ŽELEZARSKI ZBORN I K Stran VSEBINA Marinček Borut — Katedra za metalur- gijo na Ziiriški tehniški visoki šoli PRIDOBIVANJE ŽELEZA POTOM DIREKTNE REDUKCIJE RUD............65 Rak Inoslav — Metalna Maribor PROBLEMATIKA VARJENJA POBOLJŠANEGA KONSTRUKCIJSKEGA JEKLA TIPA N-A-XTRA V TEŽKIH KONSTRUKCIJAH.......73 Uranc Franc — Železarna Ravne ŽILAVOST KONSTRUKCIJSKIH JEKEL V ODVISNOSTI OD HITROSTI PREIZKUSA ... 89 Pratnekar Tone — Železarna Ravne OPTIMIZACIJA OBDELOVALNIH POGOJEV . 93 Brudar Božidar — Železarna Jesenice FAKTORSKI POSKUSI IN ORTOGONALNI POLINOMI ................101 LETO 7 ST. 2 1973 ŽEZB BQ 7 (2) 65- 112(1973) IZDAJAJOŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INSTITUT VSEBINA Stran Pridobivanje železa potom direktne redukcije rud .......... .......65 DK: 187.25:662.341.1-188.5 ASM/SLA: D8j, D5 Rak Inoslav — Metalna Maribor Problematika varjenja poboljšanega konstrukcijskega jekla tipa N-A-XTRA v težkih konstrukcijah................73 DK: 669.14.018.292 ASM/SLA: AYn, k9 Uranc Franc — Železarna Ravne žilavost konstrukcijskih jekel v odvisnosti od hitrosti preizkusa...........89 DK: 620.178.74: 669.14.018.25 ASM/SLA: TSbQ6 Pratnekar Tone — Železarna Ravne Optimizacija obdelovalnih pogojev .... 93 DK: 621.9.011 ASM/SLA: G17a Brudar Božidar — Železarna Jesenice Faktorski poskusi in ortogonalni polinomi . 101 DK: 519.24 ASM/SLA: S12K / ) INHALT Seite Die Gevvinnung des Eisens durch die direkte Reduktion der Eisenerze ........ 65 DK: 187.25:662.341.1-188.5 ASM/SLA: D8j, D5 Rak Inoslav — Metalna Maribor Probleme beim Schvveissen des vergiiteten Konstruktionsstahles N-A-XTRA in schvveren Konstruktionen...........73 DK: 669.14.018.292 ASM/SLA: AYn, k9 Uranc Franc — železarna Ravne Einfluss der Stosskraftgeschvvindigkeit auf die Zahigkeit der Werkzeugstahle.....89 DK: 620.178.74: 669.14.018.25 ASM/SLA: TSbQ6 Pratnekar Tone — Železarna Ravne Optimierung der Bearbeitungsbedingungen . 93 DK: 621.9.011 ASM/SLA: G17a Brudar Božidar — Železarna Jesenice Faktorenversuche und ortogonale PoIynome . 101 DK: 519.24 ASM/SLA: S12K CONTENTS Page Marinček Borut — Katedra za metalurgijo na Ziiriški tehniški visoki šoli Iron production by direct reduction of ores . 65 DK: 187.25:662.341.1-188.5 ASM/SLA: D8j, D5 Rak Inoslav — Metalna Maribor Problems on vvelding N-A-XTRA tempered structural steel in heavy constructions ... 73 DK: 669.14.018.292 ASM/SLA: AYn, k9 Uranc Franc — Železarna Ravne Influence of the thrust rate on toughness of tool steels.............89 DK: 620.178.74: 669.14.018.25 ASM/SLA: TSbQ6 Pratnekar Tone — Železarna Ravne Optimisation of the machining conditions , 93 DK: 621.9.011 ASM/SLA: G17a Brudar Božidar — Železarna Jesenice The factorial experiments and the method of orthogonal po!ynomials........ , 101 DK: 519.24 ASM/SLA: S12K COAEP>KAHHE IlOAVieHHe /KCAC3a npflMbIM BOCCTaHOBAeHHeM PYAM.................65 DK: 187.25:662.341.1-188.5 ASM/SLA: D8j, D5 Rak Inoslav — Metalna Maribor IIpoSAeMaTHKa CBapKH HHCTpYMeHTaAbHOH VAvimaeMoft cxaAH MapKH N-A-XTRA npn TH>KeAMX KOHCTpyKUHHX. . .......73 DK: 669.14.018.292 ASM/SLA: AYn, k9 i Uranc Franc — Železarna Ravne BAHilHHe SbICTpOTbI YAapHOH CHAbI Ha BH3KOCTB HHCTpyMeHTaAbHOH CT3AH.....89 DK: 620.178.74: 669.14.018.25 ASM/SLA: TSbQ6 Pratnekar Tone — železarna Ravne OnTHMH3aUHH ycaobhh o6pa6oTKH.....93 DK: 621.9.011 ASM/SLA: G17a Brudar Božidar — železarna Jesenice <&aKTopHbie onbiTbi h npHM0yr0AbHbie no-AHHOMbl...............101 DK: 519.24 ASM/SLA: S12K ŽELEZARSKI ZBORNIK IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT LETO 7 LJUBLJANA JUNIJ 1973/ŠT.2 Prof. dr. ing. Borut Marinček, DK: 187.25 : 662.341.1-188.5 Katedra za metalurgijo na Ziiriški tehniški visoki šoli ASM/SLA: D8j, D5 Pridobivanje železa potom direktne redukcije rud V članku so podane na kratko teoretske osnove redukcije železnih oksidov. Opisani so najvažnejši postopki za pridobivanje metaliziranih peletov (Krupp, Lurgi, SL/RN ter Midrex, Purofer, Wiberg in Hyl). Poleg osnovnih principov avtor analizira bistvene prednosti in slabosti omenjenih postopkov. Kot praktični primer navaja tehnološke karakteristike jeklarne v Hamburgu, ki dela z me-taliziranim vložkom. Poseben poudarek je na tehnologiji izdelave jekel v VHP — elektro peči — delo z večjo količino žlindre, procesi odžveplanja, odfosforenja, poraba električne energije, stroški izdelave jekel in drugo. Predavanje avtorja je sklenjeno z diskusijo o perspektivi uporabe metaliziranih peletov v jeklarstvu. Direktno izreducirano železo ima obliko kroglic, premera okrog 10 mm, ki so nekoliko porozne in jih imenujemo železova goba ali tudi meta-lizirani peleti. Staro železo, kot osnovni vložek za pretaljevanje v elektro obločni peči, lahko z dodatki metaliziranih peletov oplemenitimo in dobimo čistejše jeklo. Danes je v svetu poznanih že okoli 300 vrst postopkov direktne redukcije rud. Le malo postopkov dela uspešno. Kakšni so razni postopki in kako poteka razvoj v svetu je predmet tega članka. OSNOVE DOBIVANJA METALIZIRANIH PELETOV Diagram območja redukcije železovih oksidov do metaliziranega železa kaže si. 1. Važna je količina kisika, ki se reducira iz rude tj. stopnja redukcije. Ta je nanešena na abscisi. Ordinata je razdeljena v dva dela: zgornje območje množina kisika in spodnje območje metaliziranega železa. Na levi strani je območje rud (Fe203 in Fe304) in desno železne gobe. Najprej se zmanjšuje koncentracija Fe203 in narašča Fe304; isto se zgodi z Fe304 in vviistitom ter wiistitom in kovinskim železom. Ko zvišujemo redukcijsko stopjo pridemo v območje železove gobe. Goba bo torej sestavlje- na iz metalnega železa in wiistita (FeO). Cim večja bo redukcijska stopnja, več bo kovinskega železa in manj bo wiistita, oziroma kisika. Zelo dobro izreducirana goba ima redukcijsko stopnjo 0,95, slabše izreducirana pa 0,85. Med tema dvema stopnjama imamo industrijsko sestavo gobe. Pri redukcijski stopnji 0,95 sestoji železna goba (brez jalovine) iz 91 % kovinskega železa in 9 % wiistita. želimo, da je količina FeO čim manjša, ker bomo pozneje v elektro obločni peči rabili za njeno redukcijo redukcijske elemente (n. pr. C) in energijo oz. električni tok. Prikazani diagram ni popolnoma točen. Zraven gobe pride še jalovina. Količina jalovine ostane tekom redukcije nespremenjena. Dobre rude imajo 1,5 do 5 % jalovine. Vse kar je več, dela v topilnicah težave, ker so za vezavo nekaterih komponent v jalovini potrebni večji dodatki CaO. Goba je torej sestavljena iz kovinskega železa (Fem), wiistita (FeO) in jalovine. POSTOPKI PRIDOBIVANJA METALIZIRANIH PELETOV Po načinu redukcije delimo postopke v dve skupini: 1. postopki redukcije s trdnim ogljikom: n. pr. Krupp-postopek, Lurgi oz. SL/RN 2. postopki redukcije s plini H2 in CO: n. pr. Midrex - Purofer - Wiberg - Hyl - postopek. a) Postopki redukcije s trdnim ogljikom (Krupp- in SL/RN-postopek) SL/RN-postopek uporablja za redukcijo rude rotacijsko peč (slika 2), ki je dolga do preko 100 metrov in ima premer do 6 metrov. Mešanica rude ali rudnih peletov svežega antracita in povratnega * Predavanje je bilo na Ravnah 11. septembra 1972. leta Članek sta pripravila po zapiskih predavanja: Dr. ing. B. Koroušič (Metalurški inštitut Ljubljana) in dipl. ing. V. Macur (Železarna Ravne) Slika 1 Shematska ponazoritev procesa izdelave železne gobe iz Fe-peletov A- povratek (oglje) C - dolomit, apnenec B - sveže oglje D- komadasta ruda, peleti Slika 2 Shematski potek SL/RN oziroma Krupp-postopka antracita se doda v peč iz bunkerjev na levi strani. Mešanica se v peči ogreje na 900—1000° C in poteka redukcija po enačbi Fe203 + 3C^2Fe + 3CO Peč ima v steni oz. v oblogi odprtine za dovod zraka, da lahko CO popolnoma zgori (do C02). Rabi se približno 3,5 .106 kcal na tono gobastega železa in to pri Lurgi- kakor pri Krupp-postopku. Na koncu peči dobimo gobo, ki se v novi rotacijski peči hladi indirektno z vodo, preseje in neporabljeni antracit loči od gobe in se vrača nazaj v peč. Peči delajo s kapaciteto do 10001 gobe/dan. b) Postopki s plinastimi reducenti Redukcija poteka na sledeč način: Fe203 + (CO + H2) ^ (C02 + H20) + 2 Fe Na tono železa je treba odstraniti 430 kg kisika. Za to redukcijo rabimo 560 m3 CO in H2. Izrabi se samo 30 % plina, zato delajo vsi postopki s približno 1500 m3 CO in H2. Od plinastih postopkov je najbolj zanimiv Midrex postopek, ki ima najboljšo bodočnost. Naprava ima dva dela: en del predstavlja redukcijsko peč, drugi del pa proizvaja iz metana redukcijski plin CO + H2 (si. 3). šahtna redukcijska peč je Ruda (14001 I! llS 18 S ♦A«40 Odstranjevanje H20 /in hlajenje CO*CO!*H2 11200) --- -Jaškasta peč CO*H2(UOO) 900°C - Prebitek plina HOU ^8001 I -Q-— CH<(2t)0m>) Odpadni plini Razkroj CHt - Gorivo - Zrak Gorilec Slika 3 Shematska ponazoritev Midrex-postopka (številke v oklepajih: itf -plina/t Fe) visoka okrog 10 m. Razdeljena je v tri cone: cona ogrevanja rude, redukcijska cona (okrog 800° C) in spodaj je hladilna cona. V redukcijsko cono se vpihava CO + H2 s temperaturo okrog 900° C. Dimni plini gredo zgoraj iz peči v hladilno komoro (z vodno prho), kjer se ohlade in se izloči voda. Prečiščeni plin (CO + C02 + H2) se meša s CH4 in vodi v napravo za izdelavo novega redukcijskega plina po: CH4 + C02 ^ 2 CO + 2 H2 — Q Reakcija je endotermna. Toploto dovajamo re-kuperativno, da se reakcijski prostor ogreje na 900—1000° C. Rekuperativne cevi imajo premer 20 cm in so polnjene z nikljevim katalizatorjem, ki ima dve nalogi: 1. da prepreči izločanje ogljika in 2. omogoča, da poteka proces pri čim nižji temperaturi (ca 800° C). Katalizator je zelo važen, ker je zelo občutljiv na žveplo in drog. Tona gobe rabi 3,5 .106 kcal kot zemeljski plin. Midrex postopek naredi v eni šaht-ni peči dnevno okoli 1000 ton železove gobe. Odpadni plini Slika 4 Shema delovanja Purofer-postopka Purofer postopek (si. 4) dela podobno kot Mi-drex postopek. Razlika je v tem, da dela regene-rativno. Katalizator, ki je iz zmesi glinice in niklja, se ogreje na višjo temperaturo in akumulira toploto. Ko je zmes dovolj ogreta, se spusti CH4 + + CO3, izvede reakcija (glej zgoraj) in porabi toplota. Slaba stran postopka je, da dela nekonti-nuirno. Spreminja se redukcijska stopnja, kar pa ni ugodno. Produkcija znaša 500 ton/24h; verjetno postopek nima bodočnosti. Bodočnost imajo postopki, ki dajo enakomeren produkt s čim višjo stopnjo redukcije. Hyl postopek (si. 5) imajo samo v Mehiki, kjer imajo poceni metan; novo postrojenje se gradi v Braziliji. Reakcija CH4 + H20 ^ CO + 3 H2 se vrši kontinuirno, redukcija rude pa diskontinuir-no v posodah iz železa, ki imajo ca 20 ton. Posoda se zapolni z rudo, ki se postopoma s plinom reducira, hladi in nosi direktno v jeklarsko peč. Postopek ima prednost, da se pri plinski reakciji (gl. zgoraj) voda nastala z ohlajanjem izloči in dobimo plin, ki ima 25 % Co in 75 % H2. Slaba stran je, da rabimo 4,5.106 kcal na tono gobe. PRIMER ŽELEZARNE V HAMBURGU (si. 6) To je primer integralne jeklarne, ki ima Mi-drex postopek pridobivanja gobastega železa. Je-klarna ima dve 90-tonski UHP elektro obločni peči. Gredice 120 X 120 X 15 m se delajo kontinuirno. Iz njih valjajo betonsko železo in razne profile. Skupno je zaposlenih 800 ljudi. Naredi se 300.000—400.000 ton jekla na leto. Ko bo zgrajena še ena valjarna, bodo naredili 500—600.000 ton jekla na leto. Kosovna ruda Klasirana ruda Odstranjevanje žveph Vodna para rift— Vodna para Čiščenje in hlajenje Hladilni jašek n Čistilec vode r Nekovinska komponenta Slika 5 Shematska predstava Hyl-postopka 7. Razkladanje peletov 2. Skladišče star železa 3. Skladišče peletov 4. Naprava za direktno redukcijo 5. Elektrojeklarna 6. Naprava za konti-litje 7 Skladišče gredic 8. Potisna peč 9. Valjarna 10. Ruleta za paličasto jeklo 77. Ravnalna miza 12. Odpremno skladišče Slika 6 Jeklarna v Hamburgu Metalizirani peleti imajo 1,5 °/o C in redukcijsko stopnjo 0,95. Ta ogljik se namenoma shrani za redukcijo wiistita v jeklarski peči; pri tem se peleti naogljičijo tako, da se v redukcijski plin dovaja še nekaj metana, ki pri temperaturi okrog 500° C razpade v C + 2 H2. PREDELAVA ŽELEZOVE GOBE V ELEKTRO OBLOČNI PEČI UHP elektro obločna peč v Hamburgu ima transformator z močjo 40MVA. Peč najprej raz-tali 1/3 vložka iz starega železa. Po potrebi se pri začetku taljenja doda ruda in apno. Pelete začno Slika 7 Naprava za kontinuirano dodajanje briketov dovajati na vrh peči (si. 7) s pomočjo transportnega traku in sicer po raztalitvi starega železa. V peč se dodajajo med polno obremenitvijo tj. peč se ne izklaplja. Količina žlindre je večja kot pri navadnem procesu, zato gredo elektrode v žlindro in obloka ne vidimo. Žlindro moramo z nagibanjem peči odstraniti. Odfosforenje je ugodno zaradi velike količine žlindre in dosti kisika. železarna v Hamburgu je bila prvotno zgrajena za betonsko železo. Danes pa že izdelajo 1/3 legiranih jekel. Izdelati nameravajo 2/3 legiranih jekel in ostalo betonsko železo. Gredice imajo odlično razteznost, ker je ruda čista. Metalizirane pelete izdelujejo iz švedskih rud. Poraba električne energije v UHP-peči je okrog 500 KWh/t. Danes jih stane tona železove gobe 180 DM. Od tega odpade 1/3 na predelavo in 2/3 na ceno rude. Z nekaterem! enostavnimi posegi bi se danes lahko poraba energije za proizvodnjo železove gobe dala znižati od 3,5 .106 kcal/t na 2,0 .106 kcal/t gobe tj. predelava bi se lahko pocenila še za 10—20 DM na tono, ev. tudi še več. Goba se mora pri vskla-diščenju dobro zaščititi, ker ima tendenco, da oksidira. RAZPRAVA F. Vizjak, Ravne: Kako vpliva sestava žlindre na