YU ISSN 0372-8633
ZELEZARSKI ZBORNIK
VSEBINA	stran
Bratina Janez — Železarna Ravne
ELEKTRIČNA OBLOČNA PEČ DANES	29
Koroušič Blaženko — Metalurški inštitut Ljubljana,
J. Triplat, J. Arh — Železarna Jesenice SODOBNA TEHNOLOGIJA IZDELAVE DINAMO JEKEL PO DUPLEKS POSTOPKU EOP + V (0) D	43
Ule Boris — Metalurški inštitut Ljubljana, J. V o jvo d i č - Gvard jančič, Š. Strojnik — Inštitut za metalne konstrukcije, Ljubljana O MANJ ZNANIH ASPEKTIH NATEZNEGA PREIZKUSA	51
Tehnične novice
Arh Joža — Železarna Jesenice ZAKAJ PONOVČNE PEČI V JEKLARNAH
LETO 22 ŠT. 2 - 1988
ŽEZB BQ 22 (2) 29-64 (1988)
IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT
ŽELEZARSKI ZBORNIK
Izdajajo skupno Železarne Jesenice, Ravne, Štore in
Metalurški inštitut Ljubljana
UREDNIŠTVO
Glavni in odgovorni urednik: J. Arh Uredniški odbor: A. Kveder, J. Rodič, A. Paulin, F. Grešovnik, F. Mlakar, K. Kuzman, J. Jamar Tehnični urednik: J. Jamar Lektor: R, Razinger
Prevodi: A. Paulin, N. Smajič (angleški jezik), J. Arh (nemški jezik), P. Berger (ruski jezik)
NASLOV UREDNIŠTVA: Železarski zbornik, SŽ-Železarna Jesenice, 64270 Jesenice, Yugoslavia TISK: TK Gorenjski tisk, Kranj IZDAJATELJSKI SVET:
prof. dr. M. Gabrovšek (predsednik), Železarna Jesenice
dr. B. Brudar, Iskra, Kranj
prof. dr. V. Čižman, Univerza v Ljubljani
prof. dr. D. Drobnjak, Univerza v Beogradu
prof. dr. B. Koroušič, Metalurški inštitut Ljubljana
prof. dr. L. Kosec, Univerza v Ljubljani
prof. dr. J. Krajcar, Metalurški inštitut Sisak
prof. dr. A. Križman, Univerza v Mariboru
dr. K. Kuzman, Univerza v Ljubljani
dr. A. Kveder, Metalurški inštitut v Ljubljani
prof. dr. A. Paulin, Univerza v Ljubljani
prof. dr. Z. Pašalič, Železarna Zenica
prof. dr. C. Pelhan, Univerza v Ljubljani
prof. dr. V. Prosenc, Univerza v Ljubljani
prof. dr. B. Sicherl, Univerza v Ljubljani
dr. N. Smajič, Metalurški inštitut v Ljubljani
prof. dr. J. Sušnik, Zdravstveni dom Ravne
dr. L. Vehovar, Metalurški inštitut Ljubljana
prof. dr. F. Vodopivec, Metalurški inštitut Ljubljana
Published jointly by the Jesenice, Ravne and Štore Steelvvorks, and The Institute of Metallurgy Ljubljana EDITORIAL STAFF Editor: J. Arh
Associate Editors: A. Kveder, J. Rodič, A. Paulin, F. Grešovnik, F. Mlakar, K. Kuzman, J. Jamar Production editor: J. Jamar Lector: R. Razinger
Translations: A. Paulin, N. Smajič (English), J. Arh (German), P. Berger (Russian)
EDITORIAL ADDRESS: Železarski zbornik,
SŽ-Železarna Jesenice, 64270 Jesenice, Yugoslavia
PRINT: TK Gorenjski tisk, Kranj
EDITORIAL ADVISORY BOARD:
prof. dr. M. Gabrovšek (Chairman), Iron and Steel
VVorks, Jesenice
Dr. B. Brudar, Iskra, Kranj
Prof. Dr. V. Čižman, University of Ljubljana
Prof. Dr. D. Drobnjak, University of Belgrade
Prof. Dr. B. Koroušič, Institute of Metallurgy, Ljubljana
Prof. Dr. L. Kosec, University of Ljubljana
Prof. Dr. J. Krajcar, Institute of Metallurgy, Sisak
Prof. Dr. A. Križman, University of Maribor
Dr. K. Kuzman, University of Ljubljana
Dr. A. Kveder, Institute of Metallurgy, Ljubljana
Prof. Dr. A. Paulin, University of Ljubljana
Prof. Dr. Z. Pašalič, Iron and Steel VVorks, Zenica
Prof. Dr. C. Pelhan, University of Ljubljana
Prof. Dr. V. Prosenc, University of Ljubljana
Prof. Dr. B. Sicherl, University of Ljubljana
Dr. N. Smajič, Institute of Metallurgy, Ljubljana
Prof. Dr. J. Sušnik, Health Centre, Ravne
Dr. L. Vehovar, Institute of Metallurgy, Ljubljana
Prof. Dr. F. Vodopivec, Institute of Metallurgy, Ljubljana
Oproščeno plačila prometnega davka na podlagi mnenja Izvršnega sveta SRS — sekretariat za informacije št. 421-1/172 do 23. 1. 1974
11229280
ZELEZARSKI ZBORNIK
IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT
LETO 22
Vsebina
Stran
J. Bratina
Električna obločna peč danes	29
UDK: 621.365:669.041 ASM/SL/V: D5, W18S, A5f
B. Koroušič, J. Triplat, J. Arh Sodobna tehnologija izdelave dinamo jekel po dupleks postopku EOP + V (0)D	43
UDK: 669.14.018.5 ASM/SLA: ST-f
B. Ule, J. Vojvodič-Gvar-djančič, Š. Strojnik, K. Kuz-man
O novih znanih aspektih nateznega preizkusa	51
UDK: 620.172.087.21 ASM/SLA: Q27a
Tehnične novice
59
LJUBLJANA
JUNIJ 1988
Inhalt
Seite
J. Bratina
Der Lichtbogen- Schmelz-ofen heute	29
UDK: 621.365:669.041 ASM/SLA: D5, W18S, A5f
B. Koroušič, J. Triplat, J. Arh Moderne Technologie der Erzeugung von Dynamo Stahl nach dem Duplex Verfahren LBO + V (0) D 43 UDK: 669.14.018.5 ASM/SLA: ST-f
B. Ule, J. Vojvodič-Gvar-djančič, š. Strojnik, K. Kuz-man
Etwas uber die vveniger be-kannten Aspekte des Zug-versuches	51
UDK: 620.172.087.21 ASM/SLA: Q27a
Technische Nachrichten 59
Contents
Page
J. Bratina
Electric Are Furnace Today 29
UDK: 621.365:669.041 ASM/SLA: D5, W18S, A5f
B. Koroušič, J. Triplat, J. Arh Modem Technology of Manufacturing Dynamo-sheet Steel by the Duplex EAF + V (0) D. Process	43
UDK: 669.14.018.5 ASM/SLA: ST-f
B. Ule, J. Vojvodič-Gvar-djančič, Š. Strojnik, K. Kuz-man
On Less Known aspects of Tensile Test	51
UDK: 620.172.087.21 ASM/SLA: Q27a
Technical News	59
CoAepmaHHe
CrpaHMua
J. Bratina
SneKTpHMecKan Ayroean neMb ceroflHH.
UDK: 621.365:669.041 ASM/SLA: D5, W18S, A5f
29
B. Koroušič, J. Triplat, J. Arh CoBpeMeHHan TexHonorMH H3rOTOB/ieHMft AHHaMHblX cTanen Aynjiexc-npouec-com	43
UDK: 669.14.018.5 ASM/SLA: ST-f
B. Ule, J. Vojvodič-Gvard-jančič, Š. Srojnik, K. Kuz-man
O MeHee H3BecTHbix acneKTOB HcnbiTaHHH pa-CTfimeHHfl.	51
UDK: 620.172.087.21 ASM/SLA: Q27a
texhh4echme hobocth
59
h

ZELEZARSKI ZBORNIK
IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT LETO 22	LJUBLJANA	JUNIJ 1988
Elektroobločna peč danes
J. Bratina*
UDK: 621.365:669.041 ASM/SLA: D5, W18s, A5f
V članku je prikazan zgodovinski razvoj elektrooblo-čne peči za proizvodnjo jekla oziroma njenih tehničnih in tehnoloških faz, ki so omogočile, da je danes delež tako pridobljenega jekla že blizu 25 % svetovne proizvodnje jekla. Podane so njene elektroenergijske karakteristike, vplivi na napajalno omrežje ter pogoji obratovanja glede na racionalno izrabo električne moči v elektroenergetskem sistemu. Primerjave energijskih in toplotnotehni-ških posebnosti med običajno (RP) in močnostno (UHP) pečjo potrjujejo še vedno prisotne tendence vedno večje izrabe električne energije in vedno večje proizvodnosti agregata. Podane so metode določanja realnih elektrotehničnih vrednosti ob ločne peči (obratovalna induktivna upornost, napetost, elektrodni tok), oziroma realnih obratovalnih stanj, ki so odločilnega pomena za vodenje obločne peči, tako v času taljenja kakor tudi v času raz-taljenega vložka. Optimiranje obratovanja ni omejeno le na določitev pogojev za maksimalno moč na loku ali za maksimalni energijski izkoristek, temveč se razširja od energijskega na stroškovno optimiranje, ki poleg energijskih in stalnih stroškov obratovanja upošteva še stroške za ognjevzdržen material in za porabo grafitnih elektrod. Energijski in stroškovni obračuni v teku izdelave šarže spremenljivih obratovalnih stanj elektroobločne peči omogočajo vrednotenje različnih scenarijev taljenja peči. Rezultati stroškovnega optimiranja potrjujejo pravilnost obratovanja klasične močnostne peči pri nizkih faznih faktorjih cos (p = 0,60 (kratek lok), oziroma pravilnost obratovanja moderne močnostne peči z vodnohla-jenimipanelipri visokih faznih faktorjih cos <p = 0,84 (dolgi lok); podani so napotki za stroškovno optimalno vodenje procesa v teku celotne izdelave šarže. Obravnavana je možna letna proizvodnja elektroobločne peči glede na izrabo obratovalnega časa, teže vložka, specifične moči pečnega transformatorja ter v odvisnosti od potrebnih tehnoloških časov.
