti. Zato je treba sproščeno napetost v tem območju kompenzirati s premaknitvijo krivu- a) bJ Slika 10 Plastična cona po Irwinu Fig.10 Plastic region by Irvvin Ije ay v smeri x (slika 10 a), da gre skozi točko ffv, x = 2 rpl. Plastična cona se razširi na: w = 2 rpl /56/ in je cilindrične oblike (slika 10 b). Pravo razporeditev napetosti dobimo tako, da upoštevamo namesto a (pol dolžine razpoke) efektivno dolžino aef , aef = a + rpi /57/ Iz tega sledi faktor intenzivnosti napetosti K: K = o- Vit (a -f rpl) /58/ Tudi druge obravnavane plastične cone (po McClintocku in Irvvinu in po Dugdaleju) pridejo do istih ali podobnih rezultatov. Preizkusi so pokazali, da se plastične cone v tankih in debelih preizkušancih občutno razlikujejo. V tankih ni mogoče doseči PDS, plastična cona s strižnimi napetostmi je razširjena skozi vso debelino in prelom je klinast. V debelih preizkušancih pa so linije drsenja na površini manjše in se ne širijo po celi debelini in prelom je ploščat. Po Irvvinu in McClintocku prevladuje PDS, če je debelina preizkušanca: B>2,5^ ali /59/ B 5 ti (1-2 v)2 /60/ Razširitev razpoke (COD = Crack Opening Dis-placement, Rissuferverschiebung) je neposredna posledica plastične cone, pri čemer se prava dolžina razpoke 2 a ne poveča: 2 v = COD (v koordinati r, dočim je 0 = it) /61/ Slika 11 Širjenje razpoke in plastična cona ob ustju razpoke (7) Fig.11 Crack displacement and plastic region at the crack front (7) Razširitev ustja razpoke (COS = Crack Opening Stretch, Rissspitzenaufweitung) pa označujemo z 8, ki je v ustju razpoke 5 = 2v = COS r = rpl 0 = ti /62/ Razlaga je prikazana na sliki 11 (7). Po Dugdalejevem modelu razpoke dobimo, da je: 8 = -rco-a 1 + 24 /63/ Na drugi strani dobimo iz enačbe /45/ za PNS pri realnem obnašanju materiala z majhno plastično cono (rpl < a) in zamenjavo a z at.r (enačbi 57 in 55) razmerje: G Gv eZ 1 + c Y 0\ /64/ Enačbi /63/ in /64/ kažeta, da je pri cr/R* R* = 2 r< /66/ /67/ T* ima pomen efektivne površinske energije, ki vključuje tudi energijo plastične deformacije pri širjenju razpoke. Če upoštevamo še aef = a + rpl namesto a, lahko tudi pri realnih materialih z majhno plastično cono (small scale yielding) določimo C7lc (crc), KIc (K;), SIc (5C) in Glc (Gc). COD/COS koncept je precej v uporabi za določitev kritičnih vrednosti za daljšanje razpoke v elastično plastičnih materialih. V literaturi večinoma ne razlikujejo COD in COS, temveč uporabljajo za razširitev ustja razpoke le oznako COD = 8 in CODc (CODlc) ter 8C (8lc). J-integral (11 do 23): Naslednja metoda za opis stanja in žilavosti razpokanega materiala, ki se lomi elastično (nelinearno) plastično je J-integral. Temelji na energijskem izrazu, ki pomeni spre-membno potencialne (elastične in plastične) energije, če se razpoka podaljša za infinitezimalni del razdalje da. J-integral je torej analogen faktorju sproščanja energije G v linearno elastičnem stanju, oziroma mu je v tem stanju enak: J,i, /68/ Teorijo J-integrala je utemeljil J. R. Rice (11) leta 1968. V splošni obliki je definiran energijski linijski po poti neodvisen integral J kot vsaka krivulja, ki obkroža ustje razpoke od spodnje do zgornje površine (slika 12): J = U;dy — T ds /69/ u T U, ds = Integracijska pot ustja razpoke od spodnje do zgornje površine = Vektor razširitve (displacement) v določeni točki T = Natezno napetostni vektor = Gostota deformacijske energije = Element poti na T x,y= Kartezijske koordinate y * Slika 12 K razlagi J-integrala Fig. 12 To the explanation of J-Integral J-integral je v najenostavnejši obliki definiran kot energijska razlika dveh enakih in na enak način obremenjenih vzorcev z različno dolgima razpokama: da / 8 = konst. Linearno elastično / / / / / / / / Črtkana ploskev= J. B. Aa Pri dolžini razpoke a Pri dolžini razpoke a + Aa B>2,5 Kic /71/ V tem primeru je treba najprej napraviti predhodni preizkus z debelejšim preizkušancem. Za določitev debeline preizkušanca in skupne dolžine razpoke lahko uporabimo tudi razmerje med crv in E: Razširitev razpoke 5 Slika 13 J-integral Fig.13 J-Integral U je deformacijska (potencialna) energija, a je dolžina razpoke, 5 pa razširjenje razpoke pri uporabljeni sili. Grafično je to prikazano na sliki 13. Krivulji natezanja dveh vzorcev z razpokama a in Aa sta nelinearni, senčeni del pa ustreza vrednosti JBAa. Prav iz teh krivulj na sliki 13 lahko dobimo eksperimentalne vrednosti J-integrala. Pri določeni razširitvi razpoke 5 dobimo deformacij sko energijo U s planimetriranjem površine pod krivuljo za različne dolžine razpok. C. DOLOČEVANJE LOMNIH ZNAČILNOSTI MATERIALOV 1. Določevanje ploskovno deformacijske (PDS) lomne žilavosti KIc Preizkušanje lomne žilavosti Klc je bilo najprej standardizirano v ZDA leta 1969 s standardom ASTM E 399 (24), nato pa leta 1977 v Veliki Britaniji s standardom BS 5447, ki pa se od prej omenjenega bistveno ne razlikuje. Opis, ki sledi, je krajši povzetek ASTM standarda. a) Definicije: — Faktor intenzivnosti napetosti (stress-inten-sity factor) Ki (Nmm—3/2) je merilo za intenzivnost napetostnega polja v bližini ustja idealne razpoke, ki se nahaja v linearno elastični snovi in je deformirana tako, da se površini razpoke razmakneta vsaksebi pravokotno na ravnino razpoke. K, je direktno proporcionalen uporabljeni sili in je odvisen od geometrije preizkušanca. — Ploskovno deformacijska lomna žilavost KIc (Nmm—3/2) je žilavostna lastnost materiala, določena v stanjih, veljavnih za K, in z merjenjem najmanjše sile, pri kateri se razpoka podaljša. b) Preizkušance standardnih mer in zarez kaže slika 14. Pravilo pa je, da uporabimo takšne preizkušance, v katerih med preizkusom prevladuje PDS. Zato velja, da mora biti: aJE . 103 B, a (mm) (min) 5,0 — 5,7 75 5,7 — 6,2 63 6,2 — 6,5 50 6,5 — 6,8 44 6,8 — 7,1 38 7,1—7,5 32 7,5 — 8,0 25 8,0 — 8,5 20 8,5 — 10 12,5 nad 10 6,5 CT (Compact Tension) preizkušanec a - Skupna dolžina zareze in utrujenostne razpoke,ki naj bo axB= 0,45 do 0,55xS Utrujenostna razpoka, min 5%a in min 1,3mm N= Širina zareze, min 1,5mm, maks W/10 Zareze in razpoke Chevron Chevron Koničasta Ključ Polmer ustja zareze maks 0, Imm min 2,05 W min 2,05 W U/ W/2 Upogibni preizkušanec (3 PB- 3 Points Bend) Slika 14 Preizkušanci za določanje Klc Fig. 14 Test specimens for Klc determination Utrujenostno razpoko je treba narediti z utruje-nostnimi nihajnimi preizkusi v nateznem področju. V zadnjem stadiju daljšanje razpoke, to je za zadnjih 2,5 % celotne dolžine (zareze + razpoke) naj kvocient maksimalne napetostne intenzivnosti napetostnega cikla Kf (max) in modula elastičnosti E ne preseže 0,00032 m J/2 (0,01 mm'/2) Kf (max) Q 00032 ml/2 (0 01 mm 1/2 ) /72/ Kf (max) ne sme preseči 60 % vrednosti KQ (s KQ standard označuje predhodno določeno pogojno vrednost lomne žilavosti, ki jo po ugotovitvi pravilnih razmer preizkusa, predvsem PDS, lahko pišemo kot Klc). Območje napetostne intenzivnosti (med zgornjo in spodnjo silo) pa ne sme biti manjše kot 0,9 Kf (max). Kf računamo po enačbi (26) z upoštevanjem funkcije Y za izbrano vrsto preizkušanca. Utrujenostna razpoka mora biti dovolj enakomerno globoka po celi širini preizkušanca, kar pa lahko ugotovimo šele po prelomu. Merimo v sredini in na polovicah med sredino in roboma preizkušanca in izračunamo povprečno vrednost. Če katerakoli vrednost odstopa za več kot 5 % od povprečne vrednosti, je preizkus neveljaven. c) Potek preizkusa: Vpenjanje preizkušancev zahteva posebne priprave, ki zagotavljajo dobro centričnost in majhno trenje pri obremenjevanju. Na začetku zareze se pritrdi merilec razširitve (Displacement Gage) v obliki dveh peres, od katerih ima vsako na notranji in zunanji strani merilni trak, ki so vezani preko Wheatstonovega mostu na rekorder. Hitrost obremenjevanja pri standardnih preizkušancih (B = 0,5 W) naj bo v območju 30 do 150 N/s. Med preizkusom registriramo silo v odvisnosti od širjenja razpoke. Razširitev v Slika 15 Vrste krivulj »sila — razširitev« Fig.15 »Load—Displacement« curves d) Računi in razlage rezultatov: Krivulje P/v (sila/razširitev) so lahko treh vrst, kot so prikazane na sliki 15. Najprej potegnemo tangento OA, nato pa sekan to OP5 z nagibom: (P/v)0 je tangenta OA na linearni spodnji del krivulje. Silo P0 nato določimo takole: — Če je sila v vsaki točki do P5 nižja kot P5, je PQ = P5 (krivulja I) — Če je v določeni točki pred P5 sila večja kot Ps, je ta točka PQ (krivulji II in III) Nato izračunamo kvocient Pmax/P0 (Pmax Je največja sila na zapisu). Če znaša več kot 1,10, je preizkus neveljaven, ker je možno, da KQ v tem primeru ni v pravilnem odnosu z Klc. Izračunamo pa lahko Rsb ali Rsc (opis v nadaljnem tekstu). Če je prej omenjeni kvocient manjši od 1,10, izračunamo KQ po enačbah: Za upogibni preizkušanec (3PB): B W2 Za natezni preizkušanec (CT): Kn = P° V a . Yct B W Oblikovni funkciji Y3PB in YCT sta: /74/ /75/ Y3pb = 1,93 — 3,07 | " | + 14,3 | H )'— 25,1 1^1 + W/ \ W a + 25,8 W /76/ Yct = 29,6 — 185,5 | — |4- 655,7 W (wf — 1017 I -Y+ 638,9 ( 3 ,W/ (W, Nato izračunamo /77/ /78/ /79/ V nasprotnem primeru moramo preizkus ponoviti z vsaj 1,5 krat debelejšim preizkušancem. Če preizkus ni uspel (Pmax/PQ > 1,10 ali KQ ^ K,c ali material, ki je na razpolago, ne dopušča izdelave večjega preizkušanca, lahko izračunamo trdnostni kvocient preizkušanca (Specimen strength ratio) po enačbah): "i (a\ je meja plastičnosti, tudi a02) in če je ta vrednost manjša od B in a je Kq = Klc — Za 3PB: Za CT: R«h = 6 Pmax W (P/v)5 = 0,95 (P/v)G /73/ R,,. — B (W — a)2 trv 2 Pmax (2 W 4 a) B (W — a)2 ffv /80/ /81/ Model za COD Fig.17 Model of COD a/V/ Slika 18 Konstanti C* in Z* v odvisnosti od a/W Fig.18 C* and Z* constants related to the a/W ratio Razširitev v Slika 19 Vrste P-v krivulj pri merjenju COD Fig. 19 P-v curves in COD measurements b) Pri preizkusu merimo odvisnost sile od razširitve in dobimo P — v diagram. Preizkus naj traja 30 do 300 s. Značilni diagrami so prikazani na sliki 19: Kvocienta Rsb in Rsc nista v skladu s konceptom linearno elastične lomne mehanike, vendar sta lahko uporabni primerjavi žilavosti materialov. Preizkušanci morajo biti enakih oblik in mer. Določevanje KIc da torej realne rezultate le v primerih, ko je plastična cona pri daljšanju razpoke majhna v primerjavi z velikostjo preizku-šanca. Temu pogoju se najbolj približujejo materiali z visoko mejo plastičnosti, visokim kvocien-tom ffv/ffM in velikim modulom elastičnosti E. Dosedanje izkušnje (8) kažejo, da je uporabljiv kriterij za predvidevanje realnosti preizkušanja K,c kvocient E/2ve, .... vc^2veI 0,45 (1 — a/W) /84/ /85/ /86/ 0,45 + 0,55 a/W + z/W vel je elastična razširitev razpoke, z pa razdalja med vpenjalnim mestom merilca in površino pre-izkušanca (slika 17). ffv (W — v2) Vel = Z* /87/ Konstanto Z* odčitamo v diagramu na sliki 18. 