procese pri proizvodnji jekla? Prof. Marinček: Slabo je to, ker imamo veliko jalovine v gobi in zato bomo imeli tudi veliko žlindre. Cim več je jalovine, tem več je potrebno dodajati apna; bazičnost se drži v mejah 2 do 3 napram navadnemu postopku, ko je CaO razmerje -= 3 do 4,5. SiOz F. Mahorčič, Ravne: V Jugoslaviji nimamo ne rude, ne reducentov in bo potrebno tako napravo narediti nekje ob morju. Kako daleč se je razvil postopek z reducentom iz nafte? Prof. Marinček: VViberg postopek (slika 8) dela tudi z nafto. Potrebna toplota se dovaja električno. Peč za izdelavo redukcijskega plina se napolni s koksom in skozi vodi CO2, ki reagira z nafto in tvori se CO + H2. Istočasno se lahko dovaja tudi CHi, ali pa se rabi koks. Te kombinacije so možne in se na teh postopkih danes dela. V. Macur, Ravne: Kakšna je čistoča švedskih rud, ki jih uporabljajo pri Midrex postopku v Hamburgu in za koliko se dajo znižati škodljivi elementi? Prof. Marinček: Švedske rude imajo 1,5 do 3,0 % jalovine. Fosfor se pri izdelavi gobe ne da odpraviti, ampak pozneje v elektro obločni peči. Velika prednost postopka je, da uporablja metan, ki ima malo žvepla. J. Arh, Jesenice: Ali lahko pelete zakladamo s košarami? Kakšni so praktični problemi pri izdelavi jekla zaradi velike količine žlindre? Peč za redukcijo Razžveplanje Proizvajalec plina Slika 8 Shema Wiberg-Soderfors postopka Prof. Marinček: Peleti se dajo v obločno peč zakladati s košarami, vendar to ni ekonomično zaradi toplotnih izgub in izgub na času. Žlindra se pri obločni peči odstrani z nagnjenjem peči; pri tem teče žlindra v ponvo, ki je spodaj pod pečjo. G. Klančnik, Ljubljana: Ali lahko v Sloveniji, v naslednjih desetih letih, računamo na uporabo metaliziranih peletov iz tujega tržišča, ali pa je boljše razviti lastno proizvodnjo metaliziranih peletov iz rud? Prof. Marinček: Produkcija metaliziranih peletov bo vedno večja in bo v naslednjih petih do desetih let znašala 5% produkcije jekla ali več, predvsem tam, kjer imajo ugodno surovinsko bazo. Za Slovenijo bi bilo ugodno, da se nekje ob morju postavi takšna naprava in naredi dolgoročno pogodbo z lastniki dobrih rud. V naslednjih 2—3 letih se bo videlo, kaj je bolj ekonomično: ali vzeti bolj revno rudo in jo obogatiti, ali pa kupovati bogato rudo iz Švedske, Liberije, Brazilije itd. Vsekakor je ugodno, če nisi vezan na uvoz. G. Klančnik: Ljubljana: Proces pridobivanja železne gobe se bo v prihodnjih petih letih toliko izpopolnil, da bo na njega treba računati. Za čisti vložek smo v Sloveniji zelo zainteresirani. Poleg tega je surovo železo predrago. Verjetno to muči tudi druge v svetu in bo treba davek plačati. Prof. Marinček: Skrbno bo treba zasledovati razvoj tehnologije in ekonomičnosti v svetu. Kot primer naj velja postopek pridobivanja peletov v Hamburgu. Investicijski stroški na tono jekla, pridobljenega po LD postopku in v sklopu visokih peči, znašajo 800—900 DM. Investicijski stroški jekla, izdelanega v obločni peči na surovinski bazi peletov, pa znašajo 450 DM na tono jekla. F. Vizjak, Ravne: Ali na proizvodnjo peletov vpliva tudi ogljik in redukcijska sposobnost oksidov? Prof. Marinček: Danes se veliko dela na določevanju redukcijskih sposobnosti oksidov. Koliko ti vplivajo, se še ne ve točno. V šahtni peči je dovolj časa in vprašanje redukcijskih sposobnosti ni tako važno. Važen je razpad med redukcijo; nekatere rude so pri tem bolj občutljive, druge manj. B. Koroušič, Ljubljana: Kakšen je pomen metalizira-nega vložka glede na razvoj kontinuiranih postopkov proizvodnje jekla? Prof. Marinček: Kontinuirni postopki imajo interes za železarne, ki delajo vedno iste produkte npr. betonsko železo. Pri drugih, ki delajo različne produkte, ni važno. V. Rac, Ravne: Kakšna legirana jekla so se do sedaj že proizvajala in ali lahko za vložek vzamemo legirane odpadke? Prof. Marinček: Zaželeno je, da se dela s čistimi odpadki. Peleti prinesejo dosti kisika in imamo pri taljenju »odgor« nekaterih elementov kot so Si, Mn, Cr itd. J. Arh, Jesenice: Koliko odstotkov vložka odpade na pelete? Prof. Marinček: V Hamburgu so delali poskuse z uporabo 0—100 % dodanih metaliziranih peletov. Običajno vzamejo 50 % starega železa in 50% peletov. F. Mahorčič, Ravne: V Sloveniji imamo plavže. Ali bi lahko koristili pelete z nižjo redukcijsko stopnjo kot vložek za plavž? Prof. Marinček: Novi članek v Stahl und Eisen piše, da uporaba metaliziranih peletov odkriva novo dobo v proizvodnji plavžev. Poveča se proizvodnja peči. Izkoristek kalorij pa je dosti slabši kot v klasični visoki peči. Važno je, da bo bodoča peč imela za redukcijsko sredstvo samo CO. G. Klančnik, Ljubljana: Uporaba železove gobe v obtočni peči bi prinesla nekatere koristi kot npr. znižanje porabe KWh, povečano produktivnost itd. Zavedati pa se moramo, da je železova goba danes dražja od starega železa. Vendar, mi smo proizvajalci kvalitetnih in plemenitih jekel, zato je za nas odločilna kvaliteta jekel. Ce se doseže bolj kvalitetno plemenito jeklo in poleg tega znat- no višji odstotek izplena (ker je pri tem manj slabega produkta), potem je treba videti koristi v multiplikativni ekonomičnosti. Prof. Marinček: To je centralno vprašanje metalizi-ranih peletov. Peleti prinesejo različne prednosti in gledati se mora samo kombinacija teh prednosti. ZUSAMMENFASSUNG Im Artikel sind im kurzen die theoretischen Grund-lagen fiir direkte Reduktion der Eisenoxyde gegeben. Die wichtigsten Verfahren fiir die Gewinnung der metalli-schen Pellets (Krupp, Lurgi, SL/RN, Midrex, Purofer, Wiberg und Hyl) sind angegeben. Es vverden die Grund-pirnzipe so wie die wesentilchen Vor- und Nachteile dieser Verfahren analysiert. Fiir den praktischen Beispiel werden die technologischen Merkmale der Hamburger Stahlvverke, welche mit den vorreduzierten Pellets im Einsatz arbeiten, angewendet. Besondere Betonung gilt der Technologie der Stahlerzeugung im UHP Elektroofen, der Arbeit mit grosserer Schlackenmenge, dem Entphos-phorungs- und Entschvveffelungsvorgang, dem Energie-verbrauch, dem Kostenaufwand bei der Stahlerzeugung und anderem. Der Vortrag des Autors wird mit einer Diskussion iiber die Aussichten der Amvendung der vorreduzierten Pellets in der Stahlerzeugung beschlossen. SUMMARY Theoretical fundamentals of the reduction of iron oxides are shortly described, on the most important processes for production of metallized pellets (Krupp, Lurgi, SL/RN ard Midrex, Purofer, Wiberg, and Hyl) are pre-sented. Bende the basic principles, author also analyses the essential advantages and disadvantages of the men-tioned processes. As a practical example, technological scheme of the Hamburg steel works which uses metallized charge is explained. Technology of steel manufacturing in UHP electrofurnace, work with greater amount of slag, desulphurisation and dephosphorisation processes, electri-cal energy consumption, costs of steel manufacturing are specially stressed. Author's paper was complemented by the discussion on the prospect of using metallized pellets in steel-making. 3AKAKDMEHHE ripiibeaeho KopoTKoe onncaHHe TeopcniMcckoh ochobm BoccTa-HOBAeHHa oKHCE.efi >KCAc ia. OnHcaHH caMLie Ba;KHbie npotieccbi no-AyMeHHH MeTaAAH3HpoBaHHbix OKaTLiuieft (Krupp, Lurgi, Sl/RN, Midrex, Purofer, Wiberg H Hyl). C yjeTOM ochobhhx npHHUHnoB, aBTop H3AaraeT cymecTBCHHbie npeHMymecTBa h HeAOCTaTKH ynoMH-hytlix npoueccoB. b bhac npHMepa h3 npoMuuiAeHHocTH paccMO-TpeHH iexH0A0rmiecKHe xapaKTepncTHKH CTaAeiuaBHALHora 3aBOAa B raM6ypre, KOTopufi pa6oTaeT c MeTaAAiraecKHM BcaAOM. OcofieHO nOAMepKHVTa BaJKHOCTb TeXHOAOrHH npOH3BOACTBa CTaAH b 3AeKTpH-mcckoh ne™, paSoTa c Soaliuhm koahhsctbo.m niAaKa, o cnoco6ax AecyAb4>YPanHn n yMeHbineHHH 4>oc4>opa, pacxoA 3AeKTpo3HeprHH, npOH3BOACTBeHHbie paCXOAbI CTaAH H np. B 3aKAIOieHHH CTaTbH pac-CMOTpeHo o nepeneKTHBHoeTH ynoTpe6AeHHS OKaTbmiefl b np0H3B0A-CTBe CTaAH. Tel. 07222 57 4 71 Telex 02/1415 Proizvodnja električno in plinsko ogrevanih industrijskih peči za termično obdelavo jekel, barvastih kovin in zlitin; ter naprav za varovalno atmosfero vseh vrst. Slika 1: Kontinuirna peč za svetlo (belo) žarjenje Cr in CrNi legiranih jeklenih trakov, kapaciteta max. 650 kg/h, širina traku max. 320 mm, priključna moč ca. 300 kVV, max. temp, obratovanja: 1.100' C (Pogled z odvijalne strani) Inoslav Rak, dipl. inž., Metalna Maribor DK: 669.14.018.292 ASM/SLA: AYn, k9 Problematika varjenja poboljšanega konstrukcijskega jekla tipa N-A-XTRA v težkih konstrukcijah! Med poboljšana dobro variva jekla štejemo visoko trdnostna jekla z omejeno vsebnostjo C, dobro žilavostjo in istočasno visoko mejo plastičnosti, ki ni dosežena samo s kemično sestavo, temveč v glavnem s poboljšanjem po valjanju. Zaradi visokih mehanskih lastnosti omogočajo taka jekla lažje in cenejše konstrukcije, s tehnološke strani pa prinašajo več problematike kot visoko trdnostna normalizirana jekla. K varjenju poboljšanih jekel, se lahko pristopi šele po dobrem poznavanju celotnega spektra strokovne literature, po do podrobnosti izdelani varilni tehnologiji, po do podrobnosti preverjeni usklajenosti varilne opreme z delovno ekipo in po zagarantirani disciplini delovne ekipe do tako zahtevnega varjenja, kajti že večje vremenske spremembe lahko privedejo do večjih motenj in napak. Jeklo tipa N-A-XTRA 70 je primerno za uporabo v vseh težkih varjenih konstrukcijah; uporabili smo ga pri varjenju težkega tlačnega cevovoda v debelinah od 11 do 27 mm. Značilnosti jekla N-A-XTRA 70 Jeklo je izdelek Tyssnovega koncema in predstavlja v Evropi najbolj uporabljeno konstrukcijsko jeklo poboljšanega tipa za tlačne cevovode, mostove, tlačne posode za nizke temperature in ima naslednje karakteristike: — izdelano je po Siemens-Martinovem postopku, poboljšano po vročem valjanju v napravi, ki Tabela 1 jeklo kontinuirno segreva, kali z vodo ter popušča na določeno trdnost; — minimalne mehanske karakteristike so v smeri pravokotno na valjanje naslednje (1) — tabela 1 — za statično obremenjene konstrukcije (< 1000 nihajev) znaša varnostni faktor s = 1,8, kar velja za napetostno nežarjene konstrukcije. Za dinamično obremenjene konstrukcije (> 1000 nihajev) je S ~ 1,5, vendar ga je točneje potrebno določiti po posvetu med izdelovalcem pločevine, naročnikom in nadzornim organom. Diagram št. 1 (2) prikazuje za N-A-XTRA 70 trajno utripno trdnost pri 2xl06 nihajih. Če primerjamo vrednosti x, ki so vnesene v diagram št. 1 s tistimi za normalizirana jekla, opazimo, da N-A-XTRA 70 prenese pri 103— 104 nihajih dvojno višino trajne utripne vrednosti kot pa jeklo St 52.3 (3). Pri povišanju nihajev in v primeru da je x negativen, pa ta vrednost pada in se vrednosti trajne utripne trdnosti obeh jekel izenačujejo in tako pri jeklu N-A-XTRA 70, glede na normalizirana visokotrdnostna jekla pri dinamičnih obremenitvah pridobimo le malo. — Z dopustno napetostjo pri izračunu neke konstrukcije reguliramo, da ne pride do nasilne porušitve, plastične deformacije ali utrujenostne-ga loma, tako dolgo dokler ta napetost ni prekoračena. Pri teh varnostnih ukrepih pa ni vzeta v obzir lastnost kubičnega prostorsko centriranega a Fe, da se z znižanjem temperature njegova deforma-bilnost skokoma spreminja in je pri določeni temperaturi pri napetostih, ki so daleč pod mejo Oznaka 1200 M 1000 ■g 800 S 600 u »o ... 400 S 200 50 Vnesena topl.17KJ/cm, Širina predgrevanja, 2b=200 Brez razpok /Razpoke u:hitrost segrevanja ('C/s) h-25 - debelina plošče M--01 r ■ ■ . Lfc ■ - A' i m i / : 1 1 i.. . 1 1 ! i i iii 030 035 040 pw 50 100 /50 200 Temp. predgrevanja ('C ) Diagram št. 10 Nomogram za določanje predgrevanja pred varjenjem za N-A-XTRA 70 Si Mn Cu = C +--+--+ — 30 20 20 Ni Cr 60 + Mo V H 40 X 103 +-+-+ 5B +-+ ----- 15 10 60 K K = faktor vpetosti; pri y vpetostnem preizkusu K t postane tretji faktor-^--in s tem Pw 40 x 103 600 enako P,. 5. Določitev zgornje in spodnje meje vnešene toplote Dovedena toplota v zvar je odvisna od varilnih parametrov t. j. od napetosti, jakosti in hitrosti pomika. Pri tem je potrebno še upoštevati izkoristek, ki znaša pri varjenju pod praškom 0,9, pri ročnem obločnem varjenju pa 0,8. Q = U . I . 