Razvoj
Elektroobločna peč se je razvila iz prvotnega eksotičnega agregata za izdelavo specialnih legur in za študij različnih vrst žlinder, s čimer se je v letih 1900—1903 pr-
* Janez Bratina, dipl. inž. el. teh. — Železarna Ravne Stanovanje: Dobja vas 99, Ravne na Koroškem Rokopis prejet: december 1987 Originalno publicirano: Železarski zbornik, 22, 1988, 2
vi ukvarjal Francoz Paul Heroult v La Pazu v Savoyi. Prve patentne prijave Siemensa o uporabi električnega loka za taljenje težko taljivih materialov segajo v leto 1879 in bi zato že lahko govorili o stoletnici elektroobločne peči. Da se je Heroulova zamisel o prednostih visokotempera-turne žlindre v njegovi peči lahko prebila iz tradicionalnih okvirjev izdelave jekel v Siemens-Martinovi peči oziroma Thomasovi hruški, gre zahvala srečanju iznajditelja z Ric-hardom Lindbergom, lastnikom jeklarne v Remscheidu, kjer so leta 1906 uspešno dali v obratovanje 500-kg elek-troobločno peč.
Peč je bila izdelana v Demagu; zanimivo je, da je še istega leta bila dana v obratovanje enaka peč, in sicer v ZDA v mestu Syracuese. Prva enofazna elektroobločna peč je zaradi svoje majhne električne moči in drage električne energije uporabljala kot vložek talino iz Martinove peči in šele s prehodom na trofazni omrežni priključek je bilo mogoče zgraditi peč, ki je lahko gospodarno talila odpadke oziroma staro železo kot standardni vložek. Bilo je potrebnih 20 let tehnološkega razvoja v gradnji elektroenergetskih, merilnih in regulacijskih naprav ter 20 let tehnološkega osvajanja, da je bilo mogoče v novem jeklarskem agregatu izdelati vse vrste znanih jekel. (SI. 1) Po drugi svetovni vojni se je elektroobločna peč uveljavila kot standardna enota zmogljivosti 201; delež elektrojekla v skupni svetovni proizvodnji jekla pa se je
1970
Slika 1:
Deleži tehnoloških postopkov v proizvodnji jekla Fig. 1:
Share of single process in steelmaking
«90 leto
ob tem že povzpel na 5 %. Tudi eksploziven razvoj kisi-kovega konvertorja ni mogel zaustaviti rasti proizvodnje jekla v elektroobločni peči. Cenovna razmerja surovin in energije, ki so se odražala predvsem v cenenem starem železu in ceneni električni energiji, kot posledici velikih povojnih vlaganj sproščenega kapitala v elektroenergetske objekte ter predvsem nizki specifični naložbeni stroški v primerjavi z integralnimi železarnami so pospeševali gradnjo vedno večjih elektroobločnih peči. Proizvodne enote so dosegle kapaciteto 100 t, 150 t, 2001, 2501; tekmovanje med Evropo, ZDA in porajajočo se Japonsko je seglo tudi na to področje. Kmalu pa je zniževanje specifičnih proizvodnih stroškov kot neposredna posledica gradnje vse večjih proizvodnih kapacitet zadelo ob meje novonastalih problemov, kot na pr. pri ekstremnih premerih elektrod, pri izrednih elektrodnih tokovih, pri moči pečnih transformatorjev, pri teži posameznih šarž, pri vzdržnosti obzidave, pri časih izdelave šarž. V 60-tih letih je klasična elektroobločna peč dosegla zrelost jeklarskega agregata, v katerem je bilo mogoče gospodarno izdelati običajno nizkolegirano jeklo, kakor tudi najbolj zahtevno plemenito jeklo. Razvoj elektrojeklarstva v posameznih državah je bil poslej odvisen predvsem od razpoložljivih cenenih elektroenergetskih zmogljivosti ter od dejstva, ali razpolaga posamezna država s primernimi premogi za koksanje.
Kot je razdivno iz tabele I, se je delež elektrojekla v skupni proizvodnji jekla v letu 1985 najvišje povzpel v Španiji in Itlaiji, kjer presega 50 %. V svetovni proizvodnji pa je v istem letu delež elektrojekla dosegel 24,7 % in ima še vedno tendenco naraščanja.
Tabela I: Proizvodnja elektrojekla in deleži v skupni proizvodnji jekla v posameznih državah za leto 1985
Država	10(6) t	%
Španija Italija Švedska Anglija Jugoslavija Francija
Zvezna Republika Nemčija Ves svet skupno
8.70 12.52 2.39 4.54 1.15 3.68 7.48 177.40
58.5
52.5
49.6 28.9 26.1
19.6 18.5
24.7
Trend rasti svetovne proizvodnje jekla je sicer za desetletno obdobje 1975—1985 komaj 0,3 %, za elektroje-klo pa še zmeraj znaša dobrih 4 %. Predvideva se, da je glede na 10-letno trajajoči recirkulacijski čas vložka oziroma sterega železa pričakovani največji možni mejni delež elektrojekla pri 30 % skupne proizvodnje jekla.
Do takega mesta v količinskem deležu proizvodnje se je elektroobločni peči uspelo prebiti z vrsto tehničnih in tehnoloških inovacij, med katere je v prvi vrsti šteti UHP tehniko. Ob koncu 60-tih let je namreč postalo jasno, da gradnja vedno večjih obločnih peči ne zagotavlja vedno ugodnih proizvodnih rezultatov; proizvodnost peči je direkno sorazmerna le moči pečnega transformatorja, zato so pričeli v ZDA po zamislih Schwabe-a graditi elektroobločne peči vedno večjih specifičnih moči, ki so se od prvotnih RP (Regular Povver) vrednosti 200 kVA/t dvignile na preko 600 kVA/t (Ultra High Povver) in omogočile čas raztalitve vložka pod 60 min. Povečevanje moči na obločni peči je bilo možno samo na račun povečevanja toka taljenja in s tem skrajšanja dolžine loka, kar je imelo za posledico izredno poslabšanje obratovalnega faznega faktorja (cos (p = 0,60). Nova spoznanja o sevanju električnega loka na obzidavo — postavitev erozijskega indeksa — so potrjevala slabosti
nove UHP prakse, ki se je kazala predvsem v povečanih stroških za obzidavo peči kot neposredni posledici povečanih toplotnih obremenitev. Rešitev težav slabše vzdržnosti obzidave elektroobločne UHP peči je v 70-tih letih prišla iz Japonske z uvedbo vodnohlajenih sten — panelov — oziroma vodnohlajenega oboka. Z njimi je bilo mogoče brez težav obratovati tudi z največjimi močmi ob znosnih faznih faktorjih, tako v fazi taljenja kakor ob raztaljenem vložku, ko sedaj ni šlo le za vzdržnost obzidave, temveč samo še za porabo energije. Elektroobločni peči je zato ostala kot kritična tehnološka faza izdelave jekla, ki je zaradi svoje toplotnotehnične specifike in zahtev oksidacije, rafinacije in legiranja terjala v tem obdobju še vedno spremenjen način obratovanja v primerjavi s taljenjem. Šlo je predvsem za veliko znižanje moči v tem obdobju (na ca. 30 % moči taljenja) ter za dolgo trajajoče tehnološke postopke, ki so bili predvsem pri zahtevnih vrstah jekla še vedno daljši od faze taljenja. Uvedba sekundarnih metalurških postopkov, pri katerih se ves preostali tehnološki del, razen oksidacije in od-
to 50 60 70
Slika 2:
Razvojne faze elektroobločne peči Fig. 2:
Development stages of the electric are furnace
Poraba elek. čas od preboda E3 energije ZZJ do preboda CU] Poraba elektrod
Leto
1960
1965
1975
1980
1985
ir

kv\\vvvv\v\\\\\v\\\\vv\\\v,vn
1111111 11 cm
630 kWi/t 180 min 6 kg/t
VARAVA VA^	567kWh/t
/ s-m	1(,8 min
ii l l l i m i i i i i i i itti	5 kg/t
IVA^VAV.VVAVVAAVV^	537 kWh/t EZZZZZZZZZZ3 118 min ......i i i i i i i ll i, kg/t
(ZZZZZZZ23
ii 1111 i m ra
i,80kWh/t 85 min 32 kg/t
v//s s/A
ii m i i i i i
400kWh/t 70 min 2,6 kg/t
Slika 3:
Razvoj glavnih kazalcev elektroobločne peči Fig. 3:
Development of influential parameters of the are furnace
fosforjenja, izvrši izven elektroobločne peči, ter uvedba peneče žlindre, ki zakriva električni lok tudi pri razta-Ijenem vložku in omogoča intenzivno obratovanje z dolgim lokom v tem obdobju, sta povečali povprečno izkoriščenost moči pečnega transformatorja v času od izliva do izliva nad 75 % in povečali povprečni fazni faktor za to obdobje nad 0,80. Elektroobločna peč je tako postala talilni stroj izrednih zmogljivosti, ki se odlikuje predvsem z veliko prilagodljivostjo energijskih karakteristik, z izrednimi tehnološkimi možnostmi in veliko proizvodnostjo.
Na SI. 2 so prikazane štiri prelomne razvojne faze v razvoju elektroobločne peči, na podlagi katerih se je produktivnost tega agregata povzpela na več kot 100 t/ h. Istočasno pa so se specifični materialni in energetski stroški zmanjševali, kot to kaže SI. 3. Na podlagi dosedanjih trendov lahko predvidevamo, da bo specifična poraba energije, poraba grafitnih elektrod in ognjevzdržne-ga materiala v devetdesetih letih dosegla manj kot 40 % od vrednosti iz leta 1960.