2. metoda: 5C izračunamo po enačbi: (1 — a/W) 8n = 2a/W + 3z/W + 1 /88/ 5 =----- 2 C7V E 0,4 + 0,6a + z /89/ K je identičen s KQ v enačbah /74/ in /75/, vpl (plastična razširitev razpoke) pa je skupna razširitev minus elastična razširitev veI (vpl = v — vel). Avtorja T. Hollstein in J. G. Blauel (7) navajata poseben model določanja 5 (njuna oznaka COSlin) s CT preizkušanci po ASTM, in sicer na osnovi določenega rotacijskega mehanizma: 5 =_r(W~as)_.v /90/ r (W — as) + as + z as je dolžina razpoke, vidna na površini, r pa rotacijski faktor, ki je r = 11,6 — + 0,1 W 3. Določanje J-integrala Metoda za enotno določevanje J-integrala še ni standardizirana, vendar je po nekaterih podatkih (15, 16) znano, da se delovna skupina v okviru ASTM intenzivno ukvarja s standardiziranjem te metode. Sedaj pa še obstoji več metod, ki jih je potrebno na krato opisati (7, 10, 11, 15, 16, 22): a) Preizkušanci so vrste 3PB in CT, torej upo-gibni in natezni, kot pri merjenju Kcl in COD. Verjetno bodo s standardi izenačene tudi mere preizkušancev za vse te vrste določevanj. Podatki iz literature kažejo, da so do sedaj vendarle največ uporabljali 3PB preizkušance. b) Določitev J-integrala temelji na merjenju sile P, razširitev v v liniji delovanja sile in podaljšanju razpoke A a. Vrednost J-integrala izračunamo po enačbah: — Za 3PB preizkušance (J. R. Rice, P. C. Pariš, J. G. Merkle): J = — /92/ Bb — Za CT preizkušance (J. G. Merkle, H. T. Corten): 2 A 2 P v J = a,--+ a.i--- Bb Bb /93/ Po izkušnjah je enačba /88/ zelo ustrezna za debeline B do 50 mm in za področje 5C od 0,062 do 0,625 mm. A. H. Priest (22) navaja, da je v pripravi BS standard, ki bo predpisoval ene vrste preizkus za KIc in COD, v enakih razmerah in z isto laboratorijsko opremo. Dosedanje enačbe za COD naj bi zamenjala naslednja: K2 0,4 (W — a) Vpi V enačbah pomeni: A — površino pod P — v krivuljo B — debelino preizkušanca b — ligament preizkušanca (b = W — a) au a2 — brezdimenzijska koeficienta, ki ju v odvisnosti od a/W odčitamo v diagramu na sliki 20. S -Lo C d) (D £ 0,105 0,095 0,085 0,075 0,065 0,055 0,065 0,035 a c , O O) o ic 1,07 1,06 1,05 1,04 1,03 1,02 1,01 1,00 \ \ \ \ \ \ \oc2 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 Slika 20 Vrednosti koeficientov a i in ou v odvisnosti od razmerja a/W Fig. 20 Values of ai and ca coefficients related to the a/W ratio J = — 1 B dU da — Izračunamo J-integrale po enačbi /92/ (slika 22 c) in narišemo odvisnost J — A a (slika 22 c). — Presečišče J — A a premice s premico J = 2 crsr. A a /95/ da kritično vrednost Jlc. csr je srednja vrednost med mejo plastičnosti in natezno trdnostjo: °V + /96/ /94/ J-integrali so torej negativni nakloni U/B — a krivulj, za določene 8. S tem lahko določimo odvisnost J-8 za različne dolžine razpok a (slika 21 d). Ne moremo pa točno določiti tiste vrednosti 5 (8C), pri kateri se začne podaljševati razpoka. d) Metoda z več enakimi preizkušanci (vključno z enako dolgimi razpokami): Postopek je takle: — Več preizkušancev različno obremenimo, tako da dobimo različno dolge podaljške razpoke A a (slika 22 a). — Po razbremenitvah markiramo podaljšanja razpok (npr. z gretjem 10 min na 350°) in preizku-šance do konca prelomimo pri temperaturi tekočega dušika. Izmerimo A a (slika 22 b). Po nekaterih podatkih (npr. 15, 16) bodo v ZDA to metodo standardizirali, zato navajamo še nekaj dognanj, ki so jih dobili s tem načinom določanja J.c- Prvi strmi del krivulje J — A a pomeni tečenje materiala v ustju razpoke in s tem otopitev ustja, naslednji položnejši del pa je faza stabilnega šir- a) Začetna dolžina razpoke Slika 21 Shema za določanje J-integrala z več preizkušanci z različno dolgimi razpokami Fig. 21 Scheme of determining J-Integral vvith test specimens having cracks of various lengths c) Metoda z več preizkušanci in različnimi dolžinami razpoke: Pri vsakem preizkusu s preizkušanci z različnimi dolžinami razpoke a merimo odvisnost sile P od razširitve 8 v točki prijemališča sile (slika 21a, b). Površina pod P-8 krivuljami je deformacijsko delo U. Nato za določene konstantne vrednosti razširitev narišemo odvisnosti pripadajočih vrednosti deformacijskega dela U od začetne dolžine razpok (slika 21c). Iz naklonskih vrednosti teh krivulj in debeline B lahko izračunamo vrednosti J-integralov glede na enačbo: jenja razpoke. Oba dela krivulje rišemo kot premici, ki v presečišču dasta na ordinati JIc. Razen poenostavljene enačbe /95/ so se uveljavila še takale pravila za določitev položnega dela krivulje (slika 23) (15): Merilne točke morajo biti v omenjenem področju daljšanja razpoke in sicer do: A a2 = A aG + 5 — crs, /97/ — 5 Slika 22 Shema za določanje J-integrala z več enakimi preizkušanci Fig. 22 Scheme of determining J-Integral vvith equal test specimens Druga omejitev je, da to področje lahko znaša največ 1,5 mm: 4a2 — (A amM — A aa) /100/ V tem področju morajo ležati najmanj štiri veljavne točke, kar pomeni, da mora biti za vsako točko izpolnjen pogoj: B, b>25~~ /101/ e) Metoda z enim preizkušancem: Pri tej metodi je potrebno razen merjenja sile in razširitve razpoke tekoče meriti še podaljšanje razpoke. Eden od načinov je postopek »elastične popust-nosti«. Med snemanjem krivulje P — 8 je treba večkrat popustiti silo za okoli 10 %, tako da krivulja linearno poteče nazaj. Iz naklonov teh vej krivulje je mogoče sklepati o napredovanju razpoke. S posebno tehniko vezave elektronske naprave lahko dosežemo, da se elastični del krivulje sproti odšteva, tako da so veje krivulje pri popuščanju sile navpične, dokler se razpoka še ni začela daljšati, nato pa so bolj ali manj nagnjene. Za tekoče merjenje daljšanja razpoke uporabljajo tudi postopek s potencialno sondo, ki temelji na povečanju električne upornosti med dalj-šanjem razpoke. Metoda z enim preizkušancem je precej zahtevna, potrebne so naprave, ki niso dosegljive v vsakem laboratoriju (16). 4. Inštrumentirani udarni preizkus Znani udarni preizkus žilavosti (Charpy) z zarezanim preizkušancem nam da žilavost ob zarezi, izraženo z delom, ki ga je nihajno kladivo porabilo za prelom preizkušanca. Žilavost izrazimo v J ali J/cm2. Prelomno površino lahko še ocenimo glede na vrsto preloma, žilav ali krhek (kristaliničen) ali v odstotkih enega in drugega. Krhek prelom je s prostim očesom zlasti dobro viden pri gradbenih jeklih, medtem ko je pri visokotrdnih poboljšanih jeklih zelo težko ločiti obe vrsti preloma. Napredek pri tej vrsti preizkušanja (26 do 34) je tako imenovano inštrumentiranje kladiva: sekirico, to je tisti del kladiva, ki pri udarcu prelomi preizkušanec, je potrebno opremiti z merilnimi trakovi in povezati s spominskim osciloskopom, ki pri prelomu pokaže časovno razporeditev sile med lomi j enem preizkušanca. Primeri krivulj, ki jih dobimo na osciloskopu, so shematsko prikazani na sliki 24: Krivulja a) je žilav prelom s počasnim zmanjševanjem sile loma in veliko površino pod krivuljo, ki je merilo za delo, oziroma žilavost, b) je žilavo krhek prelom, ko se lom prične žilavo, nato se del preseka, navadno v sredini, prelomi krhko (strm padec sile), konec loma pa je ponovno žilav, in c) krhek prelom. Maksimum energije E„, ki jo ima kladivo pred udarcem v preizkušanec, je: E0 = — I. v02 /102/ 2 v„ je hitrost kladiva neposredno pred trkom, I pa vztrajnostni moment. Ko kladivo prelomi preizkušanec, se njegova energija zmanjša za A E0 (26): A E0 = Ej + Esd + Eb + EMV -f Eme /103/ Ej = energija za pospešenje preizkušanca do hitrosti kladiva, Esd = skupna energija za upognenje preizkušanca, Eb = energija za deformacijo na mestu dotika (Brinell-type deformation), Slika 24 Vrste krivulj »sila — čas« pri instrumentiranem preizkušanju žilavosti po načinu Charpy Fig. 24 »Load—Time« curves in instrumented toughness testing by the Charpy method Aa0 Aa, Aamin Aamax Aa2 Podaljšanje razpoke A a Slika 23 Merilne vrednosti pri določevanju Jlc (15) Fig. 23 Measuring values for the J,c determination (15) J = 2-OTsr-Aa V š 5-J/as 2) S 15 mm Emv = energija, ki jo absorbira stroj z vibracijami po začetnem kontaktu, Eme = elastična energija, ki jo absorbira stroj kot rezultat interakcije na dotikalnih točkah (na podpori). Iz enačbe /102/ sledi: A E0 = - I (vD2 — vk2) ali /104/ 2 AE0= -G(v02-vk2) /105/ 2g G je efektivna teža kladiva, g zemeljski pospešek, vk pa hitrost kladiva na koncu loma. Površina pod krivuljo »sila-čas« je /Pdt = I(v0 — vk) /106/ o P je sila, t je čas, t je čas od začetka do konca loma. S kombinacijo zadnjih dveh enačb dobimo enačbi, ki sta osnovi za določitev žilavosti iz krivulje P-t: AE0= E,(l — i) /107/ l 4E0j Ea = v„ / P dt /108/ o Pravilneje je, da namesto vc vzamemo srednjo vrednost hitrosti v na začetku in koncu loma: v = 1/2 (v0 + vO. Instrumentacijo sekirice je potrebno najprej ka-librirati. časovno vrednost razdelka na abscisi ekrana nastavimo na osciloskopu, silo na ordinati pa kalibriramo statično tako, da sekirico stiskamo med vzporednima ploščama. Geometrijske razmere morajo biti enake kot pri preizkusu s kladivom, med sekirico in stiskalno ploščo mora biti torej žilavostni preizkušanec. Površino pod krivuljo izmerimo s planimetrom, medtem ko je vD karakteristika stroja. Na ta način izračunamo A E0. To izračunano energijo moramo večkrat kontrolirati, oziroma primerjati z vrednostjo dela, ki ga pokaže stroj. Obe vrednosti se ne smeta preveč razlikovati. Če računamo s srednjo hitrostjo kladiva v, le-to izračunamo iz enačbe /105/, pri čemer je A E0 žilavost, ki jo pokaže stroj. Seveda pa ni namen inštrumentiranja kladiva v tem, da bi računali žilavosti, saj te bolj natančno pokaže stroj. Iz krivulj P-t so pa vidne določene značilnosti lomov, ki lahko služijo praktičnim, raziskovalnim ali primerjalnim namenom. Strm padec sile pomeni krhek lom; z odnosom višine tega strmega