60 (Joule/cm) Kot smo že spredaj omenili, moramo v prehodni coni zagotoviti takšne pogoje, da bomo v vsakem primeru dobili žilavi nizkoogljični martenzit. Če to ni primer, potem zaradi prevelike dovedene toplote, dobimo v prehodni coni krhki martenzit z visoko prehodno temperaturo, v slučaju prenizke dvo dimen, ohlajevanje 20 ru o. o 15 £ m c o O uietif o • zlom 1 NDT t-..... -30 -60 -40 -20 Diagram št. 13 Rezultati preiskav po Drop Weight testu i prehodno cono +20 (C> P 3, za zvar in Iz diagrama 13 je razvidno, da sta zvar in prehodna cona v primeru ročno obločnega varjenja z elektrodo Tenacito 75 neobčutljiva za pojavljanje krhkega loma, saj se potujoča razpoka ujame še pri —40° C. V primeru varjenja avtomatsko pod praškom z varilnim prahom OP 40 TT in varilno žico CrNiMo 2,5 - UP pa dobimo prehodno temperaturo za NDT pri — 25° C, kar nam, če ta podatek vnesemo v diagram 12, ravno še zagotavlja varnost proti nastopanju krhkega loma. V zahtevnih in mejnih primerih kot je naš v primeru varjenja avtomatsko pod praškom, je potrebno poleg zgornje ugotovitve oceniti, kako bi se krhki lom razširjal, če bi nastopil in kakšna je možnost, da bi ga osnovni material, zvar ali prehodna cona ujeli (Arrest properties) (17). Krhki lom, ki se razširja, se ne ustavi, dokler: — se ne zniža napetostno polje; — se ne pojavi velika plastična deformacija: zaradi narastka temperature, znižanja debeline pločevine in dokler razpoka ne vstopi v bolj žilav material. Praktična preiskava mora biti torej takšna, da določa temperaturo, nad katero se v preizkušancu in v dejanski konstrukciji ne razširjajo krhke razpoke. Dobljeno temperaturo imenujemo temperaturo ujetja (Arrest temperature). Med najbolj znanimi velikimi preizkusi (Large scale) so Robertson test, Double tension test, COD, Explosion bulge test itd. Tabela 6 Žilavost Elektroda <7S kpm/mm2 o-B kpm/mm2 Ss °/0 V-zareza Kemična analiza kpm/cm2 Tenacito 75, 66 — 70 72 — 76 20 — 24' 14 pri + 20° C 0,07 C; 1,4 —1,6 Mn 12 pri 0° C 0,55 — 0,65 Si; 0,2 —0,3 Cr; 10 pri —20° C 1,7—1,9 Ni; 0,2 —0,3 Mo; 8 pri —40° C 5 pri — 60° C NiCrMO 2,5-UP 65 — 70 78 — 82 18 — 21 13 pri + 20° C 0,05 — 0,07 C; 0,7 — 0,9 Mn; + OP 40 TT, 12 pri 0° C 0,15 — 0,30 Si; 0,40 — 0,60 Cr; 11 pri — 20° C 2,2 — 2,5 Ni; 0,4 —0,6 Mo; 10 pri — 40° C 8 pri — 60° C Za prašek in elektrodo velja sušenje pred uporabo pri 300 — 350° C 2— 4h. Tabela št. 6 Mehanske lastnosti čistega zvara, izvedenega ročno obločno In avtomatsko EPP Ker taki preizkusi občutno presegajo okvir industrijskega laboratorija, nismo mogli v tej smeri izvesti preiskav. Zadovoljili smo se s podatki, ki nam jih je v tej smeri podal proizvajalec pločevine. LASTNOSTI DODAJNEGA MATERIALA Pri varjenju jekla N-A-XTRA 70 smo uporabili za ročno varjenje visokobazično elektrodo Tena-cito 75, varilno žico NiCrMo 2,5 - UP in varilni prašek OP 40 TT za varjenje avtomatsko pod praškom po DIN-u 8557-8b536. V tabeli 6 je prikazana analiza čistega zvara. VARJENJE NA PREIZKUSNEM VZORCU Da bi preverila usklajenost pločevine kvalitete N-A-XTRA70 z dodajnim materialom za ročno in avtomatsko varjenje, sta bila zavarjena 2 preizkusna vzorca. Robovi za varjenje so bili po projektu določeni kot sledi: Za avtomatsko varjenje 70° tn Predgrevanje 110°C, autornatsko EPP. Temperatura, ki je navedena za predgrevanje je bila v enaki višini vzdrževanja med samim varjenjem. Po varjenju je sledilo pogrevanje 1—2h pri ca. 200° C. Iz preizkusnih vzorcev so bili izrezani preizkušanci za konvencionalne preiskave, ki so bile zahtevane po pogodbi in katerih rezultati so na tabeli 7 Za ročno varjenje m ročno dX3 - 810 831 m° 87 85 62 SI S 97 94 P d^^H-natezni preizkus s paralel, boki CDC3-natezni preizkus z vdrtimi boki P-zareza v prehodni coni S-zareza v sredini zvara Tabela št. 7 Mehanske karakteristike zvara po preizkusnem varjenju Oba makro posnetka — slika 9 in 10 prikazujeta prečni presek preko obeh zvarov. Na diagramu 14 so izmerjene trdote za oba primera. HV 200g 5 00 Slika št. 9 Prečni presek preko zvara, izvedenega avtomatsko EPP Slika št. 10 Prečni presek preko zvara, izvedenega ročno E PROBLEMATIKA VARJENJA Na osnovi sprednjih razglabljanj in preiskav, je bil določen tehnološki postopek dela pri varjenju cevovoda, ki je vseboavl vsa detajlna navodila, da bi se preprečile večje napake in da bi se varjenje odvijalo v ozko dovoljenem območju. — Kljub vsej pazljivosti pa se zaradi različnih vzrokov predvsem v začetku varjenja pripetijo lahko spodrsljaji. Defektoskopija prvega zvara, ki je bil zavarjen v delavnici avtomatsko pod praškom, je prikazala prečne razpoke v zvaru, kar je razvidno iz radiograma na sliki 11, in ki na površini niso bile vidne. Detajlna analiza tega primera je pokazala naslednje vzroke: Varjenje je bilo izvedeno ko je bila relativna vlaga zelo visoka, dodajni material ni bil posušen do zadovoljive mere in temperatura pred-grevanja je bila glede na vnešeno toploto prenizko izbrana. Posledica takega režima dela je bila ta, da je trdota zvara zaradi prehitrega ohlajevanja narastla na 350 — 390 HB. Zaradi višje legiranosti i, 00 300 200 — 15mm, EPP — - c—d, 25mm, E i i v rv -i '' / i , / l / ■ "'-f ' 235 H t 2 3 4 5 6 1 2 3 4 5 6 7 (mm J Diagram št. 14 Potek trdote, Izmerjene preko obeh prečnih presekov zvara napram osnovnemu materialu — vsebnost Ni ca. 2,3, ki ima težnjo pomikanja AC3 točke proti nižjim temperaturam, je tendenca H2, da ostaja v zvaru in ne migrira v prehodno cono. Posledica tega so (istočasno so prisotni trije škodljivi faktorji: povišana trdota, povišana koncentracija H2 v zvaru, vpetostne napetosti (10), hladne prečne razpoke v zvaru, ki so vidne na radiogramu ali ugotovljene z ultrazvokom. Z možnostjo nastopa takega tipa napak v zvaru, nastaja problem ugotavljanja in lociranja hladnih razpok. Radiografska metoda je uspešna, dokler se fenomen pojavlja v makro obliki, postane pa neuporabna tj. na radiogramu fenomena ne moremo več zaznati, če je v mikro obliki. V takem primeru preostane samo ultrazvočna kontrola, ki pa zahteva posebno izvežbanost in natančnost pri justiranju in kasneje pri samem pregledu. — Na drugi strani pa preži nevarnost, ki pa jo z neporušeno defektoskopijo ne moremo odkriti in sicer kadar varimo pločevine tanjših debelin (< 20 mm). V takem primeru obstoja možnost prevelikega dovoda toplote, kar lahko prinese nepopravljive posledice. Zvar zaradi prepočasnega ohlajevanja ne more doseči predpisane trdnosti, prehodna cona v predelu, kjer nastopa martenzit, postane krhka in predel osnovnega materiala, ki je bil podvržen temperaturi, ki je nad temperaturo popuščanja in pod AQ pločevine, pa se razširi in seveda zmehča. Da omenjene negativne posledice vsaj lahko ugotavljamo, je potrebno, da se pri vsaki cevi zavarijo v podaljšku iztečni preizkušanci, na katerih se morajo izdelati trgalni, upogibni in žila-vostni preizkusi. Primarno pa je potrebno imeti točno in vestno kontrolo nad parametri varjenja in predgrevanja, ker vsako odstopanje v smeri povišanja dovedene energije privede do nepopravljivih posledic. — Napetostno žarenje zvarov pri tej kvaliteti ni priporočljivo in tudi ni bilo izvedeno. Preizkusi, Slika št. 11 Prečni presek preko zvara, izvedenega ročno obločno ki so bili izvedeni v tej smeri (2) to potrjujejo, saj po napetostnem žarjenju se mehanske lastnosti prehodne cone znižujejo. Kot primer naj navedemo, da znaša prehodna temperatura dobljena z Ro-bertsonovim testom (Large scale) za prehodno cono — 55° C, če napetostno žarjenje po varjenju ni izvršeno, dvigne pa se po napetostnem žarjenju na —35° C. Enako potrjujejo tudi žilavostni preizkus, Drop vveight test in Kohaerazie preizkus (Small scale). — Za dosego popuščenih efektov in znižanje trdotnih konic v prehodni coni, ki jih povzročijo zadnji temenski varki in s tem zmanjšanje efekta zareze, ki na prehodu zvar — osnovni material vedno nastopajo, smo upoštevali tehnološki prijem (8) pravilnega zaključevanja varjenja na temenu zvara in to tako, da je zadnji varek izveden na sredini temena in tako termično vpliva na spodnje varke in njih prehodne cone. ZAKLJUČEK — Da bi dosegli optimalne mehanske lastnosti zvara in prehodne cone je potrebno s preizkusi določiti kompromis med dovedeno toploto v zvar in temperaturo predgrevanja. Z drugimi besedami potrebno je dovesti tolikšno količino toplote, da se žilavost zvara in prehodne cone ne zniža, pri tem pa da ostane še jamstvo proti nastopanju hladne razpokljivosti. — Potrebno je izvršiti selekcijo dodaj nega materiala glede na razpokljivost v vročem in na likva-cijsko razpokljivost v prehodni coni. — Glede na delovno temperaturo, v kateri bo objekt obratoval in glede na vrsto obremenitve, kateri bo podvržen, je bistvene važnosti, da že pred pristopom k varjenju določimo njegovo prehodno temperaturo, nad katero se ne bodo pojavljali in razvijali krhki lomi. Poudariti je potrebno, da mora biti prehodna temperatura, (Large scale, Small scale), v vsakem primeru pod najnižjo delovno temperaturo objekta. Omenjeno velja za osnovni material, zvar in prehodno cono. Pred pričetkom varjenja poboljšanega tipa jekla je v grobih obrisih potrebno upoštevati naslednje: — potrebno je določiti nivo dovedene toplote. Posebno je pri tem potrebno upoštevati prehod iz dvodimenzionalnega v trodimenzionalno ohlajevanje. — Glede na vsebnost H2 v zvaru, ki je izveden ročno obločno in avtomatsko pod praškom je potrebno določiti temperaturo predgrevanja, temperaturo med varki ter temperaturo pogrevanja. Literatura 1. Vd TUV — Vorlaufiges Werkstoffblatt 257/66 — Hoch-feste vergutete Sonderbaustahle HOAG N-A-XTRA55, 60, 65, 70. 2. B. Miissgen, J. Degenkolbe: Erfahrungen mit wasserver-giiteten CiMoZr-legierten Baustahlen; Molybden — Dienst 70/71. 3. T. Varga, W. Felix, W. Muller: Die Eigenschaften von Schweissverbindungen aus vergiiteten Baustahlen; Schweisstechnik Zurich 5/70. 4. J. Degenkolbe: Vergleich von Sprodbruchpriifverfahren; Sonderdruck aus der Zeitschrift TU Bd 10/69. 5. HW Document IX — 766-71: Ouestionnaire on the use of type testing for assesment of weldability and re-sistance to brittle fracture. 6. H. Granjon, S. Debiez, R. Gaillard: Nove metode, rezultati in perspektive pri določanju varivosti jekel; predavanje na Zavodu za varjenje, Ljubljana 1967. 7. J. Žvokelj: Presoja kaljivosti jekel pri varenju; Železarski zbornik 4/69. 8. S. Anik: Hardness distribution in the heat affected zone of heat treated high strength steels; IIW document 11402-66. 9. IIW Document IX-747-71: Some observation on vvel-dabilities of thick high strength steels and vvelding procedures applying to steel structures for civil engi-neering. 10. J. Degenkolbe, B. Miissgen: Schweissen hochfester ver-giiteter Baustahle, Untersuchungen an Cr-Mo-Zr legier-ten Stahlen. 11. Tyssen, Stranski institut fiir Metallurgie, Abteilung Werkstoffkunde, Schweisstechnik — 1971; Empfehlungen fiir das Schvveissen von N-A-XTRA. 12. H. Kihara: Welding cracks and notch-toughness of heat-affected zone in high-strength steels; 1968 IIW HOUDREMONT LECTURE. 13. Salkin: IIW Document IX-766-71: Type tests to asses the sensitivity to cold cracking. 14. H. Oba, S. Susei, Y. Fujishiro: IIW Document IX-747-71: Some observation on weldabilities of thick high strength steels and welding procedures applying to steel structures for civil engineering. 15. Degenkolbe, D. Uwer: Erfahrungen beim schvveissen vvasservergiiteter Stahle mit Streckgrenzen von 47 bis 90 kp/mm2. Tyssen — Stranski Institut fiir Metalurgie, Abteilung werkstoffkunde — Schweisstechnik 71. 16. H. Suzuki: On the use of high strength steels in Japan; IIW colloquium comission IX — Stockholm 71. 18. Y. Ito, Bessyo: Weldability formula of high strength steels; IIW Document IX-576-68. 19. K. Satoh: Determination of preheating conditions to avoid vveld cracking in steel constructions; IIW Document IX-730-71. 20. Cepolina: Type tests to assess-sensitivity towards brittle fracture; IIW Document IX - 766-61/IXF-71 -20. 21. ASTM E2 08-66T: Conducting drop-weight test to deter-mine Nil. — ductility transition temperature of feritic steels. 22. W. E. Miiller: Druckrohrleitungen neuzeitlicher Wasser-kraftwerke; Springer Verlag Berlin, Heidelberg, New York, 1968. ZUSAMMENFASSUNG Im Artikel vverden die Probleme beim Schvveissen des vergiiteten Konstruktionsstahles des Types N-A-XTRA behandelt. Dieser vom Thyssen stammende Stahl ist fiir eine Druckrohrleitung von 2500 mm Durchmesser angevven-det worden. Probleme welche beim Schweissen eines solchen Stahles auftretten, sind hauptsachlich nicht von Stahltyp und von dem Stahlerzeuger abhangig, weil die nach bestimmten Kriterien gelosst werden miissen, welche fiir alle hochfesten Stahle gemeingiiltig sind. Wir sind der Meinung, dass ahnliche Probleme auch bei den einhei-mischen vergiiteten Stahlen, vvelche noch im Entvvicklungs-stadium sind, auftretten werden. Die Betonung gilt den Schwierigkeiten mit welchen sich der Erzeuger der schvveren Konstruktionen bei der Ausvvahl des Schweisszusatzmateriales befassen muss, denn das Problem ist mit einem eimvandfrei erzeugtem Stahl, noch lange nicht gelost. Ausser der projektiven Ausfiihrung muss aus Sicherheitsgriinden noch die technologische Ausfiihrung der Konstruktion gevvahrleistet vverden. Bei der Ausfiihrung einer schweren Konstruktion konnen ver-schiedene Einflussfaktoren auftretten, vvelche bei der sta-tischen Berechnung nicht eingefasst oder vorgesehen vverden konnen. Die moderne Wissenschaft versucht in dieser Richtung mit verschiedenen Priifungsmethoden den Zustand, im welchen sich die Konstruktion spater befinden vvird, so gut wie moglich zu ergreifen und auf Grund dieser Priifungen die Sicherheitsgrenzen der Konstruktion festzustellen, wenn diese vollbelastet wird. Die Forschungsarbeit umfasst vor allem die Untersuchungen des Mechanismus der Entstehung und Aus-breitung des Sprodbruches und der Methoden mit denen das Auftretten und Ausbreiten des Sprodbruches voraus-gesagt vverden kann. Auf Grund solcher Vorschungser-gebnisse und Voraussagen vvird versucht die Konstruktion vor solchen Schadensfallen zu sichern. Schvvierigkeiten tretten auf bei der Ausvvahl der Methode fiir die Bestim-mung des Sprodbruches und anderer Methoden fiir die Bestimmung der Schvveissbarkeit. Unter den zahlreichen Kriterien von vvelchen jedes auf seine eigene Art die einzelnen Einfliisse (die nicht stan-dardisiert sind) zu einfassen versuchen, ist es schvver dieje-nigen auszusuchen, vvelche fiir eine bestimmte Konstruktion am besten geeignet sind. Im Rahmen der Moglichkeiten, die uns zur Verfiigung stehen, versuchen vvir die richtigen Kriterien auszuvvahlen und auf deren Grund eine entsprechende Schvveisstechno-logie auszuarbeiten, vvelche auch im Falle einer nicht kon-trollierten Beanspruchung der Konstruktion eine noch geniigende Elastizitat gevvahrleisten wiirde, um die Moglich-keit eines Sprodbruches auszuschliesen. Problems on weldability of N-A-XTRA tempered struc-tural steel are discussed in,the paper. This steel manu-factured by Thyssen Company vvas used for pressure pipeline of diameter 2500 mm because such high quality steel in greater amounts is not yet manufactured by do-mestic manufacturers. Problems in vvelding such steels are in general not dependant on the steel quality or manu-facturer because they are solved by criteria valid for ali high-strength steels. Similar problems vvill appear also vvith domestic tempered structural steels vvhich pro-ductions is being developed. The intention vvas to shovv the difficulties in chosing correct vveldable material for heavy constructions because SUMMARY this problem is not solved only by the quality of manufactured steel. The safety of the construction must be guaranteed by the design and by the technological reali-zation. In constructing heavy constructions many factors appear vvhich cannot be included or foreseen in the sta-tistics. Modern science tries by various systems of tests to simulate the conditions under vvhich the construction vvill later operate and thus to find the guaranteed limit for a safe construction under full load. Research vvork is directed mainly to the mechanism of appearing and propagation of brittle fracture and to the methods used in forecasting the appearing and propagation of brittle fractures thus enabling us to prevent the construction from such fracturing. Difficulties appear in chosing the best methods for determining brittle fracture and the me-thods for determining the weldability. Among various cri-teria which include single influences (parameters are not standardized) in specified ways, it is difficult to select the most suitable one for single constructions. A trial in selection of the correct criteria was made according to the available possibilities, and a correspond-ing technology of vvelding vvhich will enable the ductility and elasticity of the construction also in the čase of un-controlled loads was designed, excluding the possibility of brittle fracturing. 