ELEKTROENERGIJSKE KARAKTERISTIKE
Poraba električne energije za proizvodnjo jekla v elektroobločnih pečeh se v svetovni porabi električne energije nahaja na drugem mestu, takoj za porabo pri proizvodnji aluminija. Pri razvoju proizvodnje elektrojekla je bilo vedno prisotno ugodno razmerje specifične porabe električne energije v tem agregatu z ca. 600 kWh/t proti ca. 2000 kWh/t v nizkošahtni električni peči za pridobivanje grodlja oziroma z ca. 20000 kWh/t v elektroli-zni peči za pridobivanje aluminija, kar je bistveno pripomoglo k ekonomičnosti njene proizvodnje. Tehnični problemi, ki so se pojavili s priključevanjem elektroobločnih peči na napajalno omrežje, niso bili le v izpolnjevanju zahteve po ravnotežju med vsakokratno porabo in proizvodnjo električne energije, temveč tudi v zadovoljevanju potrebnega kratkostičnega nivoja na mestu priklopa na javno napajalno omrežje (PCC — Point of Common Co-nection). Elektroobločna peč povzroča zaradi svojega nemirnega obratovanja v času taljenja, ko prihaja pod posameznimi elektrodami do občasnih kratkih stikov oziroma do trganja in ugasnitve loka, neenakomerne obremenitve omrežja, kar ima za posledico spremenljive padce napetosti in pojav utripanja svetlobe žarnic (flikerji) pri porabnikih, ki so na omrežje priključeni v bližini PCC. Na podlagi obsežne mednarodne raziskave, ki jo je opravila posebna komisija UIE, je ugotovljeno, da mora biti moč trofaznega kratkega stika v PCC med 60 in 80-krat-no vrednostjo moči pečnega transformatorja oziroma, da mora biti razmerje moči kratkega stika napajalne mreže in kratkega stika obločne peči med 35 do 45. Ker se današnje kratkostične moči na 110 kV nivoju gibljejo med 2000 MVA in 3000 MVA, lahko ugotovimo, da leži pri tem zgornja meja moči pečnega transformatorja obločne peči pri 50 MVA oziroma da lahko brez posebnih ukrepov za povečanje kratkostične moči v napajalni točki priklopimo na 110 kV UHP-EOP največje zmogljivosti 80 t. Te ugotovitve izhajajo tudi iz predpisov posameznih evropskih držav o največjih dopustnih padcih napetosti, ki jih smejo povzročiti v PCC porabniki na 110 kV:
ob kratkem stiku EOP	dU max = 2,0—2,5 %
ob frekvenci 10 Hz	dU max = 0,5—1,0 %
S frekvenco 10 Hz ponavljajoče se obremenitve so posebej neprijetne zaradi tega, ker sovpadajo s področjem največje občutljivosti človeškega očesa za neprijetnost utripanja svetlobe. Elektroobločna peč pa ni zahteven porabnik za priklop na električno omrežje le zaradi
visokih zahtev po čvrstosti napajalnega mesta, temveč povzroča onesnaženje napetosti tudi z višjeharmonskimi tokovi, ki nastajajo kot posledica nelinearne uporovne karakteristike električnega loka. Frekvenčne analize linijskih tokov obločnih peči kažejo prisotnost lihih in sodih višjeharmonskih komponent, kar govori ne samo o veliki popačenosti, temveč tudi o določenem usmerniškem efektu, ki ga ima električni lok v obločni peči. Pomembneje so prisotni vsi mnogokratniki tokov od drugega do trinajstega, njih spekter je odvisen predvsem od joniza-cijskih pogojev gorenja loka: v začetku taljenja se posamezne vrednosti povzpnejo preko 30 % nazivnega toka, v obdobju raztaljenega vložka pa padejo te vrednosti pod 10 %. Zaradi takih obremenitev napajalnega omrežja se ustrezno popači sinusna oblika napetosti, ki se ji lahko priredi podoben spekter višjeharmonskih komponent.
Čeprav standardna nadomestna vezava električnih elementov obločne peči nadomešča električni lok le z delovno upornostjo, pa se v tem tokokrogu nahajajo tudi nadomestne induktivne upornosti omrežja, pečnega transformatorja ter visokotokovnih dovodov na peč. Manjše obločne peči imajo pred transformatorjem še dušilko, ki stabilizira nemirno obratovanje peči v času taljenja. Potreba po jalovih močeh je pri obratovanju peči zato neobhodna; njena velikost je odvisna od induktivne upornosti in od delovne točke na obratovalnem diagramu. Pri klasičnih elektroobločnih pečeh so bili v času taljenja fazni faktorji cos <p = 0,75 do 0,85, v času raztaljenega vložka pa okrog 0,70. Standardna EOP UHP peč je v času taljenja imela fazni faktor cos cp = 0,62—0,72 in se ta tudi v kasnejšem obdobju raztaljenega vložka ni kaj bistveno spremenil. Šele moderna UHP obločna peč, ki obratuje z dolgim električnim lokom, tako v času taljenja kot tudi po razstalitvi, omogoča doseganje povprečnega faznega faktorja nad 0,82.
Elektroobločni peči pripadajo torej kompenzacijske naprave jalove moči, ki so v večini primerov kondenza-torske baterije, priključene na velikosti baterije primerne napetosti. Za obvladovanje v omrežju nastopajočih višjeharmonskih komponent se kompenzacijske naprave grade v obliki sesalnih krogov z resonančnimi napravami za 5, 7, 11, 13 komponento, ali pa celo z napravami za dinamično kompenziranje posameznih višjeharmonskih komponent, ki uravnotežujejo potrebe po jalovih močeh že znotraj časa nekaj deset milisekund. Take naprave bistveno znižujejo nihanja napetosti v PCC in zato virtual-no zvišujejo kratkostični nivo priključnega mesta.
Nesimetrija faznih obremenitev, ki je nastajala zaradi nesimetrično oblikovanih dovodov na peč ali zaradi neustreznega delovanja elektrodnih regulatorjev, je posebno v začetnem obdobju uvajanja UHP povzročala s svojimi »vročimi« fazami probleme z vzdržnostjo obzidave kadi, peči in oboka. Napajalno omrežje takih nesimetrij običajno niti ne zapaža, saj so v večini primerov prehodne in omejene le na fazo taljenja oziroma se z vmesnimi transformacijami pri spojih transformatorjev D/y ta nesimetrija zmanjšuje. Moderne elektroobločne peči skoraj ne poznajo obremenitvenih nesimetrij, ki bi bile posledica nesimetrične gradnje visokotokovnih dovodov na peč, saj so ti dosledno triangulirani v vsem svojem poteku, od pečnega transformatorja do elektrod oziroma vložka v peči.
Analize dnevnih in mesečnih elektroenergetskih obremenilnih diagramov obločnih peči kažejo njihovo značilno diskoniteto obratovanja, ki se odraža v ponavljajočem se zaporedju visokih obremenitev, ki jim slede nižje obremenitve raztaljenega vložka, in končno ob izlivu šarže odklop peči od omrežja. Tudi znotraj ciklusa izde-
lave šarže prihaja v času od izliva do izliva ob ponovnem šaržiranju peči, ob delovanju preobremenitve zaščite ter ob drugih tehnološko pogojenih opravilih do izklopov obločne peči in do popolnih razbremenitev elektroenergetskega omrežja. Nadzorovanje odjema porabnikov električne energije, ki imajo v svoji sestavi poleg osnovne obremenitve tudi elektroobločne peči, je za racionalno izrabo električne moči nujno potrebno. Obračunska moč se v večini elektroenergetskih sistemov ugotavlja kot najvišja poraba električne energije v času 15 min v vsakterem četrturnem intervalu trajanja tarifnega obdobja. Ker znaša delež stroškov za plačano moč v skupni ceni za električno energijo več kot 50 %, je vsako zniževanje moči odjema ob enaki energijski porabi istočasno zniževanje cene električne energije. Gospodarjenje z močjo porabe električne energije je eden od glavnih vplivnih dejavnikov stroškovne optimizacije pri proizvodnji jekla v obločnih pečeh. Gre prevsem za tak način vodenja proizvodnje, ki bo zagotavljal čim boljšo zapolnitev obremenitvenega profila moči v teku dneva. Tolerančni profil moči, kot ga običajno predvidevajo pogodbe med odjemalcem in dobaviteljem električne energije, je prirejen obremenitvenim karakteristikam proizvodnega elektroenergetskega sistema, in sicer tako, da vzpodbuja inverzno obratovanje porabnikov: v času visokih obremenitev v sistemu naj bi porabniki svojo moč zniževali, v času nizkih obremenitev v sistemu pa naj bi porabniki moč zviševali. Tarifne postavke za obračun električne energije v posameznem tarifnem obdobju (konična tarifa, višja tarifa, manjša tarifa) naj bi s svojimi cenovnimi razmerji vzpodbujale takšno porabo. Na SI. 4 imamo prikazan primer, kako se dejanska poraba električne energije neke železarne giblje v primerjavi z dopustno.
Razmerje med dejansko in dopustno porabo v določenem časovnem obdobju imenujemo faktor obremenitve ali tudi izkoristek odjema; giblje se med vrednostma 0,80—0,90. Višje vrednosti so običajne v dneh zimske sezone za čas trajanja konične tarife, nižje vrednosti pa za čas trajanja manjše tarife. Razlikovati je tudi med dnevnimi in mesečnimi vrednostmi izkoristkov odjema, pri čemer so mesečni izkoristki bistveno nižji, saj se v njih ne odražajo samo nižje obremenitve ob sobotah in nedeljah, ampak tudi vsi enkratni mesečni tehnološki zastoji. Če izhajamo iz celotne letne porabe električne energije ter iz najvišje plačane mesečne konice četrtur-ne moči, lahko namesto izkoristka časa govorimo o le-
P |MW1
t (h)
Slika 4:
Dejanska poraba električne energije znotraj dovoljene moči odjema
Fig. 4:
Actual electric energy consumption inside the limits of allowed povver consumption
tnih obratovalnih urah. Za železarne, ki imajo v svojem sklopu elektroobločne peči, veljajo za normalne letne obratovalne ure med 5500 h in 6500 h.
Za presojo elastičnosti moči odjema posamezne železarne kot porabnika električne energije je pomembno poznati osnovno — neprilagodljivo moč ter tej nadgrajeno prilagodljivo moč odjema. Slednja se nanaša predvsem na moč elektroobločnih peči, saj se njihova prilagodljivost kaže v tem, da je tako peč mogoče ustaviti brez večjih tehnoloških posledic sredi tehnološkega procesa: v času taljenja za nekaj deset minut, v času razta-Ijenega vložka za nekaj minut. Pred vakokratnim pričet-kom nove šarže pa prekinitev obratovanja lahko traja tudi več ur oziroma z predhodnimi organizacijskimi uskladitvami več dni. Zaradi opisanih možnosti prilagajanja porabe električne energije možnostim dobave lahko taki porabniki nastopajo v elektroenergetskem sistemu kot rezerva moči. Take možnosti poseganja v tehnološki proces omogočajo računalniško vodenje moči energetskega sistema železarne neposredno „on line". Merijo se porabe električne energije posameznih peči in skupna poraba železarne, ugotavljajo se tehnološke faze po pečeh, primerjajo se dejanski trendi porabe s predvidenimi v vsakem četrturnem obdobju tolerančnega obremenitvenega profila, na podlagi spoznanega modela in v program vstavljenih parametrov se nato znižajo potrebne obremenitve ali popolnoma prekine obratovanje peči z direktnim posegom računalnika v regulatorje moči obločnih peči.