padca sile proti maksimalni sili lahko izrazimo delež krhkega loma. Večina raziskovalcev še vedno smatra, da je najbolj realen Slika 25 Sile in energije v idealiziranem P-t oscilogramu (legenda v tekstu) Fig. 25 Forces and energy in an idealized P-t oscilogramme (expla-nation in the text) kriterij določanja prehodne temperature žilavosti 50 % krhkega loma. Pri poboljšanih jeklih pa je mogoče odstotke krhkega loma z gotovostjo določati le iz P-t krivulj. Iz oscilogramov je mogoče dobiti še druge podatke, ki so prikazani v idealiziranem diagramu na sliki 25: silo splošne plastičnosti P„, maksimalno silo Pm, silo krhkega loma Pk, čas do krhkega loma tk, energijo do maksimalne sile (energija iniciranja razpoke) Ej, energijo po maksimalni sili E, = = E3 + E4 in energijo po krhkem lomu E4. Še posebno zanimive podatke lahko dobimo, če damo te parametre v odvisnost od temperature preizkušanja. Literatura 1. M. A. Kristal, L. H. Epštein: Mehaničeskie i fizičeskie osobenosti razrušenija metallov. Metallovedenie i ter-mičeskaja obrabotka metallov, 1978/4, 2—13 2. N. M. Fonštein: O kriterii KIC, MITOM, 1976/8, 66—78 3. E. Orowan: Rep. Progr. Phys„ 1948/12, 185 4. A. P. Guljaev: Vjazkoe i hrupkoe razrušenie stali. MITOM, 1977/7, 63—64 5. A. Kochendorfer: Grundlagen des Festigkeits- und Bruchverhaltens-Spannungen, mehrachsige Spannungs-zustande, Fliesskriterien, 1974, 121—127 6. G. Irwin: Fracturing of Metals, ASM 1948, str. 147 7. T. Hollstein, J. G. Blauel: Zur Beurteilung von Rissen bei elasto-plastischem Werkstoffverhalten, BHM, 1978/5 146—153 8. E. Macherauch: Grundlagen des Festigkeits- und Bruch-verhaltens-Bruchmechanik, 1974, 143—161 9. G. E. Dieter: Mechanical Metallurgy, II izdaja 1976 10. J. F. Knott: Fundamentals of Fracture Mechanics, 1973 11. J. R. Rice: A Path Independent Integral and the Appro-ximate Analysis of Strain Concentration by Notches and Cracks, J. Appl. Mech., 35, 379, 1968 12. J. A. Begley, J. D. Landes: The I Integral as a Fracture Criterion, ASTM STP 514, 1971, str. 1—20 13. J. D. Landes, J. A. Begley: The Effect of Specimen Geo-metri on JIC, ASTM STP 514, 1971, str. 24—39 14. J. R. Bucci, P. C. Pariš, J. D. Landes, J. R. Rice: J Integral Estimation Procedures, ASTM STP 514, 1971, str. 40—69 15. R. Stahlberg: Neuere Empfehlungen zum Vorgehen bei der Ermittlung kritischer Werte des J-Integral, Stahl u. Eisen 97, 1977, 24, str. 1224 in 1224 16. R. Stahlberg: Schritte zur Vereinheitliehung der Priif-verfahren zur Ermittlung bruchmechanischer Kenn-vverte mit dem J-Integral 17. D. J. Hayes: Origins of the stress intensity factor approaeh to fracture, A general introduction to fracture mechanics, 1978, str. 9—16 18. J. F. Knott: The fracture toughness of metals, isto kot 13., str. 17—31 19. C. E. Turner: Yielding fracture mechanics, isto kot 13., str. 32—53 20. D. J. Cartwright, D. P. Rooke: Evaluation of stress intensity factors, isto kot 13., str. 54—73 21. R. R. Barr, P. Terry: Application of fracture mechanics to the brittle fracture of structural steels, isto kot 13., str. 93—113 22. A. H. Priest: Experimental metods for fracture toughness measurement, isto kot 13., str. 74—92 23. B. R. Lavvn, T. R. Wilshaw: Fracture of Brittle Solids, Cambridge Solid State Science Series, 1975 24. 1977 Annual Book of ASTM Standards, Part 10, ASTM E 399, str. 505—524 25. Metods for Crack Opening Displacement (COD) Testing, BSI Draft for Development, DD 19 (1972) 26. D. R. Ireland: Procedures and Problems Associated with Reliable Control of the Instrumented Impact Test, ASTM STP 563, 1974, Instrumented Impact Testing, str. 3—29 27. H. J. Saxton, D. R. Ireland, W. L. Server: Analysis and Control of Inertial Effects During Instrumented Impact Testing, isto kot 26., str. 50—73 28. C. E. Turner: Measurement of Fracture Toughness by Instrumented Impact Test, ASTM STP 466, Impact Testing of Metals, 1970, str. 93—114 29. R. A. Wullaert: Applications of the Instrumented Charpy Impact Test, isto kot 28., str. 148—164 30. G. Tomberger: Wirkungsweise und Amvendungsbei-spiele des instrumentirten Schlagversuches, BHM, 123, 5, 1977, str. 171—176 31. E. Bauerfeind: Datenerfassung und Datenausvvertung beim instrumentirten Schlagversuch, BHM, 123, 5, 1977, str. 154—159 32. K. Seifert, L. W. Mayer: Moglichkeiten zum Vermindern des Aufschlagimpulses bei Bruckzahigkeitspriifungen unter schlagartiger Beanspruchung, Materialpriifung 19, 1977, 6, Juni, 196—201 33. G. D. Fearnehough, C. J. Hoy: Mechanism of Deforma-tion and Fracture in the Charpy Test as revealed by Dynamic Recording of Impact Test, Journal of The ISI, Nov. 1964, 912—920 34. Impact Testing of Metals, ASTM STP 466 ZUSAMMENFASSUNG Unter den mechanischen Eigenschaften ist der Bruch-vviderstand eine der vvichtigsten Eigenschaften. Eine Reihe von katastrophalen Briichen an Schiffen, Briicken und anderen Konstruktionen vor dem und vvahrend des zweiten Weltkrieges waren der Anlass, dass die Forschun-gen iiber die Brucherscheinungen an Metallen einen gros-sen Aufschwung angenommen haben. Diese Bemiihungen aussern sich auch in einer Reihe neuer Priifungsverfahren. In diesem Artikel vvird der heutige Stand auf dem Gebiet der Bruchforschung der metallischen Stoffe gege-ben. Im ersten Teil werden theoretische Grundlagen iiber die Festigkeit, den sproden und zahen Bruch, und die Bruchmechanik behandelt. Im zweiten Teil werden dann die Verfahren fiir die Prufung der Brucheigenheiten der Metalle beschrieben. SUMMARY Resistance to brittle fracture is one of the most important mechanical properties of metals. A number of catastrophal collapses of bridges, ships, and other constructions before and during the Second World War stimulated the extensive investigation of the fracture phenomena which introduced numerous new methods for testing metals. The paper presents the present state in the field or fracture investigations in metallic materials. The first part gives theoretical fundamentals on the strength of metals, on brittle and tough fractures, on fracture mechanics, while testing the fracture characteristics of metals is described in the second part of the paper. 3AKAIOTEHHE Oaho H3 6oAee Bcero 3Ha60b HOTMTaHHH MeTaAaob. B cTaTbe paccMOTpeno HacToamee noAoaceHiie b oSAacTH nccAe-AOBaHHH H3AOMOB MeTaAAHtjecKHx MaTepnaAOB. B nepBoft rAaBe no- AaHLI tcopctmmgckhc OCHOBM O B33KOCTH MeTaAAOB, O XpynKOM h BSI3KK0M H3A0My H O MexaHPIKH H3AOMOB. Bo BTOpOH TAaBC OnHCaHLI cnocoSti onpeAeAeHHfl xapaKTepHnx cbohctb H3AOMOB MeTaAAOB. 11 i . . . i. . UDK: 669.14.018.23 Nekateri problemi ASM/SLA: SQA_k izdelave avtomatnih jekel v električnih obločnih in Siemens-Martinovih pečeh J. Arh, T. Razinger, B. Koroušič, K. Hribar, F. Pukl 1. UVOD Železarna Jesenice je največji proizvajalec avtomatnih jekel in edini proizvajalec s svincem legiranih avtomatnih jekel v Jugoslaviji. Največji del teh jekel zavzemajo polpomirjena avtomatna jekla z visokim indeksom obdelovalnosti z dodatkom svinca ali brez njega. Osnovno jeklo ima sestavo: 0,1 % C, 1,0 % Mn in 0,30 % S. Znano je, da je obdelovalnost odvisna od kemične sestave jekla in od vrste, količine, porazdelitve in oblike nekovinskih vključkov. Najbolj ugodna za dobro obdelovalnost je globulitična oblika sulfidnih in oksisulfidnih vključkov. Na mehanizem tvorbe oksisulfidnih vključkov vpliva cela vrsta parametrov, med katerimi je vsebnost kisika najpomembnejša. Regulacija vsebnosti kisika je zato najbolj pomembna faza proizvodnje avtomatnega jekla. Pri regulaciji vsebnosti kisika v jeklu so nam lahko v veliko pomoč najnovejše metode direktnega določanja kisika v tekočem jeklu s kisikovo sondo. Pomembna faza proizvodnje avtomatnih jekel je kontrola obdelovalnosti in kontrola oblike sulfidnih nekovinskih vključkov. Polpomirjena avtomatna jekla, ki jih obravnava ta članek, izdelujemo v električnih obločnih kakor tudi Siemens-Martinovih pečeh. 2. IZDELAVA POLPOMIRJENIH AVTOMATNIH JEKEL V ELEKTRIČNIH OBLOČNIH PEČEH Električne obločne peči so zelo dober talilni agregat za proizvodnjo avtomatnih jekel, saj je v njih možna izdelava najboljših avtomatnih jekel po hitrem in enostavnem tehnološkem postopku. Shemo postopka izdelave kaže slika 1. 2.1 Glavni problemi izdelave jekla 2.1.1 Regulacija vsebnosti kisika v jeklu Osnovni problem izdelave polpomirjenih avtomatnih jekel je, kako regulirati vsebnost kisika v izdelanem jeklu v takih mejah, da bo obdeloval- 4 Predavanje na posvetovanju jeklarjev držav SEV ob stoti obletnici obratovanja konverterjev v železarni VEB MAXHOTTE Untervvellenborn v NDR 5. in 6. 4. 1979 nost izdelanega jekla dobra, oziroma da bo indeks sulfidnih vključkov v izdelanem jeklu čim višji. Vsebnost kisika v izdelanem jeklu je odvisna: 1. od vsebnosti kisika po oksidaciji, oz. pred prehodom 2. od načina preddezoksidacije jekla 3. od reakcij jekla s kisikom iz zraka, ko jeklo teče iz peči v ponev, in pri vlivanju. Regulacija vsebnosti kisika v izdelanem jeklu ni niti malo enostavna, če vsebnosti kisika ne moremo izmeriti in ker na reakcije jekla s kisikom iz zraka med izlitjem jekla iz peči v ponev nimamo zadostnega vpliva. Obseg te reakcije je močno odvisen od oblike curka in trajanja preboda. Pogoji oksidacije curka jekla pri vlivanju so v glavnem konstantni. Le pri jeklih, legiranih s svincem, je curek jekla izpostavljen močnejši oksidaciji, ker pač svinec dodajamo s pomočjo zraka. Ugotavljamo, da ima največji vpliv na morfologijo vključkov v izdelanem jeklu vsebnost kisika v jeklu po oksidaciji, oziroma posredno vsebnost ogljika v tej fazi izdelave jekla. Stroga kontrola vsebnosti ogljika po oksidaciji je za enakomerno in stabilno kvaliteto polpomirjenih avtomatnih jekel nujno potrebna.1 Praksa kaže, da je najbolj ugodna vsebnost ogljika od 0,05—0,07 % C. Nižja vsebnost ogljika lahko povzroči napake zaradi preoksidacije jekla. Izkoristek pri čiščenju gredic je potem slabši. Shema izdelave avtomatnega jekla C 3990 Slika 1 Shema postopka izdelave jekla v električni obločni peči Fig. 1 Flowsheet for steel production in electric are furnace 2.2 Vsebnost kisika v jeklu pri oksidaciji pred prebodom in v ponvi 2.2.1 Kisikove sonde Ko smo izbirali primerno kisikovo sondo, smo se med različnimi tipi odločili za sondo tipa Fox (licenca Ferrotrom ZRN), ki uporablja kot referenčno elektrodo mešanico Cr-Cr203, predvsem zaradi tega, ker se od do sedaj znanih komercialnih sond razlikuje po tem, da merne vrednosti elektronsko obdela (EMNinT). Končni rezultat meritev so digitalne vrednosti za temperaturo (°C), elektro motorsko napetost EMN (mV) in aktivnost kisika (ppm). 