3AKAKMEHHE PaccMOTpeHbi npoČAeMbi CBapKH HHCTpyMeHTaAbTOH yAymuaeMOH CTaAH MapKH N-A-XTRA. 3ty MapKy CTaAH — H3AeA«e HeMeuKora kohuepha Thccch — ynoTpe6HAH AA5! h3r0t0baehna harhetateabhora Tpy6onpoBOAa 0 2.500 mm. 3tot copT CTaAH SAaroAapa CBoera Bbico-Kora KanecTBa np0H3B0AHTCfl b Hamen CTpane AHiiib b neSoAbuioM KOAHMeCTBe. npH CBapilBaHHIO KOHCTpyKI^hh H3 3TOH CTaAH B03HHKai0T pa3Hbie npoGAeMbi KOTopbie He 3aBHCHTb TOAbKO ot npoavuehta h ot bha3 kohctpvkhhh h pa3pemaioTCH no onpeACAeHHbiM noKa3aTeA«M. 3th nOKa3aTeAH HMelOT ACHCTBHTeAbHOCTb AAH Bcex COpTOB CTaAH BbICOKOH bh3kocth. Mo>kho npeAnoAoraTb, mto noxoMca« npo6AeMaTHKa noAy-mhtch npH npOH3BOACTBe AOMaLLlHeH HHCTpyMeHTaAbHOH CTaAH aah YAyHiueHHH KOTopaa eme HaxoAHTca b HaMaAHOH CTaAHH pa3BHTH«. TeHAeHUHH CTaTbH paCCMOTpeTb 3aTpyAHeHHH C KOTOpbIMH AOA->KeH C4HT3TCH npOAyUeHT KpynHbIX KOHCTpyKHHH npH BblSope CBa-poMHora MaTepHHAa (TaioKe Ao6aBOMHora), TaK KaK TOAbKO c Bbipa-čotkoh KaMecTBeHHOH CTaAH npo6AeM eme He 3aKOHMeH. riapaAAeAb-ho c rapaHTHen Ha HaAeaKHOCTb kohctpykuhh hto KacaeTca npoeKTH-poBaHHH Tpe6yeTCH 3arapaHTHpoBaTb TaK>Ke TexH0A0rH«4ecKyi0 nacTb BbinOAHeHHH. npH H3rOTOBAeHHH KpynHbIX KOHCTpyKHHH B03HHKaeT ueAbiii p«a npo6AeMQB oxBaTHTb K0T0pbix HeT bo3mo>khocth a TaK»ce H npeABHAHTb B CTaTHCTHMeCKOM paCMCTe. npH nOMOUlH pa3AHMHbIX CHCTeMOB HCCAeAOBaHHH COBpeMCHHaJI HayKa CTpeMHTbCH OXBaTHTb cHTyaunio KOTopaa 6yAeTb npHMeHeHa no3>ke npn KpynHbix koh-CTpyKUHHX, H, Ha OCHOBaHHH KOTOpbIX M05KH0 6yAeTb OnpeAeAHTb AO K0T0pbix npeAeAax 3arapaHTHpoBaHa HaAe>KHOCTb KOHCTpyKUim npH noAHofi Harpy3KH. Tanoe hccaeAOBanne aoajkho TAaBHbiM o6pa- 30M OXBaTHTb MeX3HH3M B03HHKH0BCHHJ! H paCLHHpeHHfl XpynKOTa 113-AOMa; Heo6xOAHMO TaKJKe B3HTb BO BHHMaHHe MeTOAbI HCCAeAOBaHHfl Ha OCHOBaHHH KOTOpbIX MO>KHO npeAnOAOTaTb BCpOHTHOCTb nOJJBAeHH« h pacLHHpeHHH xpynKora H3AOMa. Na OCHOBaHHH noAyMeHHbix AaHHbix CTpeMHMCH npeAoxpaHHTb KOHCTpyKUHK) oa xpynKora H3AOMa. 3a-TpyAHeHHH B03HHK310T npH BblSope MCTOAOB OnpeACAeHHH CBapHBae-MOCTH. H3 CpaBHHTeAbHO SOAbLHOra MHCAa KpilTepHH, H3 KOTOpbIX Ka>KAbiH CTpeMHTCH no cbohmv oxB3THTb OTACAbHbie napaMeTpbi (npn MeM ohh He CTaHAapAH30BaHbi) npeACTaBAHeT 3aTpyAHeHHe b Bbi6ope caMbix n0AX0A«mHX aah onpeAeAeHHyK) kohctpvkhhio. B npeAeAax AonycKaeMOCTH, KOTopbie h3xoahtch b pacnopaMceHHH ueAb hccacao-B3HHH BblSpaTb npaBHAbHbie KpHTepHH H, Ha HX OCHOBaHHH BbipO-SoTaTb n0AX0AHHiyK) TexHOAornio CBapKH, KOTopaa TaK>Ke b CAynan HeK0HTp0AHp0BaHH0H Harpy3KH o6e3neqnTb AyKTHAbHOCTb h ynpyrocTb KOHCTpy KUHH, TaK M TO B03M0>KH0CTb XpynKOra H3AOMa HCKAlOMaeTCH. Franc Uranc, dipl. inž. Železarna Ravne DK: 620.178.74 : 669.14.018.25 ASM/SLA: TSb Q6 Žilavost konstrukcijskih jekel v odvisnosti od hitrosti preizkusa Žilavost cementacijskih jekel se lahko močno spreminja v odvisnosti od njihove sestave. Najugodnejša žilavost jekla z 1,5 % kroma in prav toliko niklja je pri petkrat večji udarni hitrosti kol najugodnejša žilavost nelegiranega cementacij-skega jekla. Poskušalo se je ugotoviti, kakšna je odvisnost žilavosti od hitrosti preizkušanja pri orodnih jeklih, saj večja žilavost pomeni odpornost orodja proti večjim sunkom sil. Z obsežnimi preiskavami žilavosti cementacijskih jekel in jekel za kroglične ležaje so ugotavljali vpliv hitrosti na žilavo obnašanje izdelkov iz teh jekel. Žilavost navadno pojmujejo kot produkt sile in deformacije, kar se meri s porabljenim delom za porušitev upogibne probe. Pri cementiranih konstrukcijskih jeklih nastopajo večosne napetosti in zato naj se konstrukcijski deli, ki naj bi bili najboljši, čimmanj deformirajo. Tako se teži za večjo porušno trdnostjo, to je, za izravnavo napetosti na najbolj obremenjenih mestih. Zato je žilavost materiala ne samo raztržna trdnost materiala jedra, temveč odpornost izdelka proti dinamičnim in statičnim obremenitvam nasploh. žilavostni preizkus naj se ravna po vrsti jekla, kajti na zmožnost za deformacijo vplivata predvsem temperatura in pa hitrost deformacije. Tako so pričakovali podobne žilavosti pri jeklih, ki so se podobno obnašala pri statičnem upogibnem preizkusu. Pričakovanja so se potrdila s preizkusi na probah, ki niso bile togo vpete in torej ni nastopal zarezni efekt. Niso pa se pričakovanja izpolnila pri preizkusih prob, ki so bile enostransko togo vpete pri udarnem upogibnem preizkusu. Za eno nelegirano in dve legirani cementacijski jekli so odkrili, da so vrednosti pri upogibu skoraj enake kadar je polmer upogiba velik in da so si močno različne, če je ta polmer majhen, žilavost se je lahko v redu razločevala le pri probah z zarezami ali pri probah, ki so se pri preizkusih ostro upognile. Tako se je določil vpliv ostrine iareze. Glede določanja vpliva hitrosti so poskusne omejitve večje in se je najenostavneje povečalo preizkusno hitrost tako, da se je povečalo začetno energijo preizkusa. Pri večjih hitrostih udarcev, to je pri večji energiji, so žilavosti prob iz mehkih jekel za ce-mentacijo po pravilu manjše kot pri manjših pre- izkusnih hitrostih. Jeklo za kroglične ležaje pa se je pri preizkusih obnašalo drugače. Pri tem so imeli dve obliki prob, ene valjaste, z zarezo in druge brez zareze ter pravokotnega preseka. Vpliv hitrosti je bil pri obeh vrstah prob podoben. (1) Zmanjšanje žilavosti, oziroma dela porabljenega za zlom prob, pri višjih preizkusnih hitrostih se razlaga z učinkom, ki naj bi bil podoben onemu, ki nastopa pri znižanju temperature. Z enakimi dimenzijami prob se pride v krhko območje, v odvisnosti od žilavosti jekla, pri večjih ali pri manjših preizkusnih hitrostih. Pri nihalih, kakršna se navadno uporabljajo, pride celo do tega, da razmeroma majhna energija udarca ne zadostuje več za krhek način preloma. Ugotovili so, da je razločevalnost raznih preizkusnih metod pri različno trdnih jeklih različna. Razločevalnost pri preizkušanju krhkih jekel je največja, kadar jih preizkušamo na udarno upogibno žilavost, malo manj se razlikujejo jekla med seboj glede največje udarne upogibne sile, ki že povzroči lom in najmanjša je razlika v statičnih upogibnih silah potrebnih za zlom vsakega od krhkih jekel. Značilno je, da si postajajo pri bolj krhkih jeklih dinamične in statične lastnosti podobnejše vzporedno z večanjem krhkosti. Iz diagramov sila-upogib in sila-čas (upogiba) so ugotovili, da je porast upogibne trdnosti pri večji hitrosti večji pri bolj žilavem jedru in bolj žilavi površinski plasti probe. žilavost površinske plasti je torej zelo pomembna. Ugotovili pa so tudi da pri OCR 4 ex. sp. ni bistvene odvisnosti žilavosti in upogibne trdnosti od hitrosti upogibanja. Značilno je, da se s povečano hitrostjo preizkušanja žilavost zmanjšuje pri mehkih jeklih, ki so ali ki niso površinsko utrjena. Upogibna sila pri površinsko utrjenih (cementiranih) probah raste s hitrostjo upogiba, pri navadno kaljenih pa se ne spreminja v odvisnosti od hitrosti upogiba, čeprav se meja plastičnosti dviga. Statična in udarna upogibna trdnost sta enaki. Vzrok temu je najbrž ta, da se vkljub veliki hitrosti prej doseže kritična strižna napetost, potrebna za plastično deformacijo, kot normalna napetost raztržne trdnosti. Če bi še nadalje dvigali hitrost preizkušanja (nad 6m/sek), bi se upogibna sila povečevala, saj bolj žilava jekla dosežejo vrh upogibne trdnosti pri višji preizkusni hitrosti kot manj žilava jekla. Iz tega bi se dalo sklepati, da se zelo trdna jekla pri zelo majhnih hitrostih tudi delno strižno prelomijo in da se z rahlim zviševanjem preizkusne hitrosti povečuje delež strižnih napetosti glede na normalne napetosti v probi. Upogibna sila je odvisna od žilavosti materiala in od hitrosti preizkušanja. Vpliv hitrosti na krhkost preloma je možno določiti že, če imamo eno od preizkusnih hitrosti nad 2 m/sek. Zobniki vzdržijo večje sile, če so iz bolj žilavega materiala, toda statični preizkusi ne kažejo odvisnosti sile od žilavosti. Po tem se vidi, kako je hitrost preizkušanja pomembna postavka pri določanju lastnosti jekel, ki se uporabljajo za dinamično obremenjene dele. Odkrili so tudi, da je možno žilava jekla jasno razlikovati med seboj po žilavosti le tedaj, če imajo probe zarezo ali če se kako drugače omogoči oster upogib. Poskusi s posnemanjem krivulj sila-upogib so pokazali, da se z zviševanjem hitrosti preizkušanja povečujeta tudi meja plastičnosti in porušna sila. Največja porušna sila je za jekla z veliko žilavost-jo jedra pri višjih preizkusnih hitrostih kot za jekla z manjšo žilavostjo jedra. POSKUSI Z ORODNIMI JEKLI Te ugotovitve, dobljene na ležajnem in na ce-mentacijskih jeklih, so se poskušale dopolniti in potrditi s preizkusi orodnih jekel. Za poskuse so se vzela jekla OC 100 ex. (Č.1941), OCR 12 (Č.4150), Osikro 2 (Č.6443), UtopMo2 (C 4751). Izdelale so se žilavostne probe z zarezami dveh tipov. Milejše zareze imajo zaokrožitev 10 mm in globino 1 mm, drugi tip zareze so standardne zareze DVM. Probe so se izdelale tako, da so imele trdoto kot jo imajo navadno orodja, ki so izdelana iz enakih jekel. Poskusi so se opravljali na velikem in malem Charpy kladivu (30 in 10 kpm energije) tako, da sta se izdelali napravama ustrezni merili in se je nihali lahko spuščalo s poljubne višine. Tako so se lahko dosegle za zlom probe energije od 0 do 30 kpm in hitrosti do 5,4 m/sek. Tako so bile dane možnosti za določanje vpliva zareze, energije in hitrosti na žilavost. Slika 1 kaže rezultate preizkusov štirih jekel. Vidi se podobnost odvisnosti žilavosti od energije 5 10 15 20 25 30 Energija nihala po zlomu probe [kpm J Slika 1 Rezultati preizkusov za štiri različne vrste orodnih jekel -5 25 iS C 8> h 20 5 10 75 20 25 30 Energija nihala po zlomu probe [kpm ] Zareza Nihalo --- nZ1 } O DVM J ^ < • r)0/l 1 ,„, ---DVM jMfm Osikro 2 Kaljeno z 960°C/olje Popuiieno na I80°C Trdota: 58,5 HRC Utop Mo 2 Kaljeno :980°C/olje Popušieno:600°C Trdota: ii HRC nihala pri vseh preizkušanih jeklih, saj je velikost dela za zlom premalo poudarjena glede na velikost energije nihala, da bi bile opazne razlike v nagibih krivulj za posamezna jekla. Smiselna se zdijo predvsem razlikovanja med rezultati, ki so dobljeni z različnimi energijami obeh nihal, prav tako pa tudi med rezultati dobljenimi na raznih tipih prob. Hitrosti nihal se spreminjajo v enakih območjih, zato je zadosti, če upoštevamo samo energijske spremembe. Slika 2 7 Hitrost velikega nihala [m /sekJ 2 3 4 1 2 3 4 5 Hitrost majhnega nihala [m/sek ] Ut0£ Moz___ e -Q O E _o N 0 ' N 1 Zareza: r 10 DVM r JO DVM B nsikro i 10 30 75 20 25 Energija nihala [kpm ] Slika 2 Odvisnost dela, potrebnega za zlom probe od energije nihala in 'njegove hitrosti kaže, da se pri vseh preizkušanih jeklih porabi več dela za zlom, če je energija nihala večja. Pri vseh poskusih z manjšim nihalom se poraba energije za zlom hitreje povečuje s povečevanjem začetne energije nihala kot pri večjem nihalu. Vendar pa pri majhnem nihalu nikoli ni treba toliko energije za zlom kot pri velikem. Ker vemo, da se pri manjšem nihalu dosežejo malo manjše največje hitrosti kot pri večjem, lahko sklepamo, da na porabo energije vplivata teža in energija nihala kot njegova hitrost. Zaradi tega so tudi razlike v žilavosti, merjeni z majhnimi energijami obeh nihal večje kot če se žilavost preizkuša z večjimi energijami nihal. Z večanjem energije si namreč hitrosti obeh nihal postajata bolj podobni glede vpliva hitrosti na odpornost jekla proti udarcem. Težje nihalo, ki ga dvignemo na majhno višino, bo imelo ob udarcu na probo majhno hitrost, poskus bo skoraj statičen. Pri enaki energiji bo manjše nihalo dvainpolkrat hitreje udarilo na probo. Razlika