Opisano delovanje sistema vodenja, imenovano tudi Povver Managment, zahteva vnaprej poznan tolerančni profil; postavlja se vprašanje določitve optimalnega nivoja moči kot ravnotežja med stroški za plačano angažirano električno moč in stroški za zastoje v proizvodnji jekla. Ekonomski vpliv na celotno predelovalno verigo jekla je mogoče neposredno ugotavljati le s časovno odvisnimi parametri, ki ponazarjajo efekte medfaznih zalog.
ENERGIJSKE KARAKTERISTIKE
Energijske razmere elektroobločne peči za čas od preboda do preboda najbolje prikazuje Sanky-jev diagram na SI. 5, kjer pomeni:
dovedena
energija: We (kWh/t)
Wre (kWh/t) Wg (kWh/t) Wrek (kWh/t) porabljena energija: Wo (kWh/t) Wž (kWh/t) Wizg (kWh/t)
električna energija, merjena na pečnem transformatorju sproščena reakcijska toplota toplota iz goriva predgrevanja rekuperacijska toplota
entalpija jekla entalpija žlindre toplotne izgube
Če si izračunamo karakteristične deleže iz zgoraj prikazanih vrednosti, dobimo:
Rre: razmerje med sproščeno rekacijsko toploto in entalpijo jekla;
Rizg: razmerje med toplotnimi izgubami in entalpijo jekla;
Rž: razmerje med entalpijo žlindre in entalpijo jekla;
Renel: razmerje med entalpijo jekla in žlindre ter elektr. energ.;
Rter: razmerje med antalpijo jekla in žlindre ter celotno dovedeno energijo.
V tabeli II zbrani podatki za RP (klasična peč) in UHP (močnostna peč) kažejo na značilne razlike oziroma vrednosti.
Tabela II: Karakteristične toplotnotehnične vrednosti obtočne peči
Wrek
We
Wre
Wg
Delež	RR EOP	UHP EOP
Rre	0,30-0,35	0,55-0,75
Rizg	0,70-1,30	0,65-0,90
Rž	0,15-0,25	0,10-0,20
Renel	0,55-0,75	0,85—1,00
Rter	0,50-0,60	0,60-0,65
Iz podanih toplotnotehničnih vrednosti, dobljenih iz energijskih bilanc več kot 50 elektroobločnih peči, lahko zaključimo:
—	da se v modemih UHP EOP bistveno povečuje delež rekacijske toplote v entalpiji jekla, kot posledica intenzificirane porabe kisika v peči oziroma uporabe dodatnih energijskih nosilcev;
—	da se delež toplotnih izgub z moderno tehnologijo kratkih izdelovalnih časov zmanjšuje kljub uvedbi vod-nohlajenih sten in vodnohlajenih obokov;
—	da se energijska potreba za tvorbo žlindre z moderno tehnologijo izdelave jekla zmanjšuje;
—	da se delež električne energije v entalpiji jekla povečuje: moderna UHP peč dosega več kot 100 % izrabo električne energije, kar pomeni, da pokrivamo z drugimi energijskimi nosilci vse toplotne izgube EOP in še del potrebne entalpije jekla oziroma žlindre;
—	da se pri modrnih pečnih agregatih izboljšuje njihov termični izkoristek, zaradi boljših ognjevzdržnih in izolacijskih materialov, kakor tudi kratkih izdelovalnih časov.
Pri računanju energijskih bilanc elektroobločne peči se uporabljajo naslednje vrendosti karakterističnih fizikalnih veličin:
—	specifična toplota vložka
za segrevanje od 20° C na 1525° C	298 kWh/t
—	specifična talilna toplota	56 kWh/t
—	specifična toplota taline
za segrevanje od 1525°C na 1550° C	6 kWh/t
Skupaj
360 kWh/t
Specifična toplota žlindre se glede na 1600°C in na različno sestavo giblje med 550 kWh/t in 630 kWh/t.
Energijske bilance elektroobločnih peči različnih avtorjev kažejo, da je vsota eksotermnih reakcij (oksidacija C, Si, Mn, Cr, Al, Fe, P, S) in endotermnih reakcij (diso-ciacija FeSi, CaC03, MgC03) vedno pozitivna. Ker ima največji vpliv na rezultat bilance oksidacija ogljika, se energijski vpliv ogljika v elektroobločni peči enostavno ugotavlja s količino v peč vpihanega kisika. Z upoštevanjem entalpije dimnih plinov pri 1000°C nam oksidacija ogljika da:
C + 1/2 02 — CO + 1,43 kWh/m3 - 0,39 kWh/m3 = 1,04 kWh/m3
C + 02 — C02 + 4,95 kWh/m3 - 0,62 kWh/m3 = 4.33 kWh/m3
Razmerje C0/C02 je odvisno od ravnotežja teh plinov s Fe in Fe oksidi, ki vlada pri določeni temperaturi v peči, zato se računa s srednjo energijsko vrednostjo 1 m3 kisika 3 kWh. Pri količini kisika, ki se v teku izdelave šarže porabi v peči (15 m3/t—30 m3/t), pomeni to energijsko vrednost od 50 kWh/t do 100 kWh/t. S povečevanjem količine vpihanega kisika raste tudi potreba po ogljiku, ki se ga zato dodaja v peč. Ker razogljičenje taline poteka z burno reakcijo, omejuje kipenje taline hi-
Wbw-V*»Wre.Wg.W r
VVfctfc-VVfo.VVŽ.VVizg

Wizg
Slika 5:
Sanky-jev diagram energijskih tokov v obločni peči Fig. 5:
Sanky's diagram of energy flovvs in the are furnace
trost zgorevanja ogljika na 40 kg/m2h. Tako nastala kipeča žlindra zaslanja električni lok in zelo ugodno vpliva na toplotne razmere v obločni peči.
Cenen zemeljski plin je prodrl v obločno peč Ifot dodatni energijski nosilec, tako zaradi ekonomskih kot tehnoloških prednosti. Zgorevanje plina s pomočjo visoko-hitrostnih oxy-fuel gorilnikov je posebno v začetni fazi taljenja ugodno, ker pomaga raztaliti vložek v conah med elektrodami in tako pripomore k hitremu zaključku taljenja. Ob koncu taljenja pa izkoristek takega segrevanja zaradi visokih temperatur v peči zelo pade, zato se uporablja izključno le v začetku taljenja. Energijsko pomeni 1 m3 zemeljskega plina ca. 6 kWh. Izkustveni podatki govore o skrajšanju taljenja zaradi uporabe zemeljskega plina v obločni peči do 10 % časa taljenja.
Predgrevanje vložka izven elektroobločne peči je razširjeno predvsem v deželah severne Evrope, ker zagotavlja sušenje vložka. Vedno dražji zemeljski plin pri tem skušamo nadomestiti s toploto plinov, izhajajočih iz peči. Naprave za tako izkoriščanje odpadne toplote so investicijsko in prostorsko zahtevne, doseženi efekti govore o vrnjeni toplotni vrednosti med 30 kWh/t in 50 kWh/t, maksimalna dosežena vrednost pa je 80 kWh/t.
Glede na teoretsko potrebno specifično energijo, ki jo je potrebno dovesti v vložek v peči, da se ta raztali in segreje na zahtevano temperaturo, lahko ugotovimo ustrezno moč pečnega transformatorja: 1,1 -Wo-no-Tv [(<VA]
Pn,—
kjer so: Wo (kWh/t) —
no	—
nt	—
nel	—
cos (p t	— Tv(t)
nt-nel-cos <p t-tt
specifična energija Wo = 360 kWh/t delež električne energije no = 0,80 toplotni izkoristek v času taljenja
nt = 0,71
električni izkoristek v času taljenja
nel = 0,86
fazni faktor taljenja	cos cp t = 0,83
teža vložka
Tt(h)	— čas taljenja
Pnt (kVA) — nazivna moč pečnega transformatorja
Ob upoštevanju običajnih vrednosti se zgornja enačba poenostavi:
p„, = ^p[kVA/t]
kar pomeni, da nam specifična moč pečnega transformatorja 625 kVA/t da čas raztalitve 1 uro; v tem primeru torej lahko govorimo o enourni UHP peči. Razpon elek-troobločnih peči se glede na specifično moč širi od 200 kVA/t do 1000 kVA/t, kar ustreza časom taljenja med 3,5 uro in 40 min.
Podrobnejša raziskava toplotnega izkoristka obločne peči v času taljenja se naslanja na raziskave več kot 100 obločnih peči v Evropi; upoštevaje zakonitosti geometrijske rasti velikosti elektroobločne peči, dobimo za toplotni izkoristek naslednji izraz:
,Xo'X
etaen = -
nel-Wo
Wo + 82,8Tv-04tt
EOP	1 h	2 h	3 h
(t)	etaen (kWh/t)	etaen (kWh/t)	etaen (kVVh/t)
10	0,787 (458)	0,726 (496)	0,674 (534)
30	0,811 (444)	0,768 (469)	0,730 (493)
50	0,820 (439)	0,784 (459)	0,751 (480)
70	0,824 (437)	0,792 (545)	0,763 (472)
90	0,828 (435)	0,798 (451)	0,771 (467)
110	0,830 (434)	0,803 (449)	0,777 (463)
Za določitev elektroenergetskih parametrov pri taljenju so najvažnejše induktivne in ohmske upornosti pečnega tokokroga, ugotovljene z meritvijo kratkega stika peči. Te niso vplivno odvisne od zakonov geometrijske rasti obločne peči; karakteristične vrednosti induktivnih upornosti so:
—	pri obločnih pečeh 5 t—10 t
—	pri obločnih pečeh 251—100 t
X = 3,5—5,5 mohm X = 2,5—3,5 mohm
Pri tem se razmerja med induktivno in ohmsko upornostjo gibljejo med vrednostmi 3 do 10; vse navedene vrednosti so reducirane na sekundarno stran pečnega transformatorja in upoštevajo tudi upornosti napajalne mreže.