2.2.2 Rezultati meritev vsebnosti kisika v jeklu Pri polpomirjenih avtomatnih jeklih smo dovolj časa opravljali obsežne preiskave gibanja kisika v jeklu v času izdelave.2 Določali smo aktivni in celokupni kisik. Meritve s kisikovo sondo dajo kot rezultat aktivni kisik, ki edini vpliva na morfologijo vključkov. 40 30 20 10 l 99 99 999 99 98 95 90 80 70 60 50 40 30 20 10 5 2 1 0.5 0.2 0.1 0.05 0.01 | {A /i, /4 Q9s --mm c\\ 100 200 300 400 500 600 700 800 900(0), ppm U1633+2TC ,f / A J ?■ r 0] sr /V r V v 4 y /j ; < I 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 ( 0), ppm Slika 2 Porazdelitev kisika v talini po končani oksidaciji a(O) aktivnost kisika, merjena s sondo (O) S celokupni kisik Fig. 2 Oxygen distribution in the melt after the completed refining a(O) oxygen activity measured vvith the probe (O)Z total oxygen 400 fOJ, ppm 99.99 999 99 98 95 90 80 70 60 50 40 30 20 10 5 2 1 0.5 0.2 0.1 0.05 0.01 626i 14 C / M V / / $ / lZ/oj f 1 £ r --- y rf i v / / 100 200 [ 0], ppm 300 400 Slika 3 Porazdelitev kisika v talini tik pred prebodom a(O) aktivnost kisika, merjena s sondo (0)1 celokupni kisik Fig. 3 Oxygen distribution in the melt just before tapping a(O) oxygen activity measured with the probe (0)X total oxygen Vsebnost kisika po oksidaciji ogljika Na sliki 2 je prikazana porazdelitev kisika v talini po končani oksidaciji. Kakor je razvidno s slike 2, po končani oksidaciji ni bistvene razlike med aktivnim in celokupnim kisikom. Vsebnost oksidnih vključkov po končanem pihanju kisika je dokaj nizka. Koeficient aktivnosti kisika se približuje vrednosti 1. Vsebnost kisika pred prebodom Na sliki 3 je prikazana porazdelitev kisika v talini tik pred prebodom iz peči, ki nazorno pokaže tvorbo oksidnih vključkov po dodatku FeMn in Al v peč. Vsebnost kisika v talini pred prebodom je kritični parameter za kontrolo narave in količine oksisulfidov pri izdelavi avtomatnega jekla. Zato je poznavanje te veličine pomembno. 50 r 40 - 1 30 - 20 - Hi- 10 - 400 (O),ppm 99 98 95 90 80 70 60 50 40 30 20 10 S 2 1 0.5 0.2 0.1 0.05 0.01 I T= 159C i 28°C r Orn / y jS V J / t r L UJ£ ----- / / J / O 100 200 300 400 (0)tppm Slika 4 Porazdelitev kisika v jeklu v ponvi a(O) aktivnost kisika, merjena s sondo (O) I celokupni kisik Fig. 4 Oxygen distribution in steel in the Iaddle a(O) oxygen activity measured with the probe (O) I total oxygen Omaka jeklo Zeiet Jesence Smemo ouhn m ObOrkMfhas indeks (V,) Primerjava x JUS r Kijm stonctrc* jLSCflOX»a^ DIN 1651 | ISO-DR \a/S/-US \ Alpine Jeklo z visokim indeksom obdelotalnosti ATJ VCFt »m-m 170 — 9SMnR> 28 2Pb 12 L 14 Z S Pb č 3990 WC.10Mn.030S 135 Č 3990 9SMn 26 2 12 13 ZS ATJ 70 JKC.UMn.030S 140 - 9S Mn 36 3 - - Jeklo to eementocijo ATJ SO C ti.1 s' S.spb 110 - — - 12L17 - Č 3190 J5C.MAtj.05S 100 C 3190 — — V 16 MZ ZE 10 C 1190 0DC.0£mn,02S 100 Č 1190 10 S20 4 1111 Jeklo zo poboljionje ATJ 40 Q ris 'o.ispb 60 - - - 11 L 37 LZ6 0 (C 1490) 735C.0.7Mn.0.15S 70 C 1490 35 S 20 7 11 38 Z V 35 (C 1590) 745C.0.7Mn,0.15S 65 Č 1590 45 S 20 » 1146 ZV45 Nerjomo jeklo Č 4590 aEc.j^m 70 v priprmi *12CrNi 18/ 8 S - 303 As 2 Z (Č 4190) J.SC. 12Cr, Msj232 90 v pnprovi - "IT ~~ 416 KW15Z Č 4790 lVC,17Cr.Mo.030S 95 v pripravi 112CrMo S 17 430F KWZA Slika 6 Skala za oceno indeksa sulfidov Fig. 6 Scale for estimating sulphide index Slika 5 Kvalitetni asortiment avtomatnih jekel železarne Jesenice Fig. 5 Quality assortment of free-cutting steel in Jesenice Iron-vvorks 8 10 12 Is Slika 7 Odvisnost indeksa abdelovalnosti I od indeksa sulfidnih vključkov Is Fig. 7 Relationship betvveen the machinability index, I, and the sulphide inclusions index, Is. c) d) Slika 8 Oblika sulfidnih vključkov pri različnem indeksu sulfidnih vključkov a,b Is = 1 do 3 a,c = kovano stanje c,d Is = 4 do 12 b,d = hladno vlečeno stanje Fig. 8 Shape of sulphide inclusions vvith various sulphide inclusions indices a,b Is = 1 to 3 a,c — cold forged c,d Is = 4 to 12 b,d — cold dravvn Vsebnost kisika v jeklu v ponvi Na sliki 4 je prikazana porazdelitev kisika v jeklu v ponvi. Pri prebodu jekla iz peči se talina legira z žveplom in po potrebi, če je bila vsebnost kisika pred prebodom previsoka, tudi korigira vsebnost kisika z dodatkom aluminija. Če smo uspeli obdržati ogljik po oksidaciji v predpisanih mejah, potem to navadno ni potrebno. Iz primerjave slik 3 in 4 vidimo, da je prišlo do delnega znižanja vsebnosti aktivnega in skupnega kisika v jeklu. Pri tem so vzorci za določevanje celokupnega kisika vzeti iz curka jekla pri vlivanju. Povedati je treba, da smo žlindro pred dodatkom FeMn in Al v peč odstranili iz jekla, tako da ta med prebodom ne vpliva na preoksidacijo taline. Vsebnost aktivnega kisika od 100 do 150 ppm, merjeno v ponvi, daje najboljši rezultat v pogledu obdelovalnosti. Indeks sulfidnih vključkov se giblje pri tem kisiku od 4 do 7. 3. IZDELAVA POLPOMIRJENIH AVTOMATNIH JEKEL V SM PEČEH Polpomirjena avtomatna jekla izdelujemo tudi v SM pečeh. Proizvodnja teh jekel v SM pečeh je bila dolgo zvezana s precejšnjimi težavami, zato smo vedno dajali prednost električni obločni peči. Pokazalo se je, da je regulacija vsebnosti kisika v izdelanem jeklu, predvsem pa regulacija pravilne globulitične oblike oksisulfidnih vključkov težja kakor v električni obločni peči. Zaradi načina preddezoksidacije, ki jo v SM pečeh opravljamo s silikomanganom, nismo mogli doseči pravilne kemične sestave. Zaradi debelega sloja žlindre tudi meritve vsebnosti kisika s sondo niso bile možne. Raziskave so pokazale, da je predvsem škodljiva vsebnost majhnih količin silicija v končni sestavi. Vse fero zlitine, ki imajo v svoji sestavi silicij, za proizvodnjo teh jekel niso uporabne. Silikomangan smo nadomestili z majhno količino feroaluminija, ki ga dajemo v peč skupaj s potrebno količino feromangana. V ponvco dodajamo ferofosfor, žveplo in preostali feromangan. 4. KONTROLA KVALITETE AVTOMATNIH JEKEL Raziskovalno delo razvijanja kvalitete in proizvodnje avtomatnih jekel je trajalo s presledki 10 let. V tem času smo razvili tak kvalitetni asor-timent, ki popolnoma zadovoljuje potrebe naše predelovalne industrije. Odločilno vlogo pri razvoju avtomatnih jekel je imela konstrukcija lastne naprave za ocenjevanje obdelovalnosti. Naprava dela na principu konstantnega podajnega pritiska. Vzporedno z ob-delovalnostjo smo določali tudi celokupni kisik v jeklu. Kmalu smo ugotovili, da med celokupnim kisikom in obdelovalnostjo ni zanesljive medsebojne zveze. Z razvojem metod direktnega določevanja aktivnega kisika so bile dane široke možnosti za intenzivno raziskovalno delo, predvsem na področju polpomirjenih avstenitnih jekel. Danes kontroliramo pri avtomantih jeklih ob-delovalnost, ki jo izražamo z indeksom obdelovalnosti, in obliko oksisulfidnih vključkov, ki jo izražamo z indeksom sulfidnih vključkov. 1.1 Ocenjevanje obdelovalnosti z metodo stru ženja s konstantnim pritiskom Ta metoda ocenjevanja obdelovalnosti je primerjalna. Dobljene rezultate primerjamo s podatki standardnega vzorca s sestavo 0,2 % C, 1,3 % Mn, 0,20 % S in jih izrazimo v % kot indeks obdelovalnosti (I). Vzorce dobimo s kovanjem iz gredic 135 mm kv. ali 120 mm k v. in imajo premer 0 40 mm. Spodnja meja obdelovalnosti, določena na kovanih vzorcih, je 170 "/o, na vlečenem avtomatnem jeklu pa se mora gibati od 135 % navzgor. 4.2 Klasifikacija oksisulfidnih vključkov s pomočjo indeksa sulfidov Indeks sulfidov (Is) določamo s primerjalno metodo po posebej za avtomatna jekla izdelani skali, ki jo kaže slika 6. Vključki so razvrščeni v dvanajst razredov od 1 do 12. Ker je bila skala izdelana namensko za oceno indeksa sulfidov, ne upošteva gostote vključkov, pač pa samo njihovo obliko. Tako so s številko 12 ocenjeni sulfidi globularne oblike, z 1 pa sulfidi razpotegnjene oblike. 4.3 Medsebojna odvisnost indeksa obdelovalnosti I in indeksa sulfidov Is Med indeksom obdelovalnosti in indeksom sulfidov obstoji očitna medsebojna zveza. To se lepo vidi s slike 7. Koeficient korelacije je 0,67. Na osnovi celotnega zasledovanja rezultatov smo prišli do podatka, da jeklo z vključki, ocenjenimi z indeksom sulfidov 1 do 3 (glej sliko 7), ne doseže predpisane spodnje meje obdelovalnosti 170 % na kovanih vzorcih. Pri nadaljnji hladni predelavi se ti vključki še dalje razpotegnjeno in minimalno sodelujejo pri obdelovalnosti jekla (glej sliko 8 b). Nasprotno pa vključki, ocenjeni z indeksom sulfidov od 4 do 12, ohranijo ovalno obliko tudi po hladni predelavi, kar je pogoj za dobro obde-lovalnost (sliki 8 c in d). Zanesljiva odvisnost med indeksom obdelovalnosti in indeksom sulfidnih vključkov, določenim z metalografsko analizo, nam daje možnost, da ugotavljamo obdelovalnost polpomirjenih avtomatnih jekel z visokim indeksom obdelovalnosti samo z metalografsko metodo. Literatura 1. Nippon steel Technical Report overseas N°3 June 1973 2. Koroušič, Arh, Zakrajšek: Poročilo metalurškega inštituta v Ljubljani, Nal. 566/1978 3. E. Di Gianfrancesco, P. Filippi: La Metallurgia Italiana, 1976/9, str. 434 ZUSAMMENFASSUNG Im Hiittenvverk Jesenice werden die halbberuhigten Automatenstahle mit hohem Zerspanbarkeitsindex mit oder ohne Bleizusatz in grossen Mengen erzeugt. Es ist bekannt, dass die gute Zerspanbarkeit von Automatenstahlen durch die globulitische Form oxysulfi-discher Einschliisse bedingt ist. Der Sauerstoff im Stahl ist einer der wichtigsten Einflussparameter die die Form der sulfidischen Einschliisse beeinflussen. Die Regulierung des Sauerstoffgehaltes im fertigen Stahl ist demnach die vvichtigste Aufgabe der Stahlherstellung. Hier kann die Sauerstoffaktivitatsmessung sehr behilflich sein. Mit Hilfe der Sauerstoffaktivitatsmessung ist festgestellt worden, dass die beste Zerspanbarkeit bei einem Sauerstoffgehalt von 100 bis 150 ppm im Stahl vor dem Abstich erzielt vvird. Es hat sich gezeigt, dass der Lichtbogenofen ein guter Schmelzagregat fiir die Erzeugung von besten Automatenstahlen ist. Die Einfuhrung der Erzeugung von Automatenstahlen in Siemens-Martin Ofen