med porabljenim delom za zlom tistih prob iz OC 100 extra, katere so imele ostro zarezo, je večja pri večjih hitrostih obeh nihal kot pri manjših. To se lahko razloži z zelo veliko krhkostjo tega jekla. Pri manjših hitrostih je razlika med žilavostjo (porabljenim delom) določenega jekla, določano na majhnem in velikem nihalu, velika tedaj, ko lomimo zelo žilave probe. Dokaz za to so krivulje: 3 in 4 (za probe iz OC 100 extra, z milo zarezo), 7 in 8 (za probe iz Osikro 2, z ostro zarezo), 9 in 10 (za probe iz Utop Mo 2, z ostro zarezo). Razlika med delom, ki se porabi za zlom krhkih in bolj žilavih jekel, se s povečevanjem hitrosti preizkušanja povečuje, razlika med žilavimi jekli pa se s porastom preizkusne hitrosti spet zmanjšuje, ali pa je težnja za zmanjšanjem razlike. Obenem se vidi, da ostra zareza pri najbolj žilavih jeklih (npr. Utop Mo 2, krivulji 9 in 10) precej zavre porast dela za zlom pri večjih energijah nihala in pri večjih hitrostih. Srednje žilavo jeklo se pokaže kot manj občutljivo na ostrino zareze pri hitrejših udarcih (Osikro 2). Posebno značilna je podobnost odvisnosti žilavosti od hitrosti pri jeklih OC 100 extra in OCR 12. Čeprav je OCR 12 precej bolj žilav od nelegiranega orodnega jekla (pri majhnih hitrostih udarcev je žilavost jekla OC 100extra velika za 70% od žilavosti jekla OCR 12), je vendar tako občutljiv na hitre udarce, da se njegova prednost zmanjša za 5 '%, ko se hitrost udarca poveča od 0,5 na 5 m/sek. Podatki s tega diagrama dopuščajo primerjati med seboj jekla glede odpornosti proti različno hitrim udarcem in udarcem različnih gibalnih količin, oziroma različnih energij. Ne moremo pa primerjati teh jekel glede odpornosti proti zarezam različnih ostrin, ker se Utop Mo 2 in Osikro 2 ne moreta lomiti, če imajo probe samo milo zarezo. Za preizkuse jekla OCR 12 pa so obstajale samo probe z milo zarezo. Preizkusi prob z ostro zarezo (DVM) so torej po žilavosti razvrstili jekla od OC 100 (žilavost 0,1 do 0,5 kpm, oziroma 0,14 do 0,7 kpm/cm2 pri pro-bah z ostro zarezo ter 0,6 do 1 kpm pri probah z zarezo r 10/1), OCR 12 (žilavost prob z milo zarezo je 1 do 1,35 kpm), Osikro 2 (žilavost prob z zarezo DVM je 1 do 2 kpm, to je 1,4 do 2,8 kpm na cm2) in Utop Mo 2 (žilavost je pri probah z zarezo DVM od 3 do 3,5 kpm, kar je 4,3 do 5 kpm na cm2). Takšna razvrstitev jekel glede na žilavost ni popolnoma razumljiva. Od prob OC 100 extra bi pričakovali več. V dobro rezultatom za OCR 12 je treba povedati, da so bile pri probah iz tega jekla zareze tipa r 10/1 mm brušene in so tiste brazde, od brušenja, pri preizkusih učinkovale kot mikrozareze. Pri probah iz drugih jekel so se zareze izdelale pred kaljenjem in ni bilo brazd v prečni smeri na probo. Če se šteje za resnično žilavost tista energija nihala, katera ravno še zlomi probo (mejna energija), se vidi, da je jeklo Osikro 2 razmeroma manj žilavo glede na ostala jekla kot pa pri preizkusih z večjimi energijami nihal. To se lahko pripiše večjemu vplivu trdnosti na odpornost proti udarcem, ki niso hitri. Tako se vidi, da bi bile pri udarcih s hitrostjo pod 1 m/sek gladke probe iz jekla OCR 12 bolj ali enako žilave kot zarezane probe iz jekla Osikro 2. Kot kaže slika 1, se je za vsako jeklo z lahkoto ugotovilo, katera energija nihala ravno še zlomi probo. Najbrž pa ne bi bilo prav pojmovati žilavost kot tisto najmanjše delo, ki že povzroči lom probe, ampak bi bilo primerneje opredeliti žilavost kot odpornost proti udarcem kot določenim sunkom sile z določenimi hitrostmi. Najbolje bi bilo postaviti za posamezna jekla, ali skupine jekel, meje za sunke sil, s katerimi bi se jekla preizkuašla. Iz teh raziskav se vidi, da ni za žila-vostno obnašanje probe odločilna samo hitrost sunka sile, ampak celotna gibalna količina. S temi rezultati, dobljenimi na navadnih Char-py nihalih se še ne more v celoti prikazati, kako velike so lahko razlike v odpornosti proti udarcem različnih hitrosti. Medsebojni vpliv ostrine zareze, hitrosti in mase sunka sile pa je vendar razločno viden in govori v prid preciznejšemu opredeljevanju žilavosti. Dokler nam samo žilavostni preizkus daje poceni obvestila o dinamičnem obnašanju trdih, orodnih jekel, bi bilo prav, da se z njim dobi še več informacij. Problematika žilavosti se mora primerjati z uspehi pri vpeljavi natančnih omejitev in razdelitev v tehniko določanja dinamične trdnosti materialov. ZAKLJUČEK Preizkuse odpornosti jekel na različne sunke sil različnih hitrosti so pokazale, da se žilavost jekel s povečevanjem hitrosti udarnega nihala zmanjšuje in da se z zvečevanjem sunka sile pri isti hitrosti žilavost povečuje. Pri krhkih jeklih je razločevalnost po žilavosti večja kot razločeval-nost po statični trdnosti ali napetosti pri udarni obremenitvi. Za določevanje najprimernejše toplotne obdelave vsakega orodja bi bilo dobro preizkušati žilavost s takšnimi hitrostmi, ki pridejo v poštev med delovanjem orodja iz določenega jekla. Toda metoda določanja žilavosti z nihalom ne omogoča preizkusov z najustreznejšimi hitrostmi. Preizkušanje jekel na odpornost proti primerno določenim sunkom sile je napredek v preiskavah trdih jekel, ki se le redko dinamično preizkušajo drugače kot na žilavost. Literatura: Brugger H., G. Kraus: Einfluss der Zahigkeit auf das Verhalten von Einsatzstahlen im statischen und dynami-schen Biegeversuch. Archiv fiir das Eisenhiittenwesen 32 (1961), August, Heft 8, str. 529—531. ZUSAMMENFASSUNG Die Zahigkeit \vird mit der grosseren Versuchsge-schvvindigkeit kleiner und mit der Vergrosserung der Stoss-kraft grosser. Ein schneller Schlag verursacht eine kleinere Deformation als ein Iangsamer. Da die Werkzeuge bei verschiedenen Geschvvindigkeiten angewendet werden, ware real moglich die Kerbschlagzahigkeit eines jeden Werkzeugstahles bei einer solchen Geschvvindigkeit zu bevverten, vvelche bei den VVerkzeugen aus diesen Stahl vorkommt. SUMMARY Toughness is reduced by the increased testing rate and is increased by the increased thrust. Faster blovvs cause smaller deformations than slower ones. Because tool steels are used for the tools operating at various speeds, a possibilitv exists to estimate the toughness of each steel at the speed vvhich will later be used in operation of tools made of this steel. 3AKAK)qEHHE IIpH HCCAeAOBaHHK) b3hto bo BHHMaHHe, HTO H HCTpyMe HT AAH o6pa6oTKH MaTepHJiAa ynoTpe6A5ieTCH npn pa3Hbix cKopocrflx. YcTa-hobacho hto c ybeahmehhem čbiCTpoTBi abhjkchhji npuSopa aah o6pa-6otKH BH3KOCTB CTaAH yMeHbHiaeTCH a C YBeAHMeHHeM VAapHOH CHAbI yBeAHHHBaeTCH. CpaBHHBaa čoAee SucTpbie yAapbi c SoAee mcaach- hijmh onpeAeAeHHo, hto nepBbie Bbi3biBaiOT MeHee cymecTBeHHyio Ae4>opMam«o MaTepnaAa. IIpn ynete SbiCTpoTbi abhžkchhh yAapoB npuSopa mo^kho noAaTb oueHKy b«3kocth OTAeAbHora copia CTaAH npuSopa b3hb BO BHHMaHHe 06bIMaHH0 npHMeHHMyiO CKOpOCTb Ka^C-Aora copTa CTaAH OTAeAbHO. Tone Pratnekar, dipl. inž. strojništva Železarna Ravne DK: 621.9.011 ASM:SLA: G17a Optimizacija obdelovalnih pogojev Osnova za izračun cene izdelave so vedno tehnološki podatki katere določata tehnolog ali mojster. Določanje parametrov obdelave kamor spadajo: rezalna hitrost, pomik noža in globina rezanja je bila več ali manj prepuščena praktičnim izkušnjam, ki pa vedno niso bile optimalne. Optimalno določanje obdelovalnih pogojev je povezano z dolgotrajnimi poskusi ugotavljanja iz-držljivosti noža oziroma rezalnega roba in s kasnejšim vrednotenjem dobljenih rezultatov. Ročno računanje v nobenem primeru ne pride v poštev. Zato je v članku opisana metoda in podane končne formule za izračunavanje končnih rezultatov na računalniku. Za posamezne formule je potrebno napisati le ustrezne programe za elektronski računalnik. Za ilustracijo je v članku podan praktičen primer določanja optimalnih pogojev obdelave za struženje ležajnega obroča. UVOD Po vsem svetu opazimo močno gibanje, ki zahteva večjo odgovornost in večjo svobodo posameznika. Tendence hitrega razvoja v tehnologiji in izobraževalne stopnje so orodje za revolucijo v izdelovalni tehnologiji, ki jo danes doživljamo. Tehnološki razvoj in konstrukcije sodobnih obdelovalnih strojev omogočajo, da nadomestimo uporabljene empirične metode v tehnologiji izdelave z znanstvenimi metodami. Istočasno je narasla tudi socialna zahteva osvoboditi posameznika opravljanja dela. Važno vlogo pri razvoju izdelovalne tehnologije predstavlja ekonomski faktor. Zato se pojavljajo težnje, da se nek izdelek obdeluje z optimalnimi rezalnimi pogoji. Teženj po optimizaciji obdelave je vse več, vedno bolj ko se vključujemo v mednarodno delitev dela. Optimi-ranje je še posebno pomembno takrat, ko se serije večjih podobnih izdelkov ponavljajo preko celega leta ali celo več. Optimiranje pa ni samo določanje razmerij pri odrezovanju, ki zagotavlja maksimalno možno izdelavo v časovni enoti. Velik vpliv na višino stroškov ima zmogljivost materialov, rezanja in obnašanja materiala obdelovanca. Zato je ena od pomembnih bodočih razvojnih nalog nujen nadaljnji razvoj rezalnih materialov. Material orodja mora imeti veliko enakomer-nost, s tem pa je možno doseči tudi veliko sigurnost proizvodnje. Tudi na področju materiala ob-delovancev je v zadnjem času uspelo zaradi boljšega poznavanja poteka obrabe med orodjem in obdelovancem pripraviti določena jekla, katera bodo dovoljevala večje delovne čase kot tudi večje hitrosti rezanja. Danes mnogi obdelovalni stroji ne dovoljujejo optimalne vrednosti obdelave, n. pr. večje hitrosti struženja. To nas opozarja, da ni dovolj velika instalirana moč, da bi se lahko stružilo ekonomično z velikimi preseki in istočasno pri velikih hitrostih rezanja. Končno večkrat stroji ne zadovoljujejo statični in dinamični togosti, ki je porok za obdelavo brez napak, kar naj bi bilo nujno zlasti pri uporabi visoko obstojnih in krhkih rezalnih materialov. Uporaba optimalnih pogojev obdelave pri katerih bodo časi obdelave konstantni, narekuje tudi vse večji prodor računalnikov v podjetja. Če so bili računalniki do nedavnega pretežno samo za računanje osebnih dohodkov, moramo trditi danes, da so močno pomagalo že v tehnologiji izdelave. Optimiranje tehnologije izdelave zahtevajo tudi kalkulacijski oddelki, kjer se formirajo cene izdelave itd. Skratka smo pred dejstvom, da damo računalniku pravilne podatke, iz katerih bo mogoče vedno odločati o nadaljnjih posegih v proizvodni proces. V članku bo zato opisan postopek optimiranja parametrov pri struženju. Zaradi lažjega razumevanja bo dodan še praktični primer optimizacije obdelave na polavtomatski stružnici SPL-32 za grobo obdelavo ležajnega obroča. Optimizacija parametrov pri struženju V tehnologiji je danes stalno potreba, da dvomimo v osnovne domneve, ko imamo na razpolago nove tehnike in informacije. Pri odrezavanju kovin je dobro znan odnos, ki ga je prvi postavil F. W. Taylor leta 1907: v. T" = konst. = C (1) kjer je hitrost rezanja in T obstojnost orodja, n ter C sta pa konstanti za posebne rezalne pogoje in kombinacije orodje — obdelovanec. Ta osnovna enačba se v bistvu nanaša na značilnost trajanja orodja, v njej pa ima najmočnejši vpliv rezalna hitrost. Čeprav je bila Taylorjeva enačba velik korak naprej pred približno 60 leti, ne upošteva vpliva geometrije orodja, globine rezanja ali pomika na obstojnost orodja. Njena uporaba vsebuje izbiro poljubnega pomika, ki je navadno prelahek za maksimalno ekonomičnost, sledi pa ji določevanje obstojnosti orodja za določeno število rezalnih hitrosti. Ko smo dobili konstanto C in n iz eksperimentalnih podatkov, moramo dopustiti poljubno obstojnost orodja, da izračunamo rezalno hitrost. Cesto navajajo 60 minutno obstojnost orodja za stružnice, čeprav se ta velikokrat raztegne na 8 ur za stroje z mnogo orodji, da se omogoči menjava orodja. Druga popolnoma različna metoda za izbiro rezalnih hitrosti je, da se sklicujemo na tabele objavljene v različnih strojniških priročnikih, kateri navajajo priporočljive rezalne hitrosti za specifične kombinacije orodij in delovnih materialov. Domneva, na kateri sloni ta pristop je, da obstaja enotna optimalna rezalna hitrost za posamezno kombinacijo orodja in materiala obdelo-vanca. Koncept delovne envelope (ovojnice) v ekonomiki obdelovanja Obstoj področja ekonomsko ugodne operacije obdelovalnega procesa je dobro znan (zlasti za struženje) in so ga v teoretični obliki predstavili številni avtorji. Pri reševanju postavljene naloge smo se ozirali predvsem na izvajanje, ki ga predstavlja J. R. Crookall. Koncept delovne envelope, ki predstavlja dovoljena in zaželjena operacijska področja obdelovanja, je razvit za določeno kombinacijo obdelo-vanca in orodja. Analiza stroška in časa določi ekonomsko envelopo, ki je omejena z maksimalnim in minimalnim stroškom produkcije in v sklopu katere je na razpolago izbira operacije, ki je najbližja optimalni. Upoštevati je treba tudi učinek različnih omejitev kot so moč stroja, kombinacija orodje — obdelovanec glede na različne načine skrhanja orodja, togost obdelovanca in površinska hrapavost. Ekonomično struženje zahteva v naraščajoči avtomatizirani proizvodnji večkrat prednost krajšega delovnega časa in s tem uporabo visoke hitrosti rezanja. Pri izbiri krajšega časa se bo povečala produkcijska količina (število kosov na časovno enoto), toda po času T se orodje obrabi za določeno vrednost, in zaradi tega sledijo tudi pogostejše menjave orodja in s tem daljše mirovanje stroja. Pri neki določeni hitrosti rezanja lahko pričakujemo minimalni produkcijski čas. Tudi z gledišča stroškov dobimo pri neki rezalni hitrosti točko minimalnega stroška. Točka minimalnega stroška pa se pojavi pri nižji rezalni hitrosti, kot točka minimalnega časa. Tako hitrosti za minimalni strošek in maksimalno količino produkcije označujejo kompromisno področje med dvema idealoma, ki jih pa ni mogoče istočasno zadovoljiti. Normalno je najočitnejši cilj doseči pri proizvajanju minimalni strošek, ni pa vedno nujno. Zastavljeno nalogo smo reševali z gledišča minimalnega stroška. Stroškovna enačba za struženje Proizvodni strošek na kos Celotni proizvodni strošek na kos je sestavljen iz naslednjih stroškov: a) strošek vpetja, izpetja in nastavljanja na kos (din/kos) R,.tn (2) R! — celotni režijski stroški in direktni delovni strošek (din/min) tn — čas vpenjanja, izpenjanja in nastavljanja na kos (min/kos) b) Obdelovalni strošek na kos (din/kos) it. R, dw . 