TALJENJE V REALNIH RAZMERAH
V elektroobločni peči nastajajo v času taljenja posebne razmere, ki so posledica slabših jonizacijskih pogojev pri gorenju loka. Zdi se, kot da so se v elektroenergetskem krogu peči kot posledica nesinusnih oblik elektrodnih tokov in napetosti povečale njihove nadomestne induktivne in ohmske upornosti, zato govorimo o obratovalnih vrednostih teh upornosti, oziroma o razmerju med obratovalno in kratkostično induktivno upornostjo. Na si. 6 imamo prikazan značilen primer, kjer se vidi, kako to razmerje v začetku taljenja vsake posamezne košare naraste (od cca 1,30) in se nato s stopnjo raztalitve zmanjšuje na končno vrednost (na ca. 1,057). Pri ugota-
					
Vi					
					
					
					
					
Rezultati, ki jih dobimo s pomočjo navedenega izraza, so prikazani v tabeli III.
Tabela III: Toplotni izkoristki elektroobločne peči v času taljenja (etael= 0,859)
0	3	6	9	12	15	18
ttminl
Slika 6:
Razmerje med obratovalno in kratkostično induktivno upornostjo elektroobločne peči
Fig. 6:
Relationship between the operational and the short-circuit in-ductive resistance of the electric are furnace
vljanju potreb po najvišji napetosti taljenja je zato potrebno upoštevati obratovalno induktivno upornost, navidezno moč taljenja in fazni faktor taljenja, kot sledi:
U
= ]/PnrXo [v] " sin cp
Razmerje med največjo in najmanjšo napetostjo je odvisno predvsem od potrebne moči za vzdrževanje končne temperature v peči in je izkustveno 3:1. Pripadajoči tok taljenja je:
y VPn.-sintp ' 3X0
[A]
Maksimalne vrednosti napetosti in tokov taljenja za rzalične moči pečnih transformatorjev so prikazane na si. 7. Vrednosti so računane za fazni faktor cos(p = 0,707, kjer dobimo najnižjo napetost taljenja.
								
	'1,3 «			t®.				t—-"
								bi-
				»				
/		>						
f	/s /					---	u j	
								
12 It 2 L 30 36 12 it
-IM«)
Slika 7:
Maksimalne vrednosti napetosti in tokov taljenja elektroobločne peči
Fig. 7:
Maximal values of voltages and of currents during melting in the are furnace
■ 00 ci	0,2 03 04 05 06 07 08 09
Slika 8:
Realen krožni diagram elektroobločne peči Fig. 8:
Real oircle diagram of the electric are furnace
U) Ql <W 0.3 OA 03 0,6 0,7 00 0S
Slika 9:
Realen obratovalni diagram elektroobločne peči Fig. 9:
Real diagram of the arc-furnace operation
Zaradi opisanega navideznega povečevanja obratovalne induktivne upornosti se ob nespremenjeni napetosti taljenja znižuje delovna moč taljenja oziroma se znižuje obratovalni fazni faktor, kot to kaže realni krožni diagram na si. 8 oziroma realni obratovalni diagram na sl. 9
Kot je razvidno iz dosedanjih izvajanj, nam časa taljenja ne skrajšuje samo močnejši pečni transformator ali njegovo čimvišje preobremenjevanje oziroma optimalno nastavljena elektrodna regulacija, ki naj po vsaki motnji v čim krajšem času izravna moč taljenja na nastavljeno vrednost, ali optimalno izbran vložek, ki omogoča, da se na dnu peči ustvari dovolj velika luža taline, ki zagotavlja večjo enakomernost obratovanja peči, temveč tudi srednji cos tp v času taljenja. Z njim je namreč pri določeni obratovalni upornosti definirano obratovalno mesto na krožnem oziroma obratovalnem diagramu obločne peči. Vsako povečanje faznega faktorja v času taljenja pomeni povečanje specifične moči taljenja ob nespremenjeni moči transformatorja, vendar pa tu jasne elektroenergetske zahteve zadenejo ob konstrukcijske in tehnološke omejitve.
Fazni faktor nad 0,86 povzroča nestabilno gorenje električnega loka: lok v vsaki polperiodi ugasne, ker je ob prehodu toka skozi nič vsakokratna vrednost sinusne napetosti nižja od vžigne napetosti loka. Visok cos <p pomeni tudi dolg električni lok, kar je drugi vzrok nestabilnega obratovanja, saj so pri tem jonizacijski pogoji za gorenje loka slabi; lok ob najmanjši spremembi ugasne; da pa se ponovno prižge, mora elektroda prepotovati več cm, kar pomeni izgubljen čas, prekinjeno obratovanje ene elektrode pa se posredno odrazi tudi pri zmanjšanju moči na preostalih dveh elektrodah. Govorimo o
nemirnem obratovanju peči v času taljenja, kar vpliva na zmanjšanje povprečne moči taljenja. Taljenje z dolgim lokom je zato možno le v drugih treh četrtinah časa taljenja ob pogoju, da je lok zakrit z vložkom. Z erozijskim indeksom definirana toplotna obremenitev obzidave dosega svoje najvišje vrednosti pri faznih faktorjih 0,82 do 0,86, zato so klasične UHP peči s standardno obzidavo smele obratovati z nazivnimi elektrodnimi tokovi le pri cos (p = 0,58—0,64 oziroma je bil iztek taljenja z nezakri-tim lokom pri običajnih pečeh najbolj problematična faza taljenja. Šele sodobne močnostne peči, ki so opremljene tako z vodno hlajenimi stenami kot tudi z vodno hlajenim obokom, morejo obratovati brez težav s faznimi faktorji med 0,80 in 0,84. Posebna tehnologija taljenja s preostankom taline omogoča ugodne efekte taljenja z dolgim lokom: po tem, ko so elektrode prodrle v vložek oziroma do preostale taline na dnu peči, se vložek tali od spodaj navzgor s polno močjo in z veliko stabilnostjo. Pri uporabi peneče žlindre je mogoče obratovati z dolgim lokom tudi v fazi raztaljenega vložka, kar zagotavlja tudi tej fazi ugodne toplotnotehnične razmere.
Iz obratovalnega diagrama na sl. 9. je razvidno, da obstaja obratovanje, kjer dosežemo najhitrejšo raztalitev (največja moč na loku j,), kakor tudi obratovanje, kjer raztalimo vložek z najmanj električne energije (največji energijski izkoristek jn). Elektrodni tokovi se pri teh obratovalnih mestih med seboj razlikujejo za idealne razmere v peči, kakor tudi za realna stanja. Najenostavneje jih je mogoče definirati s pripadajočim cos <p. Izračunan primer konkretnih razmerij takih stanj je prikazan v tabeli-IV.
Tabela IV: Ekstremne vrednosti moči na loku in energijskega izkoristka ter pripadajoči elektrotehnični parametri
Maksimalna moč loka Ideal. Real.
Maksim. energ.
izkoristek Ideal. Real.
Relat. tok	0,646	0,610	0,424	0,406
cos (p	0,763	0,713	0,906	0,851
Relat. del. moč	0,493	0,435	0,384	0,346
Rel. moč loka	0,424	0,372	0,354	0,318
Rel. el. izgube	0,070	0,062	0,030	0,027
Energ. izkorist.	0,764	0,749	0,922	0,921
Izkorist. časa	1,000	1,000	0,814	0,834
V navedeni tabeli se relativne vrednosti toka nanašajo na tok idealnega kratkega stika, relativne vrednosti moči pa na moč idealnega kratkega stika. Energijski izkoristek upošteva električne in toplotne izgube, časovni izkoristek pa izrabo moči glede na maksimalno moč loka.
Prave vrednosti tokov in moči taljenja so odvisne tako od napetosti taljenja kakor od induktivnih upornosti celotnega tokokroga peči; vsaki napetostni stopnji lahko priredimo obratovalno stanje največje delovne moči na loku oziroma obratovalno stanje z največjim energijskim izkoristkom peči. Če ležijo ta stanja nad dovoljeno močjo pečnega transformatorja, tako obratovanje ni možno; v tem primeru je potrebno znižati talilno napetost in obratovati s tako dolgim lokom, kot je še dopustno glede na stabilnost taljenja. Za dosego najkrajšega taljenja je važna višina vsakokratne moči loka kakor tudi njena dosežena povprečna vrednost. Šele po izboru najprimernejše talilne napetosti se odpre vprašanje pravilne namestitve talilnega toka.
Iz tabele IV se da razbrati, da bomo s taljenjem pri toku j = 0,406 (cos (p =0,851) dosegli sicer največji energijski učinek, vendar pa bo zaradi nižje moči, ki ga tako obratovanje zahteva, trajalo taljenje 12 % dalj od taljenja
pri največji moči na loku. Pri maksimalni moči na loku j = 0,610 (cos <p =0,713) pa bo energijski učinek 4,7% slabši od maksimalnega. Očitno je, da leži optimalno taljenje nekje med obema vrednostma, določa ga najnižja skupna vrednost stroškov za porabljeno energijo in stalnih (kapitalnih) stroškov za porabljen čas pri taljenju oziroma razmerje teh stroškov s stroški za teoretsko specifično porabo električne energije.
TALJENJE Z NAJNIŽJIMI STROŠKI
Poglobljena analiza optimalnega obratovanja (taljenja) mora poleg elektroenergijskih in vseh fiksnih stroškov upoštevati še one, na katere lahko z načinom obratovanja vplivamo: to so predvsem stroški obzidave in stroški za porabo grafitnih elektrod. V tabeli V je prikazana karakteristična sestava navedenih stroškov, kot nastopajo pri proizvodnji jekla v domačih in zahodnoevropskih razmerah.