war schweriger als in Lichtbogenofen. Vor allem die Einstellung des richtigen Sauerstoffgehaltes im Stahl hat uns anfangs viel Muhe gekostet. Das Problem war gelosst nach dem wir SiMn durch andere Desoxydationsmittel ersetzt haben. Bei der Qualitatsiiberwachung der Automatenstahle ist eine standige Kontrolle der Bearbeitbarkeit notig. Die Untersuchungen iiber die Beziehungen zvvischen dem SulfideinschIussformindex und dem Zerspanbarkeitsindex ergaben eine sehr iibereinstimmende Korrelation. Die Qualitatskontrolle der halbberuhigten Automatenstahle umfasst zur Zeit nur die Kontrolle des Sulfideinschluss-formindex. SUMMARY Jesenice Ironworks produce great quantitites of semi--killed free-cutting steel having good machinability. They are with or without lead. As it is known, good machinability requires spheroidal shape of oxysulphide inclusions. The oxygen content in steel is the most important parameter which influences the shape of the non-metallic sulphide inclusions. The control of the oxygen content in the manufactured steel is thus the most important task in the production pro-cess. Measurements of the active oxygen are very helpful. These measurements in single production stages shovved that the best results are obtained if steel before tapping contains 100 to 150 ppm of active oxygen. Production results indicate that electric are furnace is a very good melting set-up for the production of the best free-cutting steel. Advantageous is a higher oxygen content than obtained in the electric furnace steel. Production of free-cutting steel in the open-hearth furnace is difficulter task than production in electric are furnaces. The control of the correct oxygen content and thus of the spheroidal shape of sulphide inclusions in steel is much more difficult. The problem was solved by replacing the conventional SiMn predeoxidizing agent with ferroaluminium. Production of free-cutting steel demands a constant control of machinability. Investigations on the mutual relationship betvveen the machinabilitv index and the sulphide inclusions index confirmed a high degree of correlation vvhich is 67 %. Thus the machinability can be estimated only by the shape or by the index of sulphide inclusions. 3AKAI04EHHE MeTaAAyprH6irOCTH K o6pa5oTKH 5e3 H.VII C AOGaUKOH CBHHUa b 6oAbuiHX KOAHHA-HbIX BKAIOHeHHH. CaMbitt beukhmh 4>aKTop, Korapbifi OKa3biBaeT BAHanne Ha o6pa3oaaHHe (J)opMW HCMeiaAiFieCKHK cyAbHAHbix bkatohchhh npeA-CTaBAaeT coAepacaHHe KHCAopoAa. ri03T0My, caMoe SoAbinoe 3Ha Hne npii K3rOTOBAeHHH no,vyycnoiKa:ine KHCAopoAa b pacnAaBe stoh CTaAH npii cpaBHeHHH c SAeKTpociaAbio. VCBOeHIie npOH3BOACTBa aBTOMaTHOii CTaAH b MapTeHOBCKHX neyax Sbiao 5oAee 3aTpyAHHTeAbHO bcacactbhh 3aTpyAHeHHil npn peryAnpoBaHHH coAep>KaHHa KHCAopoAa h noAyieHHa rAo6yAapHofi CTpyKTypbi cyAbHAHbix BKAKKjeHHH b CTaAH. Bonpoc SblA peineH TeM, hto cnAaB SiMn, CAy>KamHH 3a npeABapiiTeABHoe pacKiicAeHHe pacnAaBa CTaAH 3aMeHHAH c FeAI. npH npOH3BOACTBe aBTOMaTHMX CTaAeft Heo6xOAHM nOCTOaHHbIH KOHTpoAb HaA 06pa6aTbiBaeM0CTM0 no\vc|"jaopnicara. HccAeAOBaHHa B3aHMOOTHouieHHa Me®Ay noKa3aTeAeM o6pa6aTbiBaeMocTH h noKa-3aTeAeM CyA4>HAHbIX BKAIOMeHHH nOATBepAHAH BbICOKVIO CTeneb KoppeAauHH, KOTOpaa cocTaBAaeT 67 %. Ha ocHOBaHHH stoto oueHKy cnocofiHoCTH CTaAH Ha o6pa6oTKy MoatHO HaAe>KHO onpeAeAHTb Ha OCHOBaHHH OpMbI, COOTB. nOKa3aTeAH CyAt(J)HAHHX BKAIOieHHH. Tehnične novice Šesta mednarodna konferenca o vakuumski in specialni metalurgiji San Diego, California, 23—27. april 1979 B. Koroušič, J. Rodič 1. UVOD Tradicionalnim internacionalnim konferencam o vakuumski metalurgiji, ki imajo svoj začetek v letu 1950, se je po letu 1970 priključilo tudi področje specialne metalurgije z znanimi sekundarnimi postopki: — električno pretaljevanje pod žlindro (EPŽ) — plazma — elektronski curek Paralelno z omenjeno konferenco je potekalo tudi internacionalno srečanje strokovnjakov s področja vakuumskega nanašanja tankih plasti (coatings). Šeste internacionalne konference v San Diegu se je udeležilo rekordno število udeležencev (okoli 660) iz več kot 15 dežel Amerike, Evrope, Azije in Avstralije. Simpozij je bil v velikem kompleksu hotelov Town and Country Hotel v San Diegu v organizaciji ameriškega vakuumskega združenja (ASM) in ameriškega združenja kovinarjev. Bilo je skupaj 70 predavanj, ki so bila organizirana v 8 sekcijah, s čimer je bila dana možnost, da se udeležimo praktično vseh predavanj. Na kongresu so bile obdelane naslednje teme: — pregled in kritična ocena različnih tehnologij na področju specialne metalurgije, — rafinacija tekoče kovine, — vakuumska metalurgija, — primarni talilni agregati, — osnove procesa pretaljevanja kovin in zlitin pod žlindro, — tehnologija izdelave EPŽ-ingotov, — uporaba, oprema in kontrola EPŽ-postopka, — specialna talilna oprema in novi postopki, — interdisciplinarne tehnologije (elektrolitje pod žlindro), termo-mehanska obdelava kovin v zaščitni atmosferi. Pred pričetkom simpozija so vsi udeleženci dobili kratke izvlečke vseh predavanj, kar je služilo kot vodilo pri spremljanju referatov in pripravi vprašanj za diskusijo. Vsa predavanja bodo publicirana v posebni izdaji »proceedings«, tako da se bova v tem poročilu omejila na tiste teme, ki so za bralce v Jugoslaviji posebnega pomena. 2. DOSEŽKI NA PODROČJU SPECIALNE METALURGIJE V svojem plenarnem predavanju je VV. Holzgruber (INTECO, Avstrija) podal pregled najnovejšega razvoja procesov s področja specialne metalurgije. Orisal je tendence na področju izdelave kvalitetnih jekel v elektro-obločnih pečeh s posebnim poudarkom čedalje večje uporabe ponovčne metalurgije in posebnih postopkov (AOD, CLU itd.). Izredno hitro narašča v svetu uporaba postopkov za vpihovanje sintetičnih žlinder, Ca-zlitin, posebnih modifikatorjev, ki omogočajo odpravo žvepla, nekovinskih vključkov, ki direktno vplivajo na strukturo strjenega jekla. Zelo ilustrativno in zanimivo je bilo predavanje G. Hoyle (British Steel Corp., Sheffield Laboratories, Anglija), ki je v seriji barvnih slik prikazal praktično celotni pregled danes znanih postopkov za sekundarno rafinacijo jekla. Izhajajoč iz kompleksne slike, ki zajame vpliv številnih parametrov: žlindra-atmosfera-temperatura-vpihavanje-mešanje razvrsti vse znane postopke v skupine. Analiza značilnosti posameznih postopkov je pokazala, da ima vsak postopek nekaj pozitivnih, toda tudi nekaj negativnih lastnosti. Na splošno je ugotovljeno, da je izboljšanje kvalitete obdelane ali pretaljene kovine odvisno predvsem od vsebnosti nekovinskih vključkov, plinov ter mehanizma strjevanja kovine. Inonye, M. z Nagoja univerze (Japonska) je podal pregled novejšega razvoja in raziskav na področju električnega pretaljevanja pod žlindro na Japonskem. Omenjene so raziskave in aktivnosti s področja fizikalne kemije procesov, termične karakteristike EPŽ, fizikalne lastnosti žlinder, fenomeni pri strjevanju EPŽ-ingotov ter študij napak na površini EPŽ-ingotov. Vsekakor zasluži posebno pozornost predavanje Spetz-Ier, E. in H. F. Haastert (Standard Messo, Thyssen, Zahodna Nemčija), v katerem so podani novejši rezultati s področja vakuumske obdelave tekočega jekla z znanimi postopki: VOD, VAD, RH, TN. Poudarjen je vpliv vakuumske obdelave jekla na vsebnost nekovinskih vključkov, izkoristek v nadaljnji termo-mehanski predelavi ipd. Omenjeni so tudi rezultati, dobljeni s kombinacijo vakuumskih postopkov in z vpihavanjem Ca-zlitin. O podobnih rezultatih so poročali tudi strokovnjaki iz firme Lectromelt, Pittsburg (ZDA). Ti avtorji so poudarili pomen kombinacije različnih postopkov, kar je pri današnji zelo veliki raznolikosti postopkov velikega pomena. Opisan je blok-koncept s praktičnimi rezultati, ki so bili dobljeni pri izdelavi nerjavnih jekel po AOD-postopku. Zelo veliko zanimanje je izzvalo predavanje skupine japonskih avtorjev: K. Suzuki, K. Janiguchi, S. Watana.be (Japan Steel Works, Tokyo). Pri izdelavi velikih ingotov predstavljajo velik problem makro-segregacije. Z uvedbo procesa ogljikove vakuumske dezoksidacije (VCD) so znatno izboljšali kvaliteto velikih kovaških ingotov, teže do 35 ton, in sicer pri nizko legi-ranih jeklih, posebej NiCrMoV jeklih. Brez uspeha so ostali poskusi pri ogljikovih jeklih. Enako zanimiva je tudi razlaga mehanizma tvorbe »A« segregacij pri velikih ingotih v povezavi s kemično sestavo jekla. Ugotovljena je kritična vrednost, ki uravnava količino strjene frakcije pred S-fronto ter vpliv silicija na tvorbo A — segregacij. Narita, K. in sodelavci (Kobe Steel, Ltd, Japonska) so poročali o industrijskih poskusih modifikacije oblike sulfidnih vključkov s t. i. TN-postopkom. Gre za vpihovanje kalcija v tekoče jeklo ter kontrolo žvepla in reakcij, ki spremljajo ta proces. Uporaba matematičnega modela je omogočila optimizacijo procesa (pomen globine kopija, diameter pihalice, pretok Ar itd.). Aplikacija TN-postopka omogoča doseganje izredno nizkih vsebnosti žvepla (celo 0,0030 % S), in kar je še bolj pomembno, kontrola oblike vključkov je skoraj popolna. Omenjen je vpliv žlindre, ki pokriva tekoče jeklo med obdelavo. Primerjava mehanskih lastnosti (anizotropija vlečenega jekla) je pokazala, da se lastnosti pločevine za velike plinovode podaljšalo tudi 70—80 %. Železarna Ravne (J. Rodič, J. Šegel) se je predstavila s pomembnim predavanjem o uporabi procesnega računalnika v jeklarni in njegovi vlogi pri zagotavljanju kako- vosti jekel. Predavanje je vzbudilo precej zanimanja, kar je dokaz, da je tema bila zelo aktualna in na nadpovprečno visokem nivoju. Obdelani so konkretni primeri iz prakse, med katerimi izstopa kontrola delta-ferita v avstenitnih, nerjavnih jeklih ter problemi kaljivosti kvalitetnih jekel iz proizvodnega programa Železarne Ravne. Iz četrte sekcije predavanj bi omenili prve rezultate (H. Jager iz Vereinigte Edelstahlwerke, Kapfenberg, Avstrija), dobljene z vakuumskim taljenjem superzlitin in titana z neporabno (Schlienger) elektrodo. Pri tem postopku gre za specialni postopek pretaljevanja odpadkov z rotirajočo, vodnohlajeno elektrodo. Postopek je zelo fleksibilen in se uporablja za različne namene od taljenja, pretaljevanja, izdelave prahu s plazma gorilniki, izdelave elektrod do legiranja tekoče kovine in podobno. Vsa predavanja v 5. sekciji so izbrana s področja