1„ C2 = (3) s. v d«— premer obdelovanca (m) 1D — dolžina rezanja (mm) s — podajanje na vrtljaj (mm/vrt) v — rezalna hitrost (m/min) c) Strošek menjave orodja na kos (din/kos) tz . dw . L C3 =-^ . R,. tw (din/kos) s. v. T tw — čas menjave orodja (min) T — trajanje orodja (min) Trajanje orodja T pomeni, da je orodje doseglo neko stopnjo obrabe in ga je potrebno vzeti iz dela. Trajanje orodja izrazimo z enačbo: VB = eA . vB . sc . TD To enačbo preuredimo: v . sc/B . TD/B = (VB . e-A)'/B = CTS (4) v . sm . Tn — CTS Iz te enačbe izrazimo čas trajanja orodja T: T = CTS1/n . v-1/" . s m/n Tako je podano število menjav orodja na kos z: čas struženja n . d^,. 1D T trajanje orodja s. v 1 z = _ rc • •(1/n) -1 (m/n) -1 - r 1/n "V "b Čas menjave orodja na kos: C3 = R,t n . d« . 10 >Lw rl/n *-TS (1/n) -1 _ s(m/n) -2 (5) d) Strošek brušenja orodja lahko smatramo kot vsoto stroškov, ki so neodvisni od količine, ki jo je treba odbrusiti (R2) in stroškov, ki predstavljajo obnovitev konice orodja. To zadnje brušenje je sestavljeno iz brušenja boka pri globini VB X sin a (a-kot proste površine) in brušenje varnostnega roba. če označimo R3 strošek brušenja enotne globine proste ploskve je strošek brušenja: C4 = R2 + R3 (q + VB . sin a) . iz. dw . 1„ (1/n) s(m/n) _j (6) pl/n . V C5 = e + U/(q + VB . sin a) p 1/n -TS . V (1/n)- -1 s(m/n) -1 C = R,. tn + R,. ir. dw . 10 + s. v + tw + R2 + Rs (q + VB . sin a) + + W e + U/(q + VB . sin a) ■i ^ • dw • 1Q pl/n >v(l/n)-l >s(m/n) Minimalni strošek na kos 6C = o = Ri. n . dw. lG •(i-)- s . v- d/n) -2 + S. rc • dw • 10 p 1/n . S (m/n) -1 kjer je: S = R,. tw + R2 + R3 (q + BV. sin a) + W + e + U/(q + VB . sin a) Tako je rezalna hitrost za minimalni strošek na kos pri konstantnem podajanju s: CTS ( Rj 1 — n V s n v = (9) Če odvajamo enačbo (8) z ozirom na s in izenačimo z nič, dobimo: V primeru, če stružno ploščico zavržemo, je: R2 = R3 = 0 torej C4 = 0 e) Strošek orodja na kos pri vsakem ponovnem brušenju, bo odvisen bodisi od celotnega razpoložljivega materiala, ki ga odbrusimo, bodisi od števila razpoložljivih rezalnih robov, če je celotna odstranjena debelina U, je možno naslednje število brušenj: U 5C 5s = 0 R,. 7t. dw . 1Q it. dw . 10 + o . . V (1/n) -1 S . V rl/n _ J | c (m/n) —2 Tako je pomik za minimalni strošek na kos pri konstantni hitrosti v: s = CTS V/m — n V n J R, m — n S (10) (q + VB . sin a) Če je W nabavna cena orodja, je strošek znižanja vrednosti na trajanje orodja: W e + U/(q + VB . sin a) kjer je e = 1 za vsa orodja, za odvržena orodja pa je U = 0 in e število razpoložljivih rezalnih robov (največkrat 3, 4, 6 ali 8) Strošek orodja na kos izrazimo z enačbo: W it. dw. 1Q (7) Celotni strošek obdelave na kos C (din/kos) je enak vsoti stroškov podanih z enačbami: Ker sta enačbi (9) in (10) med seboj neskladni, ni nobene posamezne vrednosti s in v, ki bi dala najmanjši strošek. Z ozirom na enačbo (8) pa se pokaže, da se približamo celotnemu minimalnemu strošku na kos, ko se podajanje progresivno veča. Torej lahko dosežemo najnižji strošek s tem, da uporabimo najvišje možno podajanje (s = smax). Obstajajo pa praktične omejitve velikosti podajanja glede na moč stroja in glede na kvaliteto obdelane površine. Ko določimo največje dovoljeno podajanje za posebne obdelovalne pogoje, lahko enačbo (9) uporabimo za ugotovitev optimalne rezalne hitrosti. Izračun optimalne rezalne hitrosti Za operacijo struženja zunanjega valjčnega prstana 0 243,5 X 194 X 83 ugotavljamo optimalno rezalno hitrost. (8) Če odvajamo enačbo (8) z ozirom na »v« in izenačimo z nič, dobimo: Podatki Podatki stroja Vrsta stroja Tip Proizvajalec Skupna dolžina Širina Višina Teža Stružna dolžina Največji obodni premer nad posteljo Največji obodni premer nad suportom Območje pomikov suporta Moč glavnega motorja število vrtljajev gl. motorja Skupna vgrajena moč stroja Dovoljeni moment polavtomatska stružnica SPL 32 Kovosvit Holoubkov 3050 mm 2080 mm 1600 mm 3800 kp 400 mm 575 mm 315 mm 0,05—2,80 mm/vrt 17/22 kW 1445/2980 min—1 25 kW 120 kpm Število vrtljajev delovnega vretena: 63—90—125—180— —250—350—500—710—1000—1400 Podatki orodja Ploščice (dvostranske) Sandvik Coromant SNMG 19 06 16 S6 (P40) Držalo: Sandvik Coromant T MAX — P PSBNR 20 — 6 hR 174.3 3232— 19 Cena ploščice W = 33 din Število rezalnih robov e = 8 W _ 33 _ Cena enega rezalnega roba Wi rob = —------ = 4,13 din/rob Čas menjave ploščice tw = 0,60 min Radij (nosni): r = 1,6 mm Ker se stružne nože po določeni obrabi ne brusi, ampak se jih zavrže sledi: U = R2 = Rj = 0 in C. = 0 Material obdelovanca Oznaka: Č.4144 (OCR 4) Toplotna obdelava: normalizirano Teža odkovka: 16 kp Specifična sila rezanja: ks = 260 kp/mm2 Geometrija obdelovanca: dw = 254 mm Geometrija obdelovanca: 1Q = 83 mm Toleranca: ± 0,3 mm Globina rezanja: a = 5,5 mm Hrapavost: Rt = 12,5 [xm KsI = ks (sin x)i - * = 260 (sin 750)1 - °.26 = 263 kp/mm2 1 — z = 0,74 in z = 0,26 Podatki material obdelovanca-orodje Pri analizi regresije smo določili regresijske koeficiente A = —7,138 konstanta B = 1,382 eksponent hitrosti C = 0,078 eksponent podajanja D = 0,523 eksponent časa Enačba obstojnosti orodja (4) se glasi: v . sm . Tn = C, B D B 0,078 ~ 1,382 0,523 = 0,057 = 0,380 Ostali podatki Celotni režijski in direktni delovni strošek: Rlh = 80 din/h Rlh 80 R, =--- :---= 1,33 din/min 60 60 Čas vpenjanja, izpenjanja in nastavljanja na kos s hidravlično vpenjalno napravo tn = 1 min 4.2. Omejitve Kot je že omenjeno v poglavju 3.2, lahko dosežemo najnižji strošek tako, da uporabimo najvišje podajanje, ki je omejeno z momentom na vretenu in s kvaliteto obdelane površine. Pri tako izbranem podajanju nato izrazimo največjo rezalno hitrost, ki je omejena z močjo stroja. V tako določenem območju mora ležati podajanje in rezalna hitrost. a) Omejitev podajanja glede na hrapavost obdelane površine: s = (8 . Rt. r)1/2. KOR (10) kjer je: R, — srednja višina neravnosti (mm) r — nosni radij ploščice (mm) KOR — korelacijski faktor, odvisen od vrednosti R, s = (8 . 0,0125 .1,6)V2. 0,75 = 0,30 mm/vrt (11) F < F 1 v x 1 iT (12) b) Omejitev momenta Mz.2000 d F v < Ksl. a . s1-* < Fm (13) Kjer je: M, — dovoljeni moment stroja (kpm) dw — premer obdelovanca (mm) Fm — mejna dovoljena sila momenta (kp) Fv — rezalna sila (kp) Ksl — globina rezanja (mm) Tako lahko izrazimo najvišje podajanje omejeno z momentom 2000.120 K1-O,26) s = 263 . 5,5 . 254 = 0,56 mm/vrt (14) 1,382 Cxs = (AB . e-A) = (VB . e+ 7,138) 1/1,382 Konstanto CTS izračunamo za tri dovoljene širine obrabe VB: VB1 -- 0,80 mm, CTS) = 147,9 VB2 = 1,00 mm, Cxs2 = 171,1 VB3 = 1,20 mm, CTS3 = 200,4 c) Omejitev moči F v N =--v--< Nm 6120 . r) Nc — potrebna moč za rezanje (kW) Fv — rezalna sila (kp) Nm — moč glavnega motorja (kW) tq — mehanski izkoristek (0,85) v — rezalna hitrost (15) v < 6120 .-n . Nn 6120.0,85.22 263 .5,5 .0,31- -0,26 6120. ti. Nm ~KS. ■ a . = 197,4 m/min Cena obdelave v odvisnosti od hitrosti struženja- v (m/min) v (m/min) Slika 2 Slika 1 Določanje optimalne rezalne hitrosti v odvisnosti od ob-Cena obdelave v odvisnosti od hitrosti struženja V (m/min) rabe orodja Pri izračunu največje rezalne hitrosti, omejene z močjo stroja, smo upoštevali največje podajanje, omejeno glede na hrapavost obdelane površine. 4.3. Določitev optimalne rezalne hitrosti in prikaz v diagramih Optimalno rezalno hitrost izračunamo z enačbo (8): R, n Za podajanje vzamemo: s = 0,3 mm/vrt. To vrednost nam daje enačba za omejitev podajanja glede na hrapavost površine (11). 1,33 0,380 \0,380 II i— u in/ ■ -"TS • ' opt = CTS . 0,30" °.°57. 4,93 1 — 0,380 = CT<;. 0,541 Ker stružnih ploščic po določeni obrabi ne brusimo, ampak jih odvržemo, sledi: R2 = R3 = U = 0 od tod S = R,tw + W/e = = 1,33 . 0,6 + 33/8 = 4,93 za dobljeno obrabo VB = 0,80 mm : CTS = 147,9 Vopti = 147,9 . 0,541 = 80,0 m/min za dovoljeno obrabo VB = 1,00 mm: CTS = 171,1 V0pt2 = 171 . 0,541 = 92,5 m/min za dovoljeno obrabo VB = 1,20 mm: CTS = 200,4 Vopt3 = 200,4 . 0,541 = 108,3 m/min Izračunane optimalne rezalne hitrosti so manjše od rezalne hitrosti v = 197,34 m/min, katera je določena z močjo glavnega motorja in jih zato lahk6 uporabljamo. Z upoštevanjem vseh pogojev dela, dobi v našem primeru stroškovna enačba (7) obliko: „ n R, . n. dw . 1Q n . dw . 1D . , , , C = R,. tn + —-+-s(m/n)-i S . V CTS!/n vO/n)-i.(R,.tw +W/e) ko vstavimo številčne vrednosti dobi enačba obliko: C = 1,33 .1 + 1,33 . n . 0,254 . 83 . s-'. v-i + + n . 0,254 . 83 . Cjg—1/380 . s(0,057/0.380) - 1 . v .(1,33.0,6 + 33/8) = = 1,33 + 88,08 s-i. v—1 + 326,1 . CTS-2.«2 . . s—0,851 . V1.631 (17) S to enačbo prikažemo tabelarično, kako se spreminja obdelovalni strošek C (din/kos) v odvisnosti od rezalne hitrosti v (m/min) in podajanja s (mm/vrt) za posamezne širine obrabe VB. Rezultati, ki so izračunani v tabelah funkcije C (din/kos) so prikazani v diagramu C-v za podajanja s = 0,05, 0,13, 0,36, 1,00 mm/vrt. (slika 1). Na osnovi izračunanih vrednosti za obstojnost orodnega materiala smo ugotovili potek cene za vzdolžno obdelavo ležajnega obroča. Iz diagrama, ki prikazuje razmerje med hitrostjo rezanja in ceno obdelave, lahko odčitamo tudi optimalno hitrost obdelave. V diagramu v-s, so podane krivulje VB = 0,8, 1,00, 141,20 (si. 2), iz katerega odčitamo optimalno hitrost obdelave). Koncept omejitev ali ovojnic (diagram na sliki 2) nas opozarja na to, da je problem obdelave odvisen od cele vrste spremenljivk, ko moramo omejitve, medsebojne odvisnosti in naše zahteve vskladiti v kompromisno izbiro parametrov obdelave. Elementi obdelovalnega sistema so: obdelovalni material (ki ga ne moremo spreminjati); obdelovalni stroj (je na izbiro v omejenem obsegu in z zelo različnimi parametri — revolverska ali polavtomatična stružnica), orodje (kjer lahko izbiramo pri držalih in kvaliteti ploščic). Po takem pristopu in vsestranskem ocenjevanju posameznih komponent lahko dobimo dokončne optimalne pogoje za določene obdelovance. V našem primeru smo napravili šele začetni pristop k zasledovanju cene obdelave v odvisnosti od posameznih parametrov obdelave. Odprtih je ostalo še vrsta parametrov, ki jih moramo pri celoviti optimizaciji obdelovalnega postopka upoštevati. Tu je še zasledovanje vpliva hladilnih tekočin, merilnega postopka med ali po obdelavi, način vpetja in izpetja, interni transport obdelovancev, izpadi proizvodnje, obseg serij idr. ZAKLJUČEK Članek je rezultat raziskav obdelovalnosti domačih materialov, v katerih se teži za tem, da se tehnologija obdelovalnosti raziskuje neposredno na obdelovalnosti in ne na probnih kosih. Raziskava je bila organizirana v okviru »Makro projekta« pri Fakulteti za strojništvo v Ljubljani pri projektu »Avtomatizacija maloserijske, individualne in srednjeserijske proizvodnje«. ZUSAMMENFASSUNG Dieser Artikel ist das Ergebnis der Bestandigkeits-untersuchungen der Hartmetallplatchen Sandvvik Coromat und der Bearbeitbarkeit des einheimischen Kugellager-stahles. Die bisherigen Methoden fiir die Bestimmung der Bearbeitungsbedingungen beruhten auf den Erfahrungen, vvaren aber nicht immer die besten. Die beschriebene Methode umfasst nicht die neuesten Ermittlungen auf dem Gebiet der Bearbeitbarkeit, sondern erganzt nur die Ergebnisse der Werkzeugbestandigkeit mit dem gesamten bei der Bearbeitung auftrettenden Aufwand. In der Praxis ist es manchmal schwer die Untersuchungs-ergebnisse in den praktischen Gebrauch einzufiihren, da die Dauerhaftigkeit des Werkzeuges, sovvohl von der Ungleichmassigkeit der bearbeitenden Teile, wie von dem Bestreben das Werkzeug in bestimmten Zeitab-standen zu vvechseln beeinflusst wird. Der Zvveck dieser Arbeit ist auch eine Methode fiir schnelle Berechnung der Bearbeitungskosten auf dem Computer zu geben. Es ist allgemein bekannt, dass alle Kalkulationen und die Berechnungen der Preise der Fertigteile auf den Daten aus der Technologie beruhen. Fiir die bessere Illustrierung dieser Methode ist ein praktischer Bei-spiel angegeben, an vvelchem die beschriebene Methode iiberpriift worden ist. Aus diesem Beispiel ist zu ent-nehmen, dass das Rechnen mit der Hand zu dauerhaft und praktisch unbrauchbar ist, desvvegen ist die Anvvendung des Computers und der entsprechenden Programme dringend. Aus dem verhaltnissmassig einfachem Drehbear-beitungsverfahren eines Kugellagerringes ist zu ersehen, dass der tlbergang auf die maschinelle Datenbearbeitung der technologischen Parametern nicht einfach ist, da die gesamten Daten und Informationen in einer entsprechenden Form oder Koeffizienten angegeben werden mtissen. SUMMARY The paper presents results of investigation of the durability of Sandvik Coromat cemented carbide alloy bits and of the machinability of domestic materials for bali bearings. The methods of determining the machining conditions were based till now only on experiencies which were not always optimal. The described method does not include new findings on machinability but it only supplements the results of tool life time with evaluation of ali the cost of machining. Often results of investigations cannot be di-rectly transferred to practical use because tool life de-pends also on ununiformity of workpieces and on the custom that the tool it to be changed after a certain time. The paper gives the method for fast evaluation of machining costs by computer. It is well known that ali the cal-culations and priče determinations of products are based on data given by technology. The method is illustrated a practical example on which the described method was tested. The example shovvs that manual calculation is very long lasted and practically uselles, therefore computer and corresponding programs are necessary. A relatively simple process of turing and bearing ring shovvs that transition t oa computer procesing of technological parameters is not simple because ali the data and informations must be given in a corresponding form or as coefficients. 