Tabela V: Deleži stroškov pri proizvodnji jekla
	SRS	BRD
1. Stroški električne energije	35%	50%
2. Kapitalni-fiksni stroški	10%	15%
3. Stroški ognjestalnega materiala	10%	5%
4. Stroški grafitnih elektrod	45%	30%
	100%	100%
Relativni energijski stroški v času taljenja elektroobločne peči Fig. 10:
Relative energy costs during melting in the electric are furnace
Glede stroškov ognjevarnega materiala v elektro-obločni peči lahko po splošno uveljavljeni metodi računamo, da so ti sorazmerni toplotni obremenitvi obzidave, izraženi z erozijskim indeksom. Če vpliv različnih izdelovalnih tehnologij upoštevamo s korekcijskim faktorjem ter vpeljemo razmerje s stroški teoretske porabe električne energije, je delež stroškov obzidave sorazmeren razmerju vsakokratnega erozijskega indeksa z njegovo maksimalno vrednostjo.
Podobno lahko tudi za stroške porabe elektrod ugotavljamo njihov delež v elektroenergijskih stroških. Delež je predvsem v fazi taljenja sorazmeren kvadratu toka taljenja; ker menimo, da dobimo najkrajše taljenje pri obratovanju s tokom, ki zagotavlja maksimalno moč na loku, računamo pri optimiranju stroškov z ustreznim razmerjem dejanskega toka proti toku maksimalne moči na loku.
S si. 10 je vidno, kako prikazano razmerje (A) vpliva na spremembo stroškovno optimalnega toka: nizko raz-
0. s

0, B
0, 2
0, 1
0,0
0,0 0.7 O.t 0,6 0,8 1,0
A =	0,5 C = 1.0
0, 5
0. 3
0, 1
0. 1
0,0
0,0 0.2 0,1. 0,6 0,8 1,0
A - 1,0 C = 1, 0 ' Slika 11:
Relativni energijski stroški ob začetku taljenja Fig. 11:
Relative energy costs at the beginning of melting
			B =0 B=0.5 B = 1	
			B = 2 B = 1 B = 8	
	/		\ \\	
N'			- ^v	\ :i
l"				i
merje stroškov (A) pomeni visoke energijske stroške v primerjavi s stroški proizvodne kapacitete, zato leži opti-mum le nekaj nad obratovanjem, kjer dobimo največji energijski izkoristek; visoko razmerje stroškov (A), ki pomeni visok strošek kapitala v primerjavi s stroški električne energije, pa premika optimum proti obratovalnemu mestu, kjer dosegamo največjo električno moč na loku. Relativni elektroenergijski strošek (ns) označujemo kot delež teoretskih elektroenergijskih stroškov v skupnih stroških pretalitve. Najnižji skupni stroški nastopajo torej takrat, ko doseže relativni elektroenergijski strošek svojo maksimalno vrednost.
Rezultate računalniškega iskanja stroškovnega obratovalnega optimuma, ki upošteva vse štiri nastopajoče stroškovne zakonitosti, kaže skupina diagramov na si. 11, kjer so prikazane razmere na začetku taljenja, in na si. 12, kjer so prikazane razmere ob koncu taljenja.
o , 5
0. t 0.3
0. 2
0 , 1
0,0
0,0 0 ,? 0.U 0,6 0.8 1, 0
A = 0, 5 C - 1, 0
0 , S
0,t o , 3
0 , 2
0 , 1
0 , 0
0,0 0,2 0,i 0,6 0,8 1,0
A -1,0 C - 1 . 0 Slika 12:
Relativni energijski stroški ob koncu taljenja Fig. 12:
Relative energy costs at the end of melting
Pri tem pomeni B razmerje stroškov obzidave proti stroškom teoretske porabe električne energije, C pa razmerje stroškov porabe grafitnih elektrod proti stroškom teoretske porabe električne energije.
Kot je razvidno iz zgornjih slik, nastopa bistvena razlika pri stroškovno optimalnem taljenju med začetkom oziroma koncem taljenja. Razlike nastajajo zaradi velike popačitve sinusnih vrednosti tokov v začetku taljenja, kar se odraža v povečani obratovalni induktivnosti, kakor tudi v majhnih toplotnih izgubah in nizkih vrednostih za razmerje B, kot posledica velike zaslonitve loka z vložkom.
Konec taljenja označujejo: velike toplotne izgube, manjše povečanje obratovalne induktivne upornosti in večje vrednosti stroškov ognjevzdržnega materiala. S slikovnega prikaza lahko razberemo, da zahtevajo visoki stroški za obzidavo (klasična UHP EOP) optimalno obratovanje z visokimi tokovi oziroma nizkimi cos (p; da pa nizki stroški obzidave (vodno hlajeni paneli) omogočajo doseganje najnižjih stroškov z obratovanjem pri daljšem loku, t. j. pri cos <p >0,80.
Na sl. 13 so prikazane optimalne vrednosti toka (cos (p ) pri stroškovnem optimiranju za različna, v praksi nastopajoča stroškovna razmerja A, B, C v odvisnosti od toplotnih izgub. Vidimo, da večina stroškovno optimalnih vrednosti leži med obratovalnimi mesti maksimalne moči na loku in maksimalnega energijskega izkoristka. Izredno veliki stroški za porabo elektrod lahko npr. premaknejo stroškovni optimum preko toka maksimalnih energijskih izkoristkov k višjim cos ep, med tem pa lahko izredno visoki stroški za ognjevarno obzidavo zahtevajo premik k obratovanju pod cos (p < 0,700. V splošnem velja, da zahtevajo naraščajoče toplotne izgube obratovalni premik k maksimalni moči loka, ne glede na veljavna stroškovna razmerja. Iz povedanega je mogoče ugotoviti, da poteka taljenje vložka v elektroobločni peči v spremenljivih pogojih. Za stroškovno optimalno vodenje taljenja je bistveno, kako se posamezni vplivni dejavniki časovno spreminjajo oziroma kako so odvisni od stopnje gotovosti tehnološkega procesa. Da obratovalna induktivna upornost s časom taljenja pada, potrjujejo rezultati opravljenih meritev; linearno naraščajočo odvisnost lahko predpostavimo tudi za stroške obzidave. Največ negotovosti je pri ocenjevanju časovnega poteka toplotnih izgub: v splošnem lahko trdimo, da toplotne izgube s stopnjo raztaljenosti vložka rastejo.
Teorija energijskih in stroškovnih obračunov v času taljenja omogoča vrednotenje različnih scenarijev talje-
Stroškovno optimalne vrednosti relativnih tokov in pripadajočih
cos <p.
Fig. 13:
Optimal-cost values of relative currents and corresponding cos (p
				
	8=0 8=0, 8= 1			
	B= 2 B=t B= 8			
			■.v.	
			N	\
				
	B = 0 B = 0 P=1	5		
	B = ? B=t B= 8			
				
	š r		_	« 1
nja. Numerična integracija vseh časovno spremenljivih parametrov daje:
—	potreben čas taljenja,
—	srednje relativne energijske izgube,
—	srednje deleže stroškov za ognjevzdržen material, za porabo grafitnih elektrod in fiksnih stroškov,
—	vsakokratno stroškovno optimalno vrednost toka taljenja oziroma pripadajočega cos <p.
Primerjava med stroškovno optimalnimi procesi in klasičnimi načini taljenja (konstanten tok, linearno ali časovno koračno spreminjanje toka) kaže, poleg tega da je
Dobljeni rezultati kažejo:
—	da se za začetek taljenja zahtevajo skoraj nedosegljivo visoki fazni faktorji,
—	da fazni faktorji s stopnjo raztalitve vložka padajo in so ob koncu taljenja najnižji,
—	da vsa ona cenovna razmerja, ki zahtevajo nižje vrednosti stroškovno optimiranih tokov taljenja, podaljšujejo čas pretaljevanja.
Kolikšni so relativni prihranki stroškovnega optimira-nja, nam pove elastičnost funkcije skupnih stroškov v bližini njene ekstremne vrednosti. Če predpostavimo 10% odstopanje toka taljenja od njegove optimalne vrednosti, velja za začetek taljenja, da je stroškovno optimalno vodenje procesa ca. 0,5 % cenejše, ob koncu taljenja pa nam stroškovno optimalno vodenje lahko prinese več kot 10 % prihranka.
MOŽNA PROIZVODNJA
Pri obravnavanju možne proizvodnje elektroobločne peči je potrebno upoštevati izdelovalni čas šarže t. j. čas za raztalitev vložka in čas, ki ga zahteva tehnologija izdelave določene kvalitete jekla do izliva šarže, kakor tudi vse ostale manipulacijske »mrtve« čase. Torej velja: tš = tt + to pri čemer je to = tr + tm in so:
tš (h) — čas šarže tt (h) — čas taljenja to (h) — ostali izdelovalni čas tr (h) — čas rafinacije tm (h) — čas manipulacij
Proizvodnja jekla v elektroobločni peči je diskuntinui-rani proizvodni postopek, ki ga prekinjajo številni predvidljivi in nepredvidljivi dogodki. Tako lahko predvidimo:
—	generalno popravilo ognjevzdržne obzidave in zamenjavo oboka peči,
—	zamenjavo oziroma podaljšanje grafitnih elektrod,
—	planirana vzdrževalna dela pri strojnih in elektrotehniških napravah.
stroškovni optimirano taljenje najcenejše taljenje, da pri klasičnem taljenju na dolžino taljenja ne vplivajo stroškovna razmerja: dolžina talilnega procesa je določena s potrebno razliko med dovedeno energijo in energijo izgub, Stroškovno optimiranje pa zahteva vsakokratnemu stanju stroškovnih in energijskih parametrov ustrezno dovajanje energije, zato neposredno vpliva tudi na trajanje taljenja. V tabeli VI so zbrani časi taljenja in začetne ter končne vrednosti faznih faktorjev za nekaj značilnih primerov cenovnih razmerij. Vrednosti so dobljene na podlagi predpostavljenih linearnih zakonitosti spreminjanja vplivnih parametrov.
Nepredvidljivi dogodki pa so:
—	sprotna popravila ognjevzdržne obzidave,
—	strojniška in elektrotehniška vzdrževalna opravila,
—	čakanje zaradi nepredvidljivih zastojev v pretoku materiala in energije.