izdelave velikih ingotov s konvencionalnim EPŽ-postopkom, pa tudi s posebnimi EPZ-tehnikami: Thomas, F. W. in O. Steneel (Levbold-Heraeus, Hanau, Zahodna Nemčija) sta poročala o vplivu različnih procesnih parametrov na fenomene gibanja žlindre in tekoče kovine. Že delno publicirane rezultate so razširili z nekaterimi konkretnimi primeri, ki so povezani s prenosom mase in toplote, metalurškimi napakami in podobno. O podobnih rezultatih so poročali tudi A. Choudhury, R. Jaueh, F. Tince (Stahhverke Rochling — Burbach, Zahodna Nemčija), ki so opisali že dokaj znano EPŽ-peč za izdelavo zelo velikih EPŽ-ingotov, teže do 220 ton. Težišče raziskav se nanaša na vpliv nizke frekvence na stopnjo odžveplanja, odpravo silicija, obnašanje aluminija ter kontrolo teh elementov med procesom taljenja. Naslednja tri predavanja se nanašajo na izdelavo velikih kovaških ingotov, pri katerih se uporablja specialna EPZ-tehnika: Basevi S., R. Scepi (Terni Societa per 1'industria el' Electricita, Italija) sta poročala o t. im. TREST-postopku za izdelavo velikih ingotov za odkovke rotorjev za turbine konvencionalnih in nuklearnih central. Proces sestoji iz litja v konvencionalno kokilo (v zaščitni atmosferi), ki ima podaljšek iz ognjevzdržnega materiala, ki ščiti kokilo pred delovanjem kemično aktivne žlindre. Drugi del procesa predstavlja odtaljevanje elektrode, dokler ingot ni kompletno strjen. Maksimalna teža ingota je 9 ton. Machner, P. (Vereinigte Edelstahlvverke, Kapfenberg, Avstrija) je poročal o znanem BEST-postopku, ki je v principu identičen že opisanemu TREST-postopku z določenimi modifikacijami: — zaščitna glava (kovinska) — pri hot toppingu — uporaba dveh porabnih elektrod — litje zaključnega dela velikih vlitkov (Caplan turbinske lopatice, super zlitin na osnovi Ni in Ti itd.). O že znanem MHKVV-postopku so poročali strokovnjaki Klocknerwerke AG, (Osnabrick, Zahodna Nemčija): Austel, W., H. Heymann, Ch. Maidorn. Po tem postopku so izdelali že ingot, teže 200 ton (kvaliteta: SA 508), za potrebe tlačne posode nekega reaktorja. Izkoristek po kovanju je znašal 80 °/o. Mehanske lastnosti jekla, izdelanega po MHKVV-postopku, ustrezajo vsem tehnično-var-nostnim pogojem, ki jih zahteva naročnik. V šesti sekciji so bili predstavljeni rezultati temeljnih, osnovnih raziskav s področja električnega pretaljevanja pod žlindro: Mitchell, A. (University of British Columbia, Vancouver, Canada): Optimalna hitrost taljenja pri VOP in EPZ-pro-cesu; Morlet, J., J. F. VVadier (Creusot Loire, Acieries dTmphy, Francija): Izračunavanje in merjenje lokalno-strjcvalnega časa pri pretaljevanju super-zlitin; Szekely, J., M. Coudhary (Massachusetts Institute of Technology, Cambridge, ZDA): Modeliranje profila kopeli ter temperaturnega polja in toka mase pri EPŽ-sistemih; Takahama, K., T. El. Gammal (Institut fiir Eiscnhiitten-kunde, Aachen, Zahodna Nemčija): Matematični model za študij strjevalnih karakteristik EPŽ-ingotov; Kawakami, M., K. S. Goto (Tokyo Kogyo, Tokyo, Japonska): Profil temperaturnega in električnega potencialnega polja v žlindri in kovinski kopeli med EPŽ-procesom; Medovar, B. I. in sodelavci (Paton electric institute, Kiev, SSSR): EPŽ-proces z uvajanjem kovinskih delcev; Hoyle, G. (BSC, Sheffield Laboratories, Anglija): Površinski fenomeni pri EPŽ-ingotih; Mellberg, P. O. (Royal Institute of Technology, Stock-holm, Švedska): Temperaturne meritve v žlindrini in kovinski kopeli pri EPŽ-procesu; Podobno predavanje so imeli tudi Jeanfils, C. L. in sodelavci. Od predavanj iz 7. skupine naj omenim zelo zanimivo predavanje Pocklington, D. N. in sodelavci: Izdelava sla-bov visoke kvalitete s trofazno EPŽ-pečjo, moči 9 MVA v jeklarni Dalzell (Škotska). Avtorjeva izvajanja so bila zanimiva predvsem zaradi številnih eksperimentalnih podatkov: avtomatsko vodenje procesa, kontrola nivoja žlindre, računalniška obdelava podatkov, vzdrževanje kokil, kontrola aluminija in številne druge tehnološke novosti. V drugem delu 7. sekcije smo slišali dva tehtna prispevka s področja računalniškega vodenja EPŽ-procesa: Thomas, F. W„ H. Birck (Leybold-Heraeus GMBH. Hanau, Zahodna Nemčija): Digitalna kontrola EPŽ-peči ter Chen, J. H. in sodelavci (Stellite Division, Cabot Co., Kokorno, ZDA): Računalniška kontrola EPŽ-procesa. Čedalje večje zahteve po kvaliteti EPŽ-procesa narekujejo visoko-reproduktivnost tehnoloških parametrov in minimalne ekonomske stroške. Tehnični nivo sodobnih EPž-naprav dovoljuje postavitev matematičnega modela, ki omogoča optimizacijo vseh procesnih parametrov, (moč taljenja, talilni tok, napetost, hitrost taljenja itd.) in nato njihova kontrola s procesnim računalnikom. Na osnovi danega materiala in diskusije smo prišli do zaključka, da je današnji trend v svetu v celoti v nakazani smeri in da računalniško vodenje procesa omogoča doseganje večje kvalitete jekla pri minimalnih obratovalnih stroških. Zadnja, osma sekcija je bila posvečena problematiki v zvezi z izdelavo opreme za tehnologijo s področja vakuumskega indukcijskega taljenja, taljenja temperaturno obstojnih materialov, vakuumskega litja, specialnega konti-litja in podobno. Od ostalih predavanj je potrebno, da omenimo dve tehtni predavanji sovjetskih strokovnjakov iz inštituta za varilno tehniko: Elektro-litje specialnih kontejnerjev visokega pritiska za nuklearne centrale in Elektro-litje velikih ojnic za ladijske diesel motorje. Obe predavanji sta izzvali precejšnje zanimanje zaradi specifičnosti proizvodnje ter relativno visoke stopnje mehaniziranosti tehnološkega procesa. Zadnji dve predavanji predstavljata današnji trend iskanja novih žlindrinih sistemov za potrebe EPŽ-procesa, s čimer bi se delno izognili problemu dobave deficitarnih surovin (predvsem CaF2), izboljšali ekološke probleme (emisija F-spojin) in dosegli večjo kvaliteto EPŽ-jekla: Rawson, J. D. W. in sodelavci (BSC, Shefield, Anglija): Uporaba EPZ-žlinder brez CaF2, oziroma z nizko vsebnostjo CaFj ter Tokumitsu, N. in sodelavci (Nippon Steel Corporation. Kawasaki, Japonska): Izdelava nerjavnih jekel ultra visoke čistoče z uporabo žlindre CaFi-Ca. Pri teh poskusih gre za laboratorijske poskuse, ki so v strogo kontroliranih pogojih dali zelo zadovoljive rezultate. Lahko pričakujemo njihovo skorajšnje uvajanje v industriji. Šesta konferenca o vakuumski in specialni metalurgiji v San Dicgu, ZDA je ponovno pokazala, da je na internacionalnem prostoru prišlo do novega razvoja na področju procesne tehnike in tehnologije specialnih metalurških postopkov. Večina priznanih strokovnjakov je v javnih in osebnih diskusijah poudarila veliko odgovornost investitorjev v opremo z omenjenega področja zaradi izredno hitrega razvoja novih postopkov. Prav gotovo, da je kritična ocena tehnoloških značilnosti vseh teh postopkov možna le z direktnim vključevanjem v internacionalno strokovno sfero. Ta način sodelave je danes v celoti izpodrinil klasično miselnost, da za dobro informiranost zadošča študiranje strokovne literature in kritična ocena prospektov proizvajalcev ustrezne opreme. Tehnična navodila avtorjem Rokopis Rokopis dostavite v originalu odgovornemu uredniku ali enemu od članov uredništva. Pisan mora biti z dvojnim presledkom. Na levi strani je rob širine 4 cm. Na tem robu označite mesta, kjer naj bodo slike ali tabele. Članki naj bodo kratki in jedrnati in ne prena-trpani z nepotrebnimi podatki. Izogibajte se tabel z veliko številkami, ki bralca ne zanimajo, posebno če so isti podatki prikazani kot odvisnosti v diagramih. Razlage naj bodo jasne, kratke in v neposredni zvezi z doseženimi rezultati, brez širših hipotetičnih dodatkov. V primeru, da prvič objavljate v železarskem zborniku, dostavite uredništvu naslednje podatke: ime in priimek z akademskim nazivom spredaj in poklicnim nazivom zadaj, katero delo opravljate, delovna organizacija, žiro račun in naslov stanovanja. Uredništvo si pridržuje pravico jezikovne korekcije, strokovne recenzije in presoje o ustreznosti objave. Prosimo, da glede rokopisa upoštevate še naslednja navodila: 1) Izvleček pod naslovom naj obsega 4 do 10 tipkanih vrst. Vsebina naj pove, kateri problem obravnava članek. 2) Povzetek za prevode v angleški, nemški in ruski jezik pošljite v 4 izvodih. Obsega naj pol do največ dve tipkani strani. Glede vsebine naj pove tujemu bralcu, kakšen je bil problem in kateri so glavni rezultati vašega dela. Specifične strokovne izraze, ki jih prevajalci morda ne poznajo, navedite spodaj v angleškem, nemškem in ruskem jeziku. 3) Avtorski izvleček za kartice (4 izvodi] naj obsega: glavno geslo in eno ali več stranskih gesel (n. pr. Metalurgija — Orodna jekla — Preizkušanje materiala), avtorja in soavtorje, naslov članka in kratko vsebino članka (največ 15 tipkanih vrst) s poudarkom na rezultatih raziskave. 4) Podpisi k slikam v 2 izvodih na posebnih listih. Podpis naj bo formuliran tako, da bo v angleškem prevodu tudi tuj bralec razumel vsebino slike. 5) Literaturo, ki jo citirate v tekstu, označite z zaporednimi številkami, zgoraj za besedo, kjer označbo želite, n. pr.... Smith3 .... Na koncu članka navedite nato vse bibliografske podatke: — Za knjige: začetnice imen in priimki avtorjev, naslov knjige, številka izdaje, založba, leto izdaje. — Za članke: začetnice imen in priimki avtorjev, naslov članka, neskrajšani naslov revije, letnik, številka, leto, strani (prva in zadnja). 6) Poglavlja in razne vrste tiska: Članek naj bo, kolikor je mogoče, razdeljen po naslednji shemi: uvod (nakazati problem, izhodišče in cilj raziskave in pregled literature), načini raziskovanja in materiali, rezultati raziskav, razlaga rezultatov in sklepi. Glavna poglavja in podpoglavja pišite po primeru: REZULTATI RAZISKAV 1. Preizkušanje jekla Ž 0147 (mastni tisk, tekst se prične v naslednji vrsti) a) Količina vključkov (mastni tisk, tekst se nadaljuje v isti vrsti). Zvezano podčrtane besede pomenijo mastni tisk, lahko pa uporabite še kurzivni tisk (prekinjeno podčrtane besede) in razprti tisk (tipkajte razprto). 7) Tabele pišite med tekstom ali jih priložite na koncu teksta. V drugem primeru napišite na levi rob, kje je treba tabelo vstaviti. 