3AKAK>qEHHE B CTaTte AaHtI HTOTH HCCAeAOBaHHH yCTOHHHBOCTH IIAaCTHHOK H3 TBepAora cnAaBa Sandvik Coromant h cnocoČHOcrrb k o6pa6oTKe AOMaHinera MaTepnaAa KOTopun YnoTpe6AJieTCH aaa BbipaSoTKe rna- pukonoaiiihiihhkob. h3bechbie ao chx nop metoabi onpeaeaehhh Ycaobhh ciiocoShocth k oSpaSoTKe 6a3HpoBaAH Ha BbiBOAax K0T0pi>ie He sbiah BcerAa caMbie caMe noAxoAflmHe. OnHcaHbiii mctoa He co- AepSKHT hobt.ix pe3yAbTaTOB b oGAaCTH Cn0C06H0CTH k oGpaGoTKe HO AHIIIfe TOAbKO AOIIOAHfleT H3HCCHbIC AaHHbie yCTOHqHBOCTH npnGopa H AaeT oueiiKV Bcex pacxoAOB o6pa5oTKH. Hacro HeT bo3mojkhocth HenocpeACTBeHO nepeAaTb HToru HCCAeAOBaHHa K npHMeneHHio b npo-MbiuiAeHHOCTH, TaK KaK Ha BbiHOCTiiBOCTb npH6opa AAH O0pa6OTKH BAHaeT TaKMce HepaBHOMepHOCTH, o6pa6aTUBaeMora h3acahsi. He 6e3 BAHflHHJi Ha 06pa6aTbiBaeM0CTib TaKJKe BBeAeHaa npaKTHKa CMeHaTb npHfiop h onpeAeAeHHbie npoMejKVTKH Bpeiishh. I[eAb CTaTbH TaK>Ke npeAAo>KHTb MeTOA AAa SbicTpora onpeAeAe-HHH paexoAOB o6pa6oTKH npH roMomn CMeTMHKa. H3BecHO H b3sto b yHer, mto Bce pa3H&rbi h onpeAeAeHHe iichej h3acahh ocHOBaHO Ha AaHHbix KOTopue AaeT TexH0A0rna np0H3B0ACTBa. AAa AyHttiero noacHeHHa paccMOTpeH y?Ke npoBepeHHbift npHMep KaK MeTOA koto-pbift ynoTpe6AaeTca B npoMbmiAeHHOCTH. H3 onHcaHHora npHMepa acHO, hto pyMHoii cnoco6 noAcneTa cmeHb MeAAeHHuft h nc>3TOMy HenpuroAHbifl; He06x0AHM0 npHMeHeHHe cmcthhk3 h cooTBeTcrByiomHx nporpaMMOB. Ha cpaBHHTeAbHO npocTOra npoqecca oBTaMHBaHHa KOAb-ua noAmanHHKa ycTaHOBAeHo, hto nepexoA Ha o6pa6oTKy AaHHbix TxeHiiqecKnx noKa3aTeAbeft npH noiioigu CHeTHHKa He TaK npoCToft, TaK KaK Bce AaHHbie H HHcJ)op.wal(Hii aoajkhh 6biTb noAaHH B coot-BeTCTByiOIHeH 4>Op.Me HAH B BBHAe K03(|>4>HtlHeHTOB. FURNACE TRAHSFOR MERS Three-phase furnace transformer vvith on-Ioad tap changer, rating 16,5 MVA, voltage ratio 10 000/190 — 150 — 80 V for Yugoslavia 1971. Yugoslavian customers Demag Elektrometallurgie GmbH/Ruse Elkem - Spigerverket A.S./Jugohrom Elkem - Spigerverket A.S./Elektrobosna Latest orders No Phase Rating KVA Country 1 three 60000/72000 Great Britain 7 single 15000 Norvvay 4 single 11000 Svveden 1 three 6000/7200 Ghana 1 three 7500/9000 Philippines NATIONAL INUUSTRI DRAM M EN — SAR PS BOR G — STE IN KJER RO.BOX 469, 3001 DRAMMEN, NORWAY, TELEPHONE (02) 83 78 70 FROM ABROAD 472 83 78 70 TELEX 16623, DELTA-N, TELEGRAM «KOBBER» Mag. Božidar Brudar, dipl. inž., Železarna Jesenice DK: 519.24 ASM/SLA: S12K Faktorski poskusi in ortogonalni polinomi V članku je opisan primer, kjer smo z metodo ortogonalnih polinomov obdelali podatke, ki smo jih dobili pri faktorskem poskusu 3x3x3. Z analizo variance smo ugotovili, kateri faktor je statistično pomemben. S pomočjo ortogonalnih polinomov smo zapisali tudi regresijsko enačbo (polinom), v kateri so bili vsi členi statistično pomembni. UVOD Faktorski poskus lahko zelo uspešno uporabimo, če želimo raziskati, kakšna je povezava med neko odvisno spremenljivko in več neodvisnimi vplivi (faktorji), ki jih lahko poljubno spreminjamo. Ni nujno, da so ti vplivi vedno kvantitativni, t. j. da se posamezni faktorji dajo izraziti s številkami. Lahko imamo opraviti s kvalitativnimi vplivi, kjer različnih vrednosti faktorja ne moremo izraziti s številkami. Poseben primer take faktorske analize je tudi latinski kvadrat, ki je bil že opisan v železarskem zborniku.1 Omejili se bomo na opis faktorskega poskusa s kvantitativnimi faktorji. Preden se lotimo poskusa, t. j. merjenja opazovane spremenljivke, določimo nekaj diskretnih vrednosti posameznih faktorjev, pri katerih nameravamo meriti vrednosti odvisne spremenljivke Y. Tem vrednostim faktorjev pravimo nivoji. Zaželeno je, da si nivoji enega faktorja sledijo po aritmetičnem zaporedju, t. j. da so razlike med posameznimi vrednostmi nivojev enega faktorja konstantne. Potrebujemo toliko meritev odvisne spremenljivke, kolikor je možnih različnih kombinacij nivojev vseh faktorjev. V splošnem tako dobimo neko končno število različnih vrednosti opazovane spremenljivke Y, ki so porazdeljene z večjo ali manjšo varianco okrog neke srednje vrednosti Y. Efekt posameznih faktorjev imenujemo spremembo vrednosti odvisne spremenljivke, ki nastane zaradi spremembe vrednosti nekega faktorja. Če ta efekt določimo tako, da računamo spremembo povprečja vrednosti Y po nivojih vseh ostalih faktorjev, rečemo takemu efektu glavni efekt. V primeru, ko je efekt enega faktorja odvisen od nivojev nekega drugega faktorja, pravimo, da imamo opraviti z interakcijo. Vse te efekte lahko najbolj zanesljivo ugotovimo z analizo variance, ki je tudi že bila opisana v železarskem zborniku.2 Vsoto kvadratov odstopanj posameznih vrednosti odvisne spremenljivke Y od povprečja Y lahko namreč razstavimo na prispevke posameznih efektov. ANALIZE VARIANCE PRI FAKTORSKEM POSKUSU 3x3x3 Omejimo se na primer faktorskega poskusa s tremi faktorji: A, B in C. Pri tem bomo odvisno spremenljivko Y na primer opazovali pri a nivojih faktorja A, b nivojih faktorja B in c nivojih faktorja C. Potrebovali bomo axbxc poskusov, če bomo pri vsaki kombinaciji naredili le po eno meritev. Označimo neko določeno vrednost odvisne spremenljivke z Y; j k, kjer indeks i, j, k pomeni, da pripada i-temu nivoju faktorja A, j-temu nivoju faktorja B in k-temu nivoju faktorja C. Povprečno vrednost Y izračunamo: abc i, j, k Yi,j,k Vsoto kvadratov Q odstopanj posameznih vrednosti Yj j kod Y izračunamo po znani formuli:. a, b, c a, b, c i, j, k i, j, k (a, b, c i. j. k a . b . c Vrednost Q razstavimo na vsoto prispevkov posameznih efektov: Q = Ay + By + CY + (AB)Y + (AC)y + (BC)y + + 0Y Pri tem so prispevki glavnih efektov definirani s sledečimi izrazi: Faktor A: Ar = S i=l / b c \2 U=1 k=l abc j = l k=l b. c Faktor B: by = 2 j=l i=l k=l a . b . c i=i j=i k=i a. c a . b . c Faktor C: 2 N2 a b c N2 ""i. i, k i = l j = l 22*,,.* 222Yu. i=i j=i k=i a. b a . b . c a b i=l j = l 2^, k=l b c j=l k=l \2 22 2yu.I i=l k = l Prispevek interakcij: Faktorja A in B: (AB)Y = — Ay — By a c / b \2 22 2v,, Faktorja A in C: (AC)Y = _ b - Ay - Cy Faktorja B in C: (BC)Y = a - By - Cy Ostanek O: 0Y = Q — AY — BY — CY— (AB)Y — - (ACy) - (BC)y Te izraze navadno prikažemo s primerno tabelo (Tabela I.) Vrednosti F izračunamo tako, da delimo posamezne povprečne kvadrate s s20 in jih primerjamo s tabeliranimi vrednostmi pri izbrani vrednosti za napake prve vrste (a). Te namreč potrebujemo pri testiranju ničelne hipoteze, t. j. pri ugotavljanju, če ne gre morda pri določeni variaciji le za slu-čajnostne vplive. Trdimo, da je efekt statistično pomemben, če je izračunana F-vrednost večja od tabelirane vrednosti2 in je pri tem a% verjetno, da smo naredili napako prve vrste.3 V primeru, ko imamo opraviti s kvantitativnimi faktorji, ki so definirani v več nivojih, pa lahko z metodo ortogonalnih polinomov pridemo še do dodatnih informacij. Ne ugotovimo le tega, če je na primer glavni efekt faktorja A statistično pomemben, ampak tudi za kakšno odvisnost pri tem gre. če zapišemo glavni efekt v obliki polinoma nivojev faktorja A, lahko s to metodo ugotovimo, katera stopnja polinoma je statistično pomembna in katera ne. Pri tem pa je najvišja stopnja polinoma (a— 1). To je namreč zelo pomembno, če želimo poiskati regresi j sko odvisnost Y od vseh kvantitativnih faktorjev, če je več faktorjev z večjim številom nivojev, je možnih členov v polinomnem razvoju lahko zelo veliko. ortogonalni polinomi v faktorskem poskusu 3x3x3 Oglejmo si, kako bi si s to metodo lahko pomagali v primeru, če imamo opraviti z analizo podatkov, kjer smo variirali 3 faktorje v treh nivojih in smo meritev izvršili samo enkrat. Tako smo dobili 27 podatkov. Faktor A ... nivoji X( (i = 1, 2, 3) Faktor B ... nivoji Xj (j = 1, 2, 3) Faktor C ... nivoji Xk (k = (1, 2, 3) V takem primeru bi bila regresijska enačba: j, k = bQ + b, X, + b2 Xj + b3 Xk + b4 X;2 + + b5Xj2 + b6Xk2 + b7X X, + bgX1Xk + b9XjXk + + b,0 X;2 Xj+ b„ X;2 Xk + b12 X; X;2 + b13 Xj2 Xk + + b14 X; Xk2 + b15 Xj Xk2 + blt Xi2 Xj2 + b17 X;2 Xk2 + + 18 Xj2 Xk2 pri čemer bi bile X; posamezne vrednosti nivojev faktorja A, Xj bi bile vrednosti nivojev faktorja B in Xk vrednosti nivojev faktorja C. Prvih 7 členov predstavlja glavne efekte, ostali pa interakcije. Tabela I. Vir variacij Vsota kvadratov Stopnje prostosti Povprečni kvadr. F-vrednost Glavni efekti A B C Interakcije AB AC BC Ostanek O AY by CY (AB)Y (AC)Y (BC)Y OY a—1 b —1 c —1 (a-1) (b —1) (a_l) (c 1) (b-1) (c—1) (a— 1) (b-1) (c—1) s2a s2b s2c «2 ab s ac s bc */s2o b/s2O c/s2o s2ab s2ACi s2bc, /s2o :7S20 /s2o «2 S O Vsota (abc — 1) Kateri pa so statistično pomembni? Na to vprašanje nam odgovori metoda ortogo-nalnih polinomov. Da se dokazati, da se zgornja regresijska enačba da zapisati v obliki: j, k = A0 + A, šu + A2 %V3 + A3 S=lk + A4 %2i + + A5 i=2j + ^ š2k + A7 %n + A8 + AlO %2i + Au + AI2 + + «Slk + + A17 Š2k + Alg %2j Š2k> pri čemer so Šij, ortogonalni polinomi4 prve stopnje, £2i, q2j, ^2k pa ortogonalni polinomi druge stopnje. Ce si nivoji posameznega faktorja sledijo po aritmetičnem zaporedju z razliko, ki je enaka enoti, so ti polinomi enaki: Š, : - 1,0, + 1 Š2: + 1,-2, + 1 Zaradi lastnosti i i i lahko izračunamo koeficiente A„ do A18 po formulah: 3 3 3 i = lj = l k = l /333 \2 Ao = 27 3 3 3 2 Šli A, = i = i j=i k=i A,» = (18) 3.3-2 (?li)2 i = 1 3 3 3 2 ^2> i = 1 j=l k=l 3 3 j = l k=l Podobno lahko izračunamo za tak primer tudi prispevke posameznih členov k vsoti kvadratov: '2 YiikY v = ^ Y2ijk — 27 A20 = ijk 3 3 ijk 27 = 27 A20 + 9 A\ J ^n + 9 A22 2 ^ + + ... —27A20 i = 1 i = 1 222 Y'ik ' i=l j=l k=l ■2^ i=l i = l ^ 9 . 2j i = l 3 3 3 V j=l k=l 3 9 • 2 ^n)2 i=l ANALIZA VARIANCE — RAČUNSKI PRIMER Oglejmo si praktični primer obdelave podatkov faktorskega poskusa 3 X 3 X 3.(5) Merili* smo čas (Y), ki je bil potreben za popolno redukcijo rude v odvisnosti od temperature (T), debeline plasti (P) in pretoka vodika (L). Vsak faktor je bil podan v treh nivojih. Nivoje smo označili z —1, 0, + 1, da smo tako ustregli zahtevam nadaljnje obdelave z ortogonalnimi polinomi. Nivoji posameznih faktorjev: Faktor T (temperatura) (1) Faktor P (debeline plasti) Faktor L (pretok plina) V tabeli II so podane opazovane vrednosti v minutah, ki pripadajo različnim nivojem posameznih faktorjev. Meritev je bila narejena le enkrat. Tabela II. T0 = 700° C — 1 Ti = 600° C 0 T2 = 500° C + 1 P0 = 1,0 cm — 1 Pi = 1,5 cm 0 P2 = 2,0 cm +1 L0 = 45,4 l/h — 1 L, = 37,8 l/h 0 L2 = 30,3 l/h +1 Po P. P2 L„ L, U U L, U Lo L, U T0 35 44 58 48 60 77 63 78 98 T, 50 63 82 68 86 110 90 112 147 T2 78 95 115 104 126 161 143 166 210 Najprej izračunamo vsoto vseh vrednosti Y; j k in pripadajočo vsoto kvadratov Q: Prispevek prvega člena, oziroma prvega glavnega efekta (linearnega) faktorja A: * Meritve je opravil J. Zaveljcina, dipl. ing. met. pri svojem diplomskem delu. Avtor članka Brudar Božidar — strokovni sodelavec raziskovalnega oddelka — se mu za posredovane podatke in sodelovanje najlepše zahvaljuje. 3 3 3 22IXi.x = 2567 i=i j=i k=i 3 3 3 222Y2u.* = 290633 i=i j=i k=i '33 3 222Yu.k ki = l j=l k=l 27 3 3 3 = 244055 ' i=l 3 3 ijk ' 222 v ^ 3 j=l k=l 27 = 46578 k=l j=l k=l Nato prepišemo tabelo II v primernejšo obliko za računanje glavnih efektov in interakcij. V naslednjih tabelah so podane vrednosti, ki pripadajo posameznim nivojem tretjega faktorja: T X L L„ L, L: Vsota To 146 182 233 561 T, 208 261 339 808 T2 325 387 486 1198 Vsota 679 830 1058 2567 T X P Po P, P2 Vsota T0 137 185 239 561 T, 195 264 349 808 t2 288 391 519 1198 Vsota 620 840 1107 2567 L X P Po P, P, Vsota u 163 220 296 679 l, 202 272 356 830 L2 255 348 455 1058 Vsota 620 840 1107 2567 vrednost izraza 27 totalna vsota kvadratov. Iz tabele T X L dobimo: Groba vsota kvadratov: 275541,66 Korektura za povprečje: 244055,14 Totalna vsota kvadratov: 31486,52 (19) Iz tabele T X P dobimo: Groba vsota kvadratov: 281607,66 Korektura za povprečje: 244055,14 Totalna vsota kvadratov: 37552,52 (20) Iz tabele L X P dobimo: Groba vsota kvadratov: 265754,33 Korektura za povprečje: 244055,14 Totalna vsota kvadratov: 21699,19 (21) Grobo vsoto nekega glavnega efekta dobimo tako, da seštejemo kvadrate vsot vrednosti, ki pripadajo posameznim nivojem ostalih faktorjev. Rezultat delimo z 9, saj je vrednost pri vsakem nivoju nekega faktorja sestavljena iz 9 vrednosti Y, ki pripadajo ostalim faktorskim nivojem. Tako dobimo na primer grobo vsoto kvadratov za glavni efekt faktorja T takole: (5612 + 8082 + 11982) : 9 = 26 6 9 7 65 Od te vrednosti je treba odšteti korekturo za \2 povprečje 2 ijk Y i, j, k 27 in tako dobimo vsoto kva- V vsaki tabeli izračunamo vsoto kvadratov posameznih vrednosti (groba vsota kvadratov) in jo delimo s 3, ker smo pri vsaki vrednosti v teh tabelah morali sešteti po tri podatke. Nato odštejemo uk in imenujemo razliko dratov za glavne efekte: Vsota kvadratov za T : 266976,5 — 244055,1 = = 22921,4 Vsota kvadratov za L : 252145,0 — 244055,1 = = 8089,9 Vsota kvadratov za P : 257272,1 —244055,1 = = 13217,0 Prispevke k vsoti kvadratov Q od interakcij med pari faktorjev izračunamo tako, da od totalne vsota kvadratov (19, 20, 21) odštejemo oba glavna efekta. Tako dobimo za interakcijo T X L: 31486,5 — 22921,4 — 8089,9 = 475,2 Vsota kvadratov, ki pripada interakciji T X P: 37552,5 — 22921,4 — 13217,0 = 1414,1 Vsota kvadratov, ki pripada interakciji L x P: 21699,2 — 8089,9 — 13217,0 = 392,3 Končno lahko zapišemo že znano tabelo za analizo variance v obliki (Tabela III) Vsoto kvadratov, ki pripada ostanku, smo določili tako, da smo od skupne vsote Q odšteli prispevke glavnih efektov in interakcij skih efektov. Ako želimo vedeti, če ni morda prispevek nekega faktorja statistično nepomemben, primerjamo izračunano F-vrednost z ustrezno vrednostjo iz tabel/2* Pri a = 0,05 so vsi efekti pomembni. Za praktično računanje je ugodno, če si izdelamo sledečo tabelo (Tabela IV): V stolpcu z naslovom Linearna komponenta so navedene vrednosti števcev, izračunane po formulah za linearne regresijske koeficiente glavnih efektov. V stolpcu z naslovom Kvadratna komponenta pa so navedene vrednosti števcev, ki so izračunane po formulah za kvadratne regresijske koeficiente glavni efektov (formule od 1 do 6). Divizor, ki pripada vsakemu stolpcu, je imenovalec iz pripadajočih formul. Vsoto kvadratov določimo tako, da vsako komponento kvadriramo in delimo s pripadajočim divizorjem. Skupna vsota kvadratov se mora ujemati z vrednostjo iz tabele III. Podobno naredimo tudi pri interakcij skih členih. V tabeli V so navedene vrednosti števcev in imenovalcev, ki so izračunane iz formul za regresijske koeficiente (formule od 7 do 18). Na povsem enak način kot za glavne efekte lahko izračunamo tudi prispevke k vsoti kvadratov za interakcij ske efekte. Končno pridemo do izboljšane forme za analizo variance (Tabela VI.), iz katere je razvidno tudi, kolikšen je prispevek posameznih komponent efektov. Ker pripada vsaka komponenta efekta eni prostostni stopnji, primerjamo izračunane vrednosti F le s tabelirano vrednostjo F[ s , ki znaša pri a = 0,05 5,317, pri a = 0,01 pa 11,259. Statistično pomembni efekti so označeni z zvezdico. Tabela IV. _ Linearna komponenta Divizor Kvadr. komp. Divizor Vsota Lin. komp. kvadratov Kvadr. komp. Totalna vsota T 637 L 379 P 487 18 18 18 143 77 47 54 54 54 22542,7 7980,1 13176,1 378.7 109.8 40,9 22921,4 8089,9 13217,0 Tabela V. Interakcija T T AB A " D QaL„ D laqb D 0, Qo D TL 74 TP 129 LP 67 12 12 12 — 14 25 25 36 36 36 22 19 — 5 36 36 — 36 2 1 5 108 108 108 S črko L je označena linearna komponenta in -terakcije: , s Q kvadratna, D pa predstavlj; a divizor. Prispevki k vsoti kvadratov: Interakcija , T AB La Lb Q, Le laq, QaQb Skupaj TL 456,3 TP 1386,8 LP 374,1 5,4 17,4 17,4 13,4 10,0 0,7 0,0 0,0 0,0 475.1 1414,2 392.2 Tabela III. Vir Vsota Prost Povprečni kv. F - vredne variacij kvadratov stopnje Glavni efekti T 22921,4 2 11460,7 1348 L 8089,9 2 4045,0 476 P 13217,0 2 6608,5 777 Inter- akcije: T X L 475,2 4 118,8 14 T X P 1414,1 4 353,5 42 L X P 392,3 4 98,1 12 Ostanek: 68,1 8 8,5 Vsota 46578,0 26 računski primer z ortogonalnimi polinomi S pomočjo ortogonalnih polinomov lahko še nadalje razcepimo prispevke k vsoti kvadratov. Ker imamo le po tri nivoje posameznih faktorjev, bo najvišja druga stopnja polinoma pri glavnih efektih, oziroma četrta stopnja pri interakcijah. Tabela VI. Vir variacij Vsota kvadratov efekta Vsota kvadratov komponent Prost, stop. Povpreč. kvadrat F-vredn. Glavni efekti m | linearni T < I kvadratni | linearni \ kvadratni p | linearni 1 kvadratni Dvofaktorske interakcije Ll Lx LlQt QlLt Ql Qt Ll Lp LlQp Ql LP QlQp Lp Lt LP Qt QP Lt QP Qt Ostanek 22542,7 378.7 7980,1 109.8 13176,1 40,9 456,3 5,4 13,4 0,0 374,1 0,7 17,4 0,0 1386,8 17,4 10,0 0,0 68,1 | 22921,4 J 8089,9 j 13217,0 475,1 392,2 1414,2 2648,2* 444,9* 937,5* 12,9* 1547,9* 4,8 53,6* 0,6 1,6 0,0 43,9* 0,1 2,0 0,0 162,9* 2,0 1,2 0,0 8,5 Skupaj 46577,9 26 regresijska enačba Koeficiente dobimo tako, da posamezne komponente v tabelah IV in V delimo s pripadajočimi divizorji. Seveda upoštevamo le tiste komponente, ki so se izkazale pomembne pri razčlenitvi vsote kvadratov. Regresijsko enačbo torej zapišemo v obliki: Yy,k = 95,07 + 35,39 + 2,65 !=2i + 6,17 ^ + + 27,06 i;,k + 21,06 šij + 1,43 I=2j + 5,58 ^ |lk + + 10,75 šii 5ik Pri tem zavzamejo linearne komponente S, vrednosti —1,0, + 1, kvadratne pa 1, —2, 1. Indeksi i označujejo nivoje faktorja T, j nivoje faktorja L in k nivoje faktorja P. Zelo ugodno je, če prikažemo to regresijsko enačbo z nomogramom (Slika 1). Če si na primer izberemo temperaturo 600° C, debelino plasti 1,5 cm in pretok plina 37,8 l/h, lahko pričakujemo, da bo čas, potreben za totalno redukcijo, približno 87 minut. Če pa potrebujemo enačbo zapisano tako, da v njej nastopajo prave vrednosti (temperatura T v °C, pretok L v l/h in debelina P v cm) in ne le ortogonalni polinomi, moramo v zgornji enačbi nadomestiti ši in ?2 s sledečimi izrazi: ?ik = 600° C - 100° C 37,8 l/h — L 7,5 l/h P —1,5 cm 0,5 cm š2i = 3.1=u2-2 Š2k = 3 . ?ik2 — 2 ZAKLJUČEK Pri raziskovalnem delu zelo pogosto iščemo odvisnost med eno odvisno in več neodvisnimi spremenljivkami. če prav planiramo poskus, lahko na zelo učinkovit način z manjšim številom poskusov pridemo do odgovora na vprašanje, kateri faktor je statistično pomemben. Metoda ortogonalnih polinomov pa nam da še bolj koristno informacijo: pove nam, katera potenca polinoma je statistično pomembna. Regresijska enačba, ki je zapisana z ortogonalnimi polinomi, je primernejša za risanje nomograma. V opisanem primeru smo zahtevali, da je med nivoji posameznih faktorjev konstantna razlika. To namreč olajšuje delo. če nivoji niso enako odda- Čos redukcije v odvisnosti od temperature ( T ), debeline plasti (P) in pretoka plina (L) Cas (min.) L= L= L = ljeni med seboj, je potrebna primerna transformacija, kar pa delo močno zakomplicira. Za obdelavo podatkov faktorskega poskusa 3x3x3 smo na raziskovalnem oddelku jeseniške železarne izdelali tudi program za naš računalnik IBM/360. Računski primer, ki je opisan v tem članku, naj bi koristil tudi tistim raziskovalcem, ki nimajo na razpolago modernega elektronskega računalnika, saj takšna obdelava ne traja tako dolgo. Debelina plash (P) št. 1 Literatura 1. Rode Boštjan: Latinski kvadrat, Železarski zbornik št. 2, leto 1969, stran 141. 2. Rode B., J. Rodič: Statistično planiranje in vrednotenje metalurških raziskav, Železarski zbornik št. 2, leto 1968, str. 99. 3. Brudar Božidar: Preverjanje statističnih hipotez s pomočjo operacijskih karakteristik, Železarski zbornik št. 3, leto 1972, stran 175. 4. Brudar Božidar: Interpretacija diagramov, Železarski zbornik št. 1, leto 1973, stran 53. 5. Janez Zaveljcina: Diplomsko delo, FNT oddelek za mon-tanistiko leto 1972. ZUSAMMENFASSUNG Die Aufgabe zahlreicher Untersuchungen ist die Abhangigkeit zvvischen der abhangigen Veranderliche und einer grosseren oder kleineren Zahl unabhangiger Veran-derlichen zu finden. Ublichervveise helfen wir uns so, dass die Werte der unabhangigen Veranderlichen geandert und die Werte der abhangigen Veranderliche, die sich da herausstellen, gemessen vverden. Wie gross der Einfluss der einzelnen unabhangigen Veranderlichen ist zeigt uns schon die iibliche Varianzen-analyse. Die Methode der ortogonalen Polynome ermoglicht uns auch zu erfahren, um was fiir eine Abhangigkeit sich bei den einzelnen Faktoren handelt. Es kann festgestellt werden, ob die Abhangigkeit linear oder quadratisch ist bzw. vvenn irgendeine hohere Potenz des Polynomen stati-stisch gesichert ist. Es ist giinstig diese Faktoren so zu vvahlen, dass die Unterschiede zvvischen einzelnen Werten (Stufen) der unabhangigen Veranderlichen konstant gehalten vverden. Die notige Versuchszahl soli der moglichen Zahl der einzelnen Faktorenstufen gleich sein. Im Artikel ist ein Beispiel fiir eine Analyse 3x3x3 angegeben, vvo drei unabhangige Veranderliche in drei Stufen geandert vvorden sind. Wir erhielten dadurch 27 Daten. Danach vvar eine Regressionsgleichung zu finden, vvelche die Abhangigkeit zvvischen der abhangigen und unabhangigen Veranderliche deuten solite und in vvelcher alle Glieder statistisch gesichert sein sollten. Die Anleitung fiir eine solche Bearbeitung ist beschrie-ben, vvenn uns keine moderne Elektronnenrechenmaschi-nen zur Verfiigung stehen. SUMMARY In many fields of research the relationship betvveen some dependent variable and some number of independent variables (factors) is to be found. The values of the independent variables are usually varied and the values of the dependent variable are measured. The importance of some specified independent variable can be found by the analysis of variance. Using the method of orthogonal polynomials the type of this dependence can be found out. It can be namely decided vvhich term in the polynomial expansion is sta- tistically important. It is convenient to choose such values of the factor that the difference between tvvo sequent values of the factor is constant. These values are called levels. The number of the necessary experimental values is equal to the number of the possible combinations with the levels of different factors. In the article the example of an analysis 3x3x3 is given where there are three independent variables varied in three levels. So we got 27 experimental data. Then we wished to find the regression equation describing the relation betvveen the dependent variable and the independent variables so that only the statistically important terms vvould be taken into account. Is it also described how such an analysis could be done in the čase where modern computer is not available. 3AKAK3MEHHE B pa3Hbix ofivacIH\ HCCAeAOBaHHH JiceAaeM onpeAeAHTb 3aBHCH-MOCTb MOKAV 3aB[(CHMOH nepeMeHHOH II 60AbUlHM HAH MaAbIM HH-CAOM H£3aBHCHMbIX nepeMeHHblX (4>aKTOpOB). IlpH 3TOM IIOAbaVCMCH CIIOCOOOM H3MCHCHEIH BeAHMHH H£3aBHCHMbIX nepeMeHHbIX H H3MCpX6M BeAHMMHy IipHHHIViO 33BHCHMOH nepeMeHHOH. KaKOe BAHHHHe HMeiOT OTAeAbHbie He3aBHCHMbre nepeMeHHbie Haii yKa3biBaeT 06biKH0BeHHbitt BapiianiioimuH aHaAH3. MeTOA 0pT0r0HaAbHbix mhoiomachob Ha.M n03B0AaeT y3HaTb TaiOKe O KaKOH 33BHCHMOCTH CyTb, HTO KaCaeTCSI OTAeAbHMX (JiaKTOpOB. Bo3" MoaiHo TaKJKe onpeAeAHTb a AHepeHmipoBaTb AHHeimyio 3aBncn-MOCTb OT KBaApaTHOH 3aBHCHMOCTH; TaKJKe cAyqaii eCAH KaKaH hh6v'ab Bbicmaa CTeneHb noAimoMa HMeeT CTaTHCTHMCCKoe 3naqenne. IlpH 3TOM HaM COAeHCTByeT CAyiaft, eCAH bi.lGop <}>aKTOpOB TaKOB, 1TO pa3HHHbI MOKAV OTAeAbHbIMH BeAlmHHaMH f mto KaCaeTCSI VPOBHH) He3aBHCHMbix nepeMeHHbix npeACTaBASHOT n0CT0SHHyi0 BeAHaKTOpOB ypOBHH. PaccMOTpeH npHMep aah aHaAH3a 3x3x3, t. e. CAViaii npH ko-TopoM H3MeH»AH TpH He3aBHCHMbie nepeMeuHtie B Tpex ypOBH«X. B pe3yAbTaTe noAyneHo 27 AaHHbix. ITocAeAOBaAO onpeAeAeHHe ypaB-HeHHfl perpecCHH, K0T0p0e OUMICH5UT 3aBHCHMOCTb MOKAV 3aBHCH-MOH H He3aBHCHMbIMH nepeMeHHaMH. Sto ypaBHeHHe AOAb>KHO co-Aep>KaTb TaK>Ke Bce MACHLI nOAHHOMa, KOTOpbie HMeiOT CTaTHCTHMe-CKoe 3HaMeHHe. AaHHO VKaaanne, KaKHM 06pa30M BbinOAHHTb TaKyio o6pa6oTKy AaHHbix b CAyHae, eCAH He HMeeM b pacnopaaceHHH coBpeMeHHbiii 3AeKTpOHHbIH CHCTMHK. STRUCNA IZDANJA O »KLJUČ ZA ČELIK« Kemijski sastav, oznake i usporedbe za više od 5.000 vrsta domačih i inozemnih čelika. Cijena 500.— din O »ALATNI CELICI« Detaljno razradjena problematika alatnih čelika domače proizvodnje. Cijena 500.— din O »KLJUČ ZA ALUMINIJ« Tehnički priručnik za potrošače i preradjivače aluminijskih materijala. Cijena 500.— din O »OBOJENA METALURGIJA« Opči tehnički priručnik za potrošače materiala od oboj enih metala i termička obrada tih metala. Cijena 600.— din • Za informacije obratiti se na »METALBIRO« Specializirano izdavačko i instruktažno poduzeče metalne struke ZAGREB, Petrinjska br. 7 Telefon: 423-572 »ČRNA METALURGIJA« Opči tehnički priručnik za potrošače čelika. Cijena 400.— din O »KOMPLET PROSPEKATA TIPIZIRANIH VRSTA CELIKA U SFRJ« Pregled tipiziranih kvaliteta i dimenzija čelika u SFRJ. Cijena 600.— din O »TERMICKA OBRADA CELIKA« Problematika termičke obrade čelika sa praktičnim primjerima iz prakse. Cijena za jedan komplet 1.000.— din O »ATLAS LJEVACKIH GREŠAKA« Knjiga I (Sivi liv) Klasifikacija grešaka, opis i slika greške, uzroci nastajanja i mogučnost popravka. Cijena 250.— din O INFORMATIVNI BILTENI o stanju zaliha i kretanju cijena na tržištu za materiajalne grane 114, 115 i kotrljajuče ležaje (Izlaze iz štampe svakog mjeseca) 950.— din O Svinčeva Jekla nova možnost :a povečano produktivnost obdelovalnih strojev Svinčeva jekla, nov proizvod Svinčeva avtomatska jekla ATJ lOO Pb Svinčeva konstrukcijska jekla - — ogljikova — nizko legirana Vsako jeklo lahko legiramo s svincem! Odgovorni urednik: Jože Arh, dipl. inž. — Člani Jože Rodič, dipl. inž., Janez Barborič, dipl. inž., Aleksander Kveder, dipl. inž., Edo Žagar, tehnični urednik. Oproščeno plačila prometnega davka na podlagi mnenja Izvršnega sveta SRS — sekretariat za informacije št. 421-1/72 od 20. marca 1973 Naslov uredništva: ZPSŽ — Železarna Jesenice, 64270 Jesenice, tel. št. 81-231 int. 385 — Tisk: CP »Gorenjski tisk«, Kranj