Iz dnevnih, mesečnih in letnih koledarskih delovnih ur zato ne moremo določiti povprečnega trajanja ene šarže, ne da bi pri tem upoštevali ustrezno izrabo časa, s katero upoštevamo za proizvodnjo izgubljene čase. Faktor izrabe časa je definiran:
. tp tv + tč
n. = 1--*---
N • tš tš
pri čemer je:
tp (h) — čas za obnovo obzidave N — število šarž med dvema obnovama obzidave tv (h) — čas vzdrževalnih opravil v obdobju ene šarže tč (h) — čas čakanja v obdobju ene šarže
Na si. 14 je prikazana izraba časa pri proizvodnji jekla v obločni peči v odvisnosti od števila obratovalnih ur
--N lj h
Slika 14:
Faktor izrabe časa pri proizvodnji jekla v obločni peči Fig. 14:
Factor of timeyield in making steel in the electric are fumace
Tabela VI: Časi taljenja ter začetne in končne vrednosti cos <p stroškovne optimizacije
A	B	C —1,0			C = 2,0			C = 4,0		
		tt (h)	cos (p z	cos (p k	tt (h)	cos (p z	cos tp k	« (h)	cos cp z	cos <p k
0.5	1,0 2,0	0,847 0,816	0,936 0,936	0,850 0,818	0,946 0,901	0,954 0,954	0,878 0,854	1,103 1,048	0,969 0,969	0,901 0,891
1,0	1,0 2,0	0,809 0,786	0,915 0,915	0,838 0,822	0,874 0,849	0,936 0,936	0,871 0,849	0,996 0,968	0,956 0,956	0,899 0,885
med dvema popraviloma ognjevzdržne obzidave za značilen primer trajanja obnove obzidave tp = 20 h in za različne vzdrževalne oziroma čakalne časa. Praviloma je izraba časa za večja časovna obdobja večja: pri določitvi letnega faktorja izrabe časa moramo upoštevati vse one mrtve čase, ki bodo nastopili v celoletnem obdobju, pri določitvi mesečnega faktorja pa one, ki se pojavijo v toku enega meseca. Nastopanje dogodkov, ki pomenijo zastoj proizvodnje, pa ni premosorazmerno s časom, ampak je odvisno od verjetnosti, ki opisuje zakonitosti teh dogodkov, imenovana tudi komulativna Poissonova porazdelitev. Če predpostavimo, da sodeluje v proizvodnem sistemu elektroobločna peč — jeklarna tolikšno število elementov s takšnim faktorjem izpada, da bo z verjetnostjo p = 0,995 v teku enega dne nastal en dogodek, ki pomeni zastoj proizvodnje, bodo pri enaki verjetnosti nastali v teku enega meseca štirje takšni dogodki, v teku enega leta pa ca. petdeset. Glede na velikost opazovanega obdobja procentualni deleži zastojev padajo, faktor izrabe časa pa zato raste. Če poleg opisane izrabe časa upoštevamo še izkoristek (i) kot delež odlitega jekla v masi metala ene šarže, lahko definiramo kot letno proizvodnjo elektroobločne peči:
Tabela VII: Letna možna proizvodnja elektroobločne peči (t)
Q1 = nlič • i - Tv ■ tl/tš Z upoštevanjem že izvedenih relacij pa dobimo končno obrazec
Q1 = nlič-i--—
625 , .
--h tO
pnt
Pri čemer so:
nlič	— letna izraba časa
i	— izplen
Tv (t)	— teža vložka
ti (h)	— letne obratovalne ure
tš (h)	— čas šarže
to (h)	— ostali čas
ptn (kVA/t) — specifična moč pečnega transformatorja
Na podlagi tipičnih vrednosti za izkoristek i = 0,88 ter za letno izrabo časa nlič = 0,78 so v tabeli VII zbrane vrednosti letne možne proizvodnje elektroobločnih peči pri različnih tehnoloških postopkih (to) in pri različnih letnih obratovalnih urah (ti).
	ptn		Tv = 30t			Tv = 50t			Tv = 70t	
	(kVA/t)	to = 1h	to = 1,5h	to = 2h	to = 1h	to= 1,5h	to = 2h	to = 1h	to = 1,5h	to = 2h
	200	41900	37400	33700	69800	62300	56200	97800	87200	78700
JC o	300	56100	48200	42300	93400	80400	70500	130800	112500	98800
s	400	67400	56400	48500	112400	94100	80800	157400	131700	113200
CO	500	76800	62800	53200	128000	104700	88600	179200	146700	124100
II	600	84700	68000	56800	141100	113300	94700	197500	158700	132600
	700	91300	72200	59800	152200	120000	99500	213100	168500	139500
	200	29900	26700	24100	49900	44500	40100	69800	62300	56200
	300	40000	34500	30200	66700	57400	50400	94300	80400	70600
§	400	48200	40300	34700	80300	67200	57800	112400	94100	80900
<o	500	54900	44900	38000	91500	74800	63300	128100	104800	88600
II	600	60500	48600	40600	101800	80900	67600	141100	113400	94700
	700	65300	51600	42700	108700	86000	7110Q	152200	120400	99600
Pri obravnavi »ostalega« časa izdelave šarže je potrebno vedeti, kakšna jekla se v elektroobločni peči izdelujejo in kakšna tehnologija se pri tem uporablja. Pri klasični tehnologiji izdelave nizkolegiranih jekel se po razta-litvi izvede oksidacija z vpihovanjem kisika v talino, nato se z ustrezno stopnjo bazičnosti žlindre ob pravilnem segrevanju izvrši odfosforenje in delno odžveplanje. Pri popolnejši rafinaciji je potrebno zamenjati oksidacijsko (črno) žlindro ter desoksidirati talino, nadaljnje odžveplanje in redukcija z belo žlindro pa zahteva zaradi počasnih difuzijskih procesov dolge izdelovalne čase. Moderni hitri postopki pospešujejo predvsem difuzijske procese z vpihovanjem praškastih dodatkov ter s sprotno menjavo črne žlindre; tudi sifonski ali ekscentrični izliv šarže omogočata hitro ločitev žlindre od jekla, z dodajanjem legur in končnih desoksidantov v ponovco pa se izdelovalni čas skrajša pod 1 h. V kombinaciji z izvenpo-novčno sekundarno ali konvertorsko tehnologijo je bila razvita vrsta postopkov in naprav (AOD, VOD, RH, DH), ki so omogočili doseganje zelo nizkih vrednosti C, H, N, S, P, s to prednostjo, da se v elektroobločni peči izvede le raztalitev in segretje taline na določeno temperaturo ter eventuelna oksidacija in odfosforenje.
Tehnologija izdelave visokolegiranih kromovih jekel z nizkim ogljikom temelji na preprečevanju oksidacije kroma pri istočasnem razogljičenju taline. Po klasičnem postopku je bilo to mogoče doseči le z intenzivnim vpiho-
vanjem kisika v talino ter z segrevanjem te nad 1900° C, kar je zahtevalo zato dodatne desoksidacijske postopke, hlajenje pregrete taline z nizkoogljičnim vložkom ali s ferokromom pa je dražilo proizvodnjo. Z moderno vakuumsko oksidacijo v posebni ponovci dosežemo pri znižanem pritisku dobro oksidacijo ogljika, ne da bi pri tem utrpeli odgor kroma; prepihavanje taline z argonom omogoča homogenizacijo in hlajenje taline, izdelovalni čas v obločni peči se je pri tem reduciral le na taljenje vložka ter delno predoksidacijo.
Tudi pri tehnologiji izdelave visokolegiranih jekel se je izvršil premik od časovno zahtevne tehnologije z dvema žlindrama k izvenponovčnim postopkom, ki so obločni peči prepustili le taljenje in oksidacijo. V ponovci, ki ima sisteme za računalniško spremljanje celotnega procesa ter naprave za dogrevanje taline, se pod strogo nadzorovanimi pogoji — z avtomatskim doziranjem energije in metalnih oziroma nemetalnih dodatkov —, dosega zanesljiva ponovljivost izdelovalnih postopkov, ker je omogočilo zožitev legirnih toleranc ter izdelavo jekel z načrtovanimi fizikalnimi lastnostmi. V vsakem primeru postaja elektroobločna peč za proizvodnjo jekla vedno bolj le visoko produktivni, proizvodno zelo elastičen talilni stroj z odprtimi možnostmi nadaljnega izboljševanja vodenja procesa in zniževanja specifičnih materialnih in energijskih potroškov.
LITERATURA:
1.	B. Bovvman: Trends in electrical parameters of are steelma-king furnaces, Elektrowaerme International 37 (1979)
2.	E. Markvvorth: Elektrische Auslegung fuer neuzeitlihe Bet-riebweisen von Lichtbogenofen — Schmelzofen, Elektro-vvarme International 39 (1981)
3.	E. Markworth: Moeglichkeiten einer Leistungssteigerung beim Betrieb von Lichtbogen — Schrnetlzofen mit wasser-fuhrender Gefasszustellung, Stahl und Eisen 100 (1980)
4.	E. Schwabe: Electric furnace problems: design and opera-ting requirements for UHP are furnace melting prereduced charge materials, UIE 1976
5.	K. Schmermer: Verminderung des Eischmetlzstromver-brauches des Lichtbogenofens durch Ausnutzung der in Abgass enthaltene VVarme zum Schrotvervvarmen, Elektro-
warme International 39 (1981)
6.	H. Berger: Die elektrische und mechaniche Auslegung des Elektrolichtbogenofens, Radex Rundschau (1980) 1
7.	G. Pfeifer: Elektrische Auslegung und Ausrustung von Lichtbogenofen, Radex Rundschau (1984) 2
8.	S. Koele: Lineares elektrisehes Ersatzschaltbild von Dreh-stromlichtbogenofen, UIE 1984
9.	M. Sakulin: Studie uber die elektrische verhalten des Drei-fasenlichtbogenofen, UIE 1984
10.	J. Bratina: Optimalno obratovanje obločne peči za proizvodnjo jekla, Energetika in zaščita okolja u crnoj metalurgiji
1984
11.	F. Wheeler: The evaluation of are furnace performance, 42th Electric furnace conference, Toronto 1984
12.	J. Udoh: New EAF operating technology aiming at laborsa-ving, energysaving and costreduction in Japan, 4th Are furnace meeting, Budapest 1985
13.	M. Karbovvniczek: Optimatization of the work parameters of steelmaking process, 4th Are furnace meeting, Budapest
1985
14.	B. Bovvman: Optimum use of elektrodes in are furnace, Me-talurgical plant and technology 1, 1983
15.	R. Bulajič: Električki i toplotni parametri trofaznih lučnih peči, Nikšič 1986
Es wird die geschichtliche Entwichlung des Lichtbogenofens zur Erzeugung von Stahl uber die technischen und tech-nologischen Entvvichlungsphasen gezeigt. Durch diese war es moglich, die Bedeutung des Lichtbogen — Schmelzofens lau-fend zu steigern so, dass der Anteil von Elektrostahl an der VVeltrohstahlerzeugung inzvvischen schon nahe 25 % liegt. Die Elektroenergetischen Eigenheiten des Lichtbogen- Schmelzofens, dessen Einflusse auf das Speisungsnetz so wie die Be-triebsbedingungen im Bezug auf eine rationelle Ausnutzung elektrischer Leistung im elektroenergetischen System vverden angegeben. Ein Vergleich der energetisehen und vvarmetechni-schen Besonderheiten des ublichen (RP) und eines Hochlei-stungslichtbogenofens (UHP) bestatigen eine dauernd anwe-sende Tendenz zur bessern Energieausnutzung und hoheren Produktivitat des Ofens. Die Methode zur Bestimmung der reel-len elektrotechnischen Werte des Lichtbogen — Schmelzofens, bzw. der reellen Betriebszustande, welche von entsehei-dender Bedeutung fur die Fuhrung des Lichtbogenofens wah-rend der Einschmelzzeit, wie auch nach der Verflussigung der Einsatzstoffe sind, vverden angegeben.