8) Enote: Uporabljajte izključno enote po SI (System International d'Unites). V nadaljnem so navedene nekatere osnovne in izvedene enote, ki jih prednostno uporabljajte: Aktivacijska energija čas delo, energija termična električna mehanična Dolžina Entalpija Entropija Gostota Hitrost Količina snovi Kot Moč Napetost, mehanska Natezna, tlačna, J/mol, kJ/mol s, min, h J kW h N m m, mm, [xm, nnr J J/K kg/m3, m/s mol rad W, kW g/cm3 upogibna, strižna trdnost N/mm2 Elastični in strižni modul kN/mm2 Površinska napetost mN/m Pritisk bar Razteznostni koeficient m/(m K) Sila, obremenitev N Temperatura K, °C Teža, masa g, kg, t Toplota, količina toplote J Toplotna kapaciteta J/K Toplotna prevodnost W/(m K) Toplotni pretok W gostota toplotnega pretoka W/m2 Trdote Rockvvell HRB, HRC Brinell HB Vickers HV Viskoznost dinamična Pa s kinematična cm2/s žilavost, lomna (Klc) MN/m3/2 Žilavost, udarna ob zarezi J Pazite: kratice predpon pišemo skupaj z enoto, na primer kg, kW, MN, mbar. Sestavljene enote pa pišemo narazen, na primer N m, kW h, W s. Količine (vsebnosti) in sestave večfaznih snovi izražamo: V, --— . 100 Volumska količina v % Vi + V2 (prej volumski %) ——— . 100 Količina snovi v % n> ^ n2 (prej molski ali atomski %) ——— . 100 Količina mase v % mi + ,nri2 (prej utežni %) 8) Enačbe in simbole napišite jasno in čitljivo, najbolje s prosto roko. V enačbah ne uporabljajte znakov za množenje (x ali .). Izogibajte se zamotanih indeksov. Če ne morete jasno napisati grških črk, napišite pojasnilo na levi rob, n. pr. mala grška črka gama. Simbole v enačbah sproti tolmačite. Uporabljajte simbole, ki so v JUS standardih, če teh ni pa najbolj uveljavljene. Fotografije Metalografski in drugi posnetki morajo biti izdelani na belem papirju z visokim leskom in naj bodo jasni in kontrastni. Preslikane fotografije ali iz tiska preslikane fotografije niso dovoljene, razen v izjemnih primerih. Računajte, da bo širina fotografije v tisku največ 80 mm. Več fotografij, ki spadajo skupaj, nalepite na papir in jih označite kot eno sliko. V tem primeru je lahko širina slike tudi 165 mm. Izjemno imajo fotografije lahko tudi nestandardno širino. V tem primeru priložite fotografiji pojasnilo, kakšno velikost želite v tisku. Mikroskopska in makroskopska povečanja in pomanjšanja označite v podpisu k sliki (povečanje 100 X), (pomanjšanje 1,5 X), še bolje pa z vrisanjem ustrezne skale s črnim ali belim tušem na fotografiji. Diagrami in risane slike Diagrami in risane slike morajo biti narisane s tušem na paus papirju. Ne pošiljajte prefotografiranih ali kopiranih risb. Diagrami morajo imeti popoln okvir in mrežo (raster) v notranjosti okvira. Zaporedno številko slike napišite s svinčnikom na vogalu formata. Prosimo avtorje, da dosledno upoštevajo še naslednja navodila: 1. Širina: Diagrami morajo biti narisani na formatu A4. Širina diagrama naj bo 150 mm, plus ali minus 10 mm. Širina ni le okvir diagrama, temveč tudi številke in napis na ordinatni osi. V tisku so ti diagrami pomanjšani približno 2 X, na širino enega stolpca. Odstopanja od teh širin narisanih in tiskanih diagramov bodo upoštevana le v primerih, ko morajo biti zaradi gostote podatkov, krivulj ali preglednosti tiskani v širini obeh stolpcev, to je okoli 160 mm. V teh primerih naj bo širina narisanega diagrama 300 mm, plus ali minus 20 mm. Pri drugih risanih slikah (izdelki, preseki, naprave, sheme, načrti in podobno) je lahko skupna narisana širina manjša od 150 mm. Pri tem upoštevajte estetski videz pomanjšane tiskane slike med tekstom in tudi, da bo slika v vsakem primeru v tisku pomanjšana 2 krat; uporabljajte torej enake velikosti črk in debeline črt kot pri diagramih. 2. Črte: V vseh diagramih in drugih risanih slikah uporabite izključno naslednje debeline črt: —■ Okviri diagramov (koordinatne osi) 0,4 mm — Mreža v diagramih 0,2 mm — Krivulje v diagramih 0,6 mm —• Osnovne črte v risbah 0,2 mm — Prerezi (obrisi) v risbah 0,4 mm — Šrafure 0,2 mm V tisku bodo te črte polovico tanjše. 3. Črke in številke: Uporabljajte le kurzivne (poševne) črke in številke velikosti 4 mm, risane s šablono in peresom, ki ustreza tej velikosti. Izjema so le indeksi, ki naj bodo veliki 3 mm. V tisku bo velikost črk in številk okoli 2 mm, indeksov pa 1,5 mm. 4. Opis koordinat: Na abscisi in ordinati mora biti neskrajšan opis s simbolom in enoto, npr.: Na-tezna trdnost trM v N/mm2; Stopnja deformacije e v %; Količina mase Mn v %; ne pa le crM N/mm2; e%; % Mn. 5. Oznake točk in krivulj: Legende za različne vrste točk in krivulj morajo biti v sliki. Legende za simbole in druge črkovne oznake so lahko tudi v podpisih k slikam. Izvleček Za hitro orientacijo po dokončanju članka navajamo na kratko, kaj je potrebno poslati uredništvu Železarskega zbornika: 1. Rokopis v enem izvodu (drugega hranite za pregled krtačnega odtisa) z izvlečkom pod naslovom, oznakami za slike na levem robu in podatki o avtorjih. 2. Povzetek za prevode v 4 izvodih 3. Avtorski izvleček za kartice v 4 izvodih 4. Podpisi k slikam v 2 izvodih 5. Oštevilčene fotografije, diagrami in druge slike. Odgovorni urednik: Jože Arh, dipl. inž. — Člani Jože Rodič, dipl. inž., Mirko Doberšeik, dipl. inž., dr. Aleksander Kveder, dipl. inž., Edo Žagar, tehnični urednik Oproščeno plačila prometnega davka na podlagi mnenja Izvršnega sveta SRS — sekretariat za informaoije št. 421-1/72 od 23. 1. 1974 Naslov uredništva: ZPSŽ — Železarna Jesenice, 64270 Jesenice, tel. št. 81-341 int. 880 — Tisk: TK »Gorenjski tisk«, Kranj VSEBINA UDK: 669.147 ASM/SLA: D9q Metalurgija — kontinuirno ulito jeklo M. Kmetic in sodelavci Nekatere značilnosti jekel izvaljanih iz kontinuirno ulitih gredic Železarski zbornik 13 (1979) 3 s 85—93 Kontinuirno ulito jeklo ima nekatere prednosti pred konvencio-nalnim jeklom, ki pridejo do izraza, če je v gredicah malo napak značilnih za konti litje. Raziskava obravnava makro in mikrostrukturne značilnosti, velikost in porazdelitev nekovinskih vključkov, segregacije in mehanske lastnosti nekaterih cementacijskih jekel, jekel za poboljšanje in vzmetnega jekla. Rezultati so pokazali, da lahko konti jekla enakovredno nadomestijo konvencionalna jekla. Avtorski izvleček UDK: 669.182.71:669.891 ASM/SLA: D8n Metalurgija — Rafinacija jekla V. Prešern in sodelavci Rafinacija jekla z vplhovanjem CaSi v ponev železarski zbornik 13 (1979) 3 s 95—103 Opisali smo fizikalno-kemične osnove postopka vpihovanja CaSi v ponev in prikazali najvažnejše prednosti tega postopka moderne rafinacije jekla v ponvi. Osnovna pridobitev na kvaliteti jekla je sprememba plastičnih MnS sulfidov v neplastične vključke tipa CaO-AhOj-CaS. Obravnavali in analizirali smo podatke o številnih industrijskih poskusih v železarni Store in Železarni Jesenice. Ugotovili smo prednosti in pomanjkljivosti opravljenega dela in predložili tehnologijo postopka vpihovanja CaSi v ponev. Avtorski izvleček UDK: 620.178 ASM/SLA: Q26, S13b Metalurgija — Prelomi kovin — Mehanika lomov — Preizkušanje kovin A. Kveder Prelomi kovin železarski zbornik 13 (1979) 3 s 105—122 Članek daje pregled stanja na področju raziskovanja prelomov in preizkušanja kovinskih materialov. Teoretične osnove o trdnosti kovin, o krhkem ta žilavem prelomu in mehaniki prelomov. Opisana so preizkušanja lomnih značilnosti kovin z načini določanja lomne žilavosti (Kij, COD, J-Integrala in z instrumentiranim Charpvjevim kladivom. Avtorski izvleček UDK: 669.14.018.23 ASM/SLA: SQA — k Metalurgija — izdelave jekla — avtomatna jekla J. Arh in sodelavci Nekteri problemi izdelave avtomatnih jekel v električnih obločnih in Siemens-Martinovih pečeh Železarski zbornik 13 (1979) 3 s 123—128 Železarna Jesenice je velik proizvajalec avtomatnih jekel z visokim indeksom obdelovalnosti z ali brez dodatka svinca. Glavni problem izdelave polpomirjenega avtomatnega jekla je regulacija pravilne vsebnosti kisika v izdelanem jeklu oziroma regulacija pravilne globulitične oblike sulfidov. Za vzdrževanje stalne enakomerne kvalitete v pogledu obdelovalnosti je potrebna stroga kontrola vsebnosti kisika v jeklu, ki naj bo v optimalnih mejah od 100 do 150 ppm v talini pred prehodom merjeno z kisikovo sondo. Najboljši način za zagotovitev takšne vsebnosti kisika pa je stroga kontrola ogljika po oksidaciji, ki naj bo od 0,05 do 0,07 %. Električne obločne peči so zelo dobri talilni agregati za (izdelavo avtomatnih jekel, ker je regulacija vseh vplivnih parametrov enostavnejša. Regulacija vsebnosti kisika oziroma globulitične oblike sulfidov je v SM pečeh težja. Vendar se z uporabo FeAl kot pred-dezoksidanta da dosegati zelo dobro obdelovalnost jekla, ki ne zaostaja za elektro jeklom. Kontrola avtomatnih jekel obsega kontrolo obdelovalnosti in oblike sulfidnih vključkov. Ker pa obstoji med obdelovalnostjo in obliko sulfidnih vključkov zanesljiva medsebojna zveza, zadostuje že sama metalografska kontrola oblike vključkov po posebni zato izdelani skali. Avtorski izvleček INHALT UDK: 669.182.71:669.891 ASM/SLA: D8n Metallurgie — Stahlraffination V. Prešern und Mitarbeiter Raffinatlon von StahI durch Einblasen von CaSi in die Pfajtne Železarski zbornik 13 (1979) 3 S 95—103 Die physikalisch-chemischen Grundlagen der Einblasteehnologie von CaSi in die Pfanne vverden beschrieben und die wichtigsten Vorteile dieser Raffination von Stahl in der Pfanne vverden gezeigt. Als vvichtigste Anderung in der Stahlqualitat ist die Umwandlung der piastischen MnS Sulfide in nichtverformbare Einschliisse des Types Ca0-Al203-CaS zu ervvahnen. Die Ergebnisse der Industrieversuche in Hiittenvverken Štore und Jesenice vverden bearbeitet und bevvertet. Die Vor- und Nach-teile der geleisteten Arbeit werden beurteilt und ein Vorschlag fiir die Technologie der CaB Behandlung wird gegeben. Auszug des Autors UDK: 669.147 ASM/SLA: D9q Metallurgie — Stranggegossener Stahl M. Kmetic und Mitarbeiter Einige Eigenheiten der Stahle ausgevvalzt aus stranggegossenen Kniippeln Železarski zbornik 13 (1979) 3 S 85—93 Stranggegossener Stahl hat einige Vorteille vor dem Konventio-nell erzeugten Stahl, die zum Ausdruck kommen, wenn in Kniippeln nur vvenige fiir Stranggiessen eigenartige Fehler da sind. In dieser Forschungsarbeit vverden die Eigenheiten des Makro und Mikro-gefiiges, die Grosse und Verteilung der nichmetallischen Einschliisse, Seigerungen und mechanische Eigenschaften einiger Einsatz-stiihle, Vergiitungsstiihle und Federstahle behandelt. Die Ergebnisse zeigten, dass konvcntionell erzeugte Stahle gleichwertig durch Stranggegossene Stahle ersetzt verden konnen. Auszug des Autors UDK: 669.14.018.23 ASM/SLA: SQA — k Metallurgie — Stahlerzeugung — Automatenstahle J. Arh und Mitarbeiter Einige Probleme der Erzeugung der Automatenstahle Im elektrischen Lichtbogen und SM Ofen Železarski zbornik 13 (1979) 3 S 123—128 Das Huttenvverk Jesenice ist ein grosser Erzeuger von Auto-matenstiihlen mit hohen Zerspanbarkeitsindex mit oder ohne Blei-zusatz. Das Hauptproblem bei der Erzeugung der halbberuhigten Automatenstahle ist die Regelung des richtigen Sauerstoffgehaltes im tertigen Stahl bzw. die Regelung der richtigen globulitischen Form der sulfidischen Einschliisse. Um eine standige und gleichmassige Gute in Hinsicht der Zerspanbarkeit zu sichern ist eine standige Kontrolle des Sauerstoffgehaltes im Stahl notig, vvelche in optima-P^enzen zvvischen 100 und 150 ppm in der Schmelze vor dem Abstich, gemessen mit der Sauerstoffmessonde, sein solite. Der beste Weg diesen Sauerstoffgehalt zu sichern ist eine strenge Kon-U- n n Kohlenst°ffgehaltes nach dem Frischen, welcher von 0.05 bis 0.07 % varieren solite. Lichtbogenofen sind gute Schmelzagre-gate fur die Erzeugung von Automatenstahlen da die Regelung aller tinflussparameter einfach ist. Die Regelung des Sauerstoffgehaltes bzvv. der globulitischen Einschlussform ist in SM Ofen schvvieriger. Man kann jedoch mit der Anwendung von FeAl zur Vordesoxydation gute Bearbeitbarkeit erzielen die nicht schlechter ist. als beim blektrostahl. Die Kontrolle der Automatenstahle umfasst die kontrolle der Zerspanbarkeit und der Form der sulfidischen Einschlu-sse. Da zvvischen der Bearbeitbarkeit und der Sulfideinschlussform ein eindeutiger Zusammenhang besteht, geniigt schon eine metallo-graphische Kontrolle der Einschlussform nach einer Sonderskala. Auszug des Autors UDK: 620.178 ASM/SLA: Q26, S13b Metallurgie — Briiche an Metallen — Bruchmechanik A. Kveder Briiche an Metallen Železarski zbornik 13 (1979) 3 S 105—122 Der Artikel gibt einen Oberblick iiber den heutigen Stand der Bruchforschung und die Verfahren fiir die Priifung der metallischen Stoffe. Theoretische Grundlagen iiber die Festigkeit der Metalle, iiber den sproden und zahen Bruch und die Bruchmechanik vverden angegeben. Die Untersuchungen der Brucheigenheiten der Metalle mit den Verfahren fur die Bestimmung der Bruchzahigkeit (Kic), COD, des I-Integrales und mit Messinstrumenten eingerichteten Charpyhammer vverden beschrieben. Auszug des Autors CONTENTS UDK: 669.147 ASM/SLA: D9q Metallurgv — Continuously Čast Steel M. Kmetic and coworkers Some Characteristics of Steel Rolled from Continuous Čast Blllets Železarski zbornik 13 (1979) 3 P 85—93 Continuous čast steel has some advantages o ver tlie conventional steel vvhich are pronounced vvhen onlv few defects characeristic for continuous casting are present in the billets. Macro and microstructural characteristics, size and distribution of non-metallic inclusions, segregations, and mechanical properties of some carblirising, tempering, and spring steel were investigated. The results shovv that continuous čast steel can equvalently replace the conventional steel. Author's Abstract UDK: 620.178 ASM/SLA: Q26, S13b Metallurgy — Fractures of metals — Fracture mechanics — Metal testing A. Kveder Fractures of Metals železarski zbornik 13 (1979) 3 P 105—122 The paper presents the revievv on the investigations of fractures and on the testing metallic materials. Theoretical fundamentals on strength of metals, brittle and tough fractures, and fracture mechanics. Testing the fracture characteristics by the methods for deter-mining the fracture toughness (K|c), COD, J-Integral, and instru-mented Charpv apparatus are deseribed. Author's Abstract UDK: 669.182.71:669.891 ASM/SLA: D8n Metallurgy — Steel refining V. Prešeren and covvorkers Steel Refining by CaSi Injection into Laddle Železarski zbornik 13 (1979) 3 P 95—103 Phvsical-chemical fundamentals of the CaSi injection process into laddle were deseribed, an the essential advantages of this modern steel refining method in the laddle were presented. The most important improvement in the steel quality is achieved by replaoing plastic manganese sulphide inclusions with the unde-formable Ca0-Al203-CaS inclusions. Numerous data on the industrial tests in Ironworks Store and Jesenice vvere analyzed. Advantages and disadvantages were deter-mined, and the injection techniques for the CaSi injection into laddle vvere proposed. Author's Abstract UDK: 669.14.018.23 ASM/SLA: SOA — k Metallurgv — Steel Production — Free-cutting Steel J. Arh and covvorkers Some problems In produelng free-cutting steel in electric are and open-hearth furnaces Železarski zbornik 13 (1979) 3 P 123—128 Jesenice ironvvorks produce great quantities of semi-killed free-cutting steel having good machinability They are with or without lead. The basic problem in producing the semi-killed free-cutting steel is the control of the correct oxygen content in the steel or the control of the correct spheroidal shape of sulpliides. In order to keep uniform machinability, a striet control of the oxygen content is required. It should be between 100 and 150 ppm in the melt before tapping when measured with the oxygen probe. The best method for assuring sueh a content is a striet control of carbon content after the refining. It should be betvveen 0.05 and 0.07 %. Electric are furnaces are a very good melting set-ups for free-cutting steel since the control of the influential parameters is simple. The control of the oxygen content or the spheriodal shape of sulphides in the open-hearth furnace is more difficult. But utili-zation of FeAl as a preoxidizing agent can enable good steel machi-nnbility vvhich as not lovver than that of the electric furnace steel. The control of the free-cutting steel includes the machinability control and the control of the shape of sulphide inclusions. Since a reliable correlation exists betvveen the machinability and the shape of sulphide inclusions, only a metallographic control of the shape of inclusions bv a specially prepared scale is sufficient. Author's Abstract COZlEP>KAHHE YAK: 669.182.71:669.891 ACM/CAA: D8n MeTaAAypraa — paclmHiipoBainie CTaAH. V. Prešern h cotpyahhkh Pai|>nnnpoBanne CTaAH npn BAVBamiH CaSi b kobui. Železarski zbornik, 13 (1969) 3 c 95—103 OnncaHLi iJ>H3HKO-xiiMa«ecKiie ochobli cnocoSa baybahiia CaSi b kobih h noAaHM caMLie cymecTBeHHbie npeHMymecTBa aroro cnoco-6a coBpe\ieHHoro pa4>HHiipoBaHiia CTaAH b KOBnie. OcHOBiioe Aocraace-Hne, ito KKacaeTca KanecTBa CTaAH, npeACTaBAaeT npeo6pa30BaHiie nAacTiwHux bkajo^ehhh cyalcj)HAOB MnS b Hen.\acTHMHbie bkakmehnsi BHAa CaO-AhCh-CaS. PaccMOTpeHHti AaHHtie, noAyqeHHbie BtraoAHeHHeM MHoroincAe-hhlix HCCAeAOBaHHH, KOTopLie bcaiici. b cAOBeHCKHx MeTaAAyprH^e-ckhx 3aBOAax 3KeAe3apHa niTope h }KeAe3apa EceHHue. OnpeAeAeHbi npeHMymecTBa h HeAocraTKH BbinoAHeHHbix paSoT h noAaHO yica3a-Hne Ha BbinoAHeHiie TexH0A0rHH cnoco6a BAyBaHHH CaSi b kobui. ABTope^i. VAK: 669.14.018.23 ACM/CAA: SQA — K MeTaAyprHa — BLinvaBKa ciaAii — aBTOMaTHbie CTaAH. J. Arh HeKOTopue npofiAeniM b np0H3B0ACTBe aBTOManttnc ciaieii b 3AeKTpoAyroBbix h MapxeHOBCKHX neliax. železarski zbornik 13 (1979) 3 c 123—128 MeTaAyprHqecKHH saBOA ^KcAe3apjia Ecciihuc aBAaeTca Kpyn-HblM npOHBOAHTeAeM aBTOM3THbIX CTaAefi C BblCOKIIM HHAeKCOM o6pa-GaTblBaeMOCTH Be3 HAH c AOSaBKOH CBHHUa. rAaBHbifi Bonpoc H3TOT0BAeHna noAyycnoKoeHHoii aBTOMaTHoii CTaAH npeACTaBAaeT peryAHpoBaHHe npaBHAbHoro coAepjKamia khcao-poAa b pacnAaBe, cootb. peryAHpoBaHHe npaBHAbHoii rAo6yAapnoii 4»pMbI CyAbcJ)HAHbIX BKAKraeHHH. AAa TOTO, HTOSbl COXpaHIITb paBIIO-MepHOCTb KaiecTBa b oraomenHn Ha 06pa6aTbiBaeM0CTb, Heo6xoAHM TOlHblH KOHTpOAb COAepJKaHHa KHCAOpOAa b CTaAH, KOTOpOe AOAJKHO HaxoAHTca b onTHMaAbHbix rpaHHuax 0,010—0,015 % b pacnAaBe ao BbinycKa, H3MepeHHeM c khcaopoahmm 30haom. "ItoSu oSecneiHTb TaKoe coAepacairae KHCAopoAa Heo6xoAHM TOHHbia KOHTpoAb HaA coAepacaHHeM yrAepoAa b pacnAaBe CTaAH nocAe oKucAeHHa, VrnepoA nycTb 6yAeTb b rpaHHuax MeatAy 0,05— —0,07 %. OnbiTbi noKa3aAH, wto 3AeKTpoAyroBbie nemi oieHb xopo-iune nAaBHAHbie arperaTbi aah H3AOTOBAeHHa aBTOMaTHHX CTaAeft, noTOMy ijto peryAHpoBaHiie BCex napaMeTpoB, KOTopbie OKKa3biBaroT BAnaHHe Ha npoijecc MeHee caojkho. B MapTeHOBCKHX neqax peryAii-poBaHHe coAepacamia KHCAopoAa, cootb. rAo6yAapHoft cTpyKTypbi cyAbc|)haob SoAee 3aTpyAHHTeAbHo. Xora c ynoTpe6AeHHeM FeAl npn npeABapHTeAbHOM pacKncAeHHH mohcho noAyMiiTb cTaAb c xopo-moii cnocoSHocTbio k o6pa5oTKe, Koropaa He oTCTaiOT ot 3AeKTpo-CTaAH. ^KoiiTpoAb aBTOMaTHbix CTaAefi oxBaTbiBaeT Ha6AK>AeHiie naA kav cnocoGirocTbio k o6pa6oTKH H (popMOH CyAblJ)HAHbIX BKAKmeHHH IiaAejKHOe B3aHMOOTHOHIeHHe BnoAHe YA0BAeTB0paeT MeTaAAOrpaiJjHieCKHii KOHTpoAb <}>opMbi bkaio-ieHHH npn noMoniH cneimaAbno m« stoto npnr0T0BAenHbix niKaA. ABTopef]j. YAK: 669.147 ACM/CAA: D9q MeTa,v\yprua — nenpepbiBHo OTAUTaa CTaAb. M. Kmetič u cotpyahhkh HeKOTopbie xapaKTepHbie ocoSeHHOCTH craAefl, npoKaTaHHbix H3 nenpepbiBHo otahtbix 3ar0T0B0K. železarski zbornik 13 (1979) 3 c 85—93 Henpepbino OTAHTaa CTaAb HMeeT b oTiiomeHim na pa3AHBKy oof.iHithiM cnocoGo.m HeKOTopbie npeHMymecTBa. B ocoSeHHocTH sto npoaBAaeTca eCAH b 3aroTOBKax HeMHoro nopoKOB xapaKTepHbix AAa AHTba 3TOTO BHAa. B HCCAeAOBaHiiax paccMorpcn i.i MaKpo- h MiiKpocTpyKTypHbie oco6eHHoCTH, pa3Mepbi H pacnpeAeAemie HeMeTa.\AHMeCKHX ijkaiomc-nufl, cerperamiH h MexamraecKHe caoiicTBa HeK0T0pbix ueMeHTHpo-BaHHbix, yAyMmenHbix h npy>KHHHbix CTaAeii. pe3yabtatu hccaeaobahita noka3aah, mto nenpepbiBHo OTAitTbie CTaAH MoryT BnOAHe 3a.\iecTHTb CTaAH OTAHTbie TpaAHUiioHHbiM cno-coGom. ABTopecJ). VAK: 620.178 ACM/CAA: Q26, S13b MeTaAyprna — H3A0MU MeTaAAOB ucnbiTaiiHe MeraAAOB. MexaniiKa hsaomob — A. Kveder H3AOMH MeTaAAOB. Železarski zbornik 13 (1979) 3 c 105—122 B CTaTbe noAaH o53op o CHTyamm b oSAacTH HCCAeAOBaHHH H3Aomob h HcnbiTaHiia MeTaAAOB. ČAeAyiOT TeopeTi«ecKHe ochobm O Ba3KOCTII MCTa.\AOB, O XpynKOM H B83KOM II3AOMy h MexailHKH H3AOMOB. AaHO OmiCaHHe HCCAeAOBaHHH XapaKTepiICTHK H3AOMHbIX noBepxHocTeft MeTaAAOB c cnocoCaMH onpeAeAeHHa npoiHocm Ha pa3pbiB (Kic), COA, J - HiiTerpaAa, a TaKHte yAapnyio BH3KocTb c o5pa3uaMH no Illapmi, ABTopetJ).