Die Optimierung des Schmelzvorganges ist nicht nur auf die Bestimmung der Bedingungen zur Erreichung der grossten Lei-
stung am Lichtbogen oder fur eine maximale Energieausnutzung beehrankt, sondern breitet sich aus von der Energieopti-mierung auf die Kostenoptimierung, vvo neben der Kosten fur die elektrische Energie und der festen Kosten noch die Kosten fur das feuerfeste Material und den Verbrauch von Graphitelek-troden berucksichtigt vverden. Die Energie und Kostenberech-nungen im Verlauf einer Schmelzperiode bei varierenden Be-triebszustanden ermoglichen die Bevvertung versehiedener Ein-schmelzszenarien des Lichtbogenschmelzofens. Die Ergebnis-se der Kostenoptimierung bestatigen die Richtigkeit der Ofen-fuhrung eines klassischen Ofens, normaler Leistung (RP) bei niedrigem Leistungsfaktor cos ip <0,60 (kurzer Lichtbogen), bzw. die Richtigkeit der Ofenfuhrung eines modernen Hochlei-stungs — Lichtbogenofens mit wassegekuhlten VVandelemen-ten bei hohem Leistunsfaktor cos ep>0,82 (ianger Lichtbogen).
Anvveisungen fur eine Kostenoptimale Prozessfuhrung im gesamten Verlauf einer Schmelze vverden gegeben.
Eine mogliche Jahresproduktion des Lichtbogen — Schmelzofens in Hinsicht der Betriebszeitausnutzung, des Ein-satzgevvichtes, der speziphischen Leistung vom Ofentransfor-mator, und in Abhangigheit von den notigen Einschaltzeiten wird behandelt.
SUMMARY
Historical development of the electric are furnace for steelmaking is presented. Technical and operational improvements enabled that nearly 25 % of steel is produced in these furnaces in the vvorld. Further, electroenergetic characteristics of the furnace, their influence on the electric supply netvvork, and operational conditions in respect to rational use of electric power in the power system are given. Comparison of energy and heat-engineering characteristics of a regular-povver and ultra-high-povver furnace confirm the fact that the tendency to improve the electric yield and to increase the furnace output is stili pres-ent. Methods to determine the real electrical operational parameters of the are furnace, and thus the real electrical operational parameters of the are furnace, and thus the real operational conditions vvhich are essential during the burden melting and when burden is molten are given too. Optimising the opera-tion is not limited only to determining the conditions for achiev-
ing the highest povver of are or maximal energy yield but it is extended also to the optimization of costs taking in account cumsumption of refractory materials and graphite electrodes next to the energy and fixed costs. Energy and cost evaluations during the manufacturing process under variable operational conditions enable to appreciate various melting procedures in the are furnace. Results of cost optimization confirm that cor-rect operation of standard ultra-high-power are furnace is at low cos (p <0.60 (short are), and oorrect operation of modem are furnace with vvater-cooled panels at high cos (p >0,82 (long are); instructions for the optimal-cost control of the process during the complete manufacturing cycle are given. Also the annual output of are furnace from the vievvpoint of operational tirne, burden vveight, specific povver of furnace transformer, and necessary operational times is discussed.
3AK/TOMEHHE
ripuBeaeHO onncaHne MeTopM^eeKoro pa3BMTMfl 3/ieKTpn4e-cKOfl ayroBoPi ne^n a/in npon3BoacTBa CTa/in, a TaKme en t6xho-nonmecKMX m TexHvmecKi-ix <J>a3. Ee 6naronpM(nHbie CBOMCTBa /laflM B03M0>KH0CTb, mo Tenepb npn6n. oko/io 25 % MMpOBOrO np0M3B0flCTBa CTa;w Bbino/iHfleTcn b /iyr0B0M ne4M.
npuBeaeHbi sneKTposHepreTMHecKMe aaHHbie 3/ieKTpoayro-BO(i neMM, mx B/iMflHMe Ha nmatomee Hanpfl>neHMe, Taione yc;io-BMfl pa6oTbi hto KacaeTcn pauHOHa/ibHoro Mcnonb30BaHM a;ieK-TpMMeCKO^ MOLUHOCTH B 3/16KTp03H6pr6THHeCK0M CMCTGMbl.
CpaBHGHMe 3HepreTMHecKMx m Ten/i0TexHM4ecKux oco6eH-HOCT6 neMM 06biKH0BeHH0r0 o6"beMa (Regular Power) m nemi 6onbinoM moluhoctm (Ultra regular Povver) noflTBep>KflaK>t euie, hto Bce eme cymecTByeT TeH^eHunn b HanpaB/ieHMe 4eM 6onb-oje M3pacx0fl0BaTb 3/ieKTpM4ecKyio SHeprMKD m 4eM 6o/ibUJe ynynuJkiTb np0M3B0flMTenbH0CTb sroro arperaTa.
ripuBe/ieHbi MeTOflbi flnn onpefleneHMH pea/ibHbix sneKTpo-TexHpmecKHx 3Ha4eHMfi flyrobom nenu, oth. pea/ibHbix bmaob pa-6otw, KOTOpbie MMetoT peujatoLuee 3Ha4eHMe a/in ynpa8/ieHMH xo/jom ne4M KaK b TeMeHHM Bbino/iHeHMR pacnnaBneHun KaK n bo BpeMfl yme pacn/iae/ieHHoPi 3arpy3KM.
OnTMMM3aunfl pa6oTbi ne^M He orpaHM4eHa TOflbKO Ha onpe-flenehne ycnoBMfi ana flocTM>kehmfl caMoR 6onbLuo(i moluhoctm
Ha ayre ne4M m/im «e Ha MaKCMMa/ibHoe SHepreTMnecKoe mc-n0/ib30BaHkie, a pacnpooTpaHHHTCfl ot SHepreTkmecKoro Ha onTMMH3aumo pacMeTa, KOTOpaR 6epeT bo BHMMaHMe He ToribKo 3HepreTM4ecKkie m nocTonHHbie pacxoflbi euie pacxoflbi Ha orHeynopHbiti MaTepna/i m /inn 3aTpaTy rpa<t>MTHbix 3/ieKTpofl.
PacMeTbi no sHeprmi n npoHMX pacx0fl0B bo BpeMH M3roTO-B/ieHUfi n/iaBKM C M3MeHReMblMM COCTOHHMMMM pa60Tbl flaKJT B03M0WH0CTb oueHMTb pa3Hbie BMflbi pacnnaB/ieHMH b sneKTpo-4yr0B0fi ne4n. Pe3y/ibTaTW onTHMniaunn pacxoaoB noflTBepfiM-nM npaBunbHOCTb pa6oTbi k/iaccM4ecK0M ayroBoPi ne4M 6o/ib-luom moluhoctm npM hm3kmx (J)a3ax cos (p MeHe 0,60 (KOpOTKan ayra), OTHocMTe/ibHO npaBMflbHocTb pačoTbi C0BpeMeHH0M ny-roBoii nenM c naHennMM Ha oxna>KfleHMe c boaom npn (t>aKTopax cos (p CBbiLue 0,82 (fl/iMHHan ayra), npMBefleHw yKa3aHMH /j/ih 4eM 6o/iee 6/iaronpMHTHoe ynpaB;ieHMe npoueccoM c tohkm 3pehmfl pacxoaoB b tenehmm n3r0t0bnehmfl nnabkm.
PaCCMOTpeHa B03M0>KH0e TOflOBO npOM3BOflCTBO 3/ieKTpM-^ecKofi flyroBofi nenn b OTHOLueHMM Ha ncn0/ib30BaHMe BpeMe-hm pa6oTbi, Beca 3arpy3KH, yflenbHO(i moluhoctm nonepe^Hora TpaHC(t>OpMaTOpa m 3aBMCMMOCTM ot Heo6xOflMMOM fl/lMTe/lbHO-ctm npouecca b ayr0B0(i ne4M.





Sodobna tehnologija izdelave dinamo jekel po duplex
postopku EOP+ V (O)D
B. Koroušič*, J. Triplat**, J. Arh**	UDK: 669.14.018.5
ASM-SLA: ST-f
Z izgradnjo VOD naprave v stari jeklarni železarne Jesenice so se odprle nove možnosti za izboljšanje klasične tehnologije izdelave dinamo jekel, ki je detajlno opisana v naših publikacijah (1, 2, 3, 6).
Nova tehnologija izdelave dinamo jekel v železarni Jesenice sloni na naslednjih delovnih fazah (3, 6):
A)	EOP:
—	raztalitev vložka v EOP-peči z ekscentričnim prehodom (EBT) z nominalno težo 85 ton in transformatorjem moči 65 MVA,
—	oksidacija ogljika s plinskim kisikom,
—	gretje taline,
—	prebod.
B)	Priprava taline za VOD:
—	posnemanje pečne žlindre iz ponovce,
—	dodatki za novo žlindro.
C)	VOD:
—	razogljičenje z lastnim kisikom oziroma delna oksidacija s plinskim kisikom,
—	legiranje taline s 75 % FeSi in Al (delno s FeMnA),
—	razplinjanje pri nizkem vakuumu.
D)	Litje:
—	klasično litje v brame (stara jeklarna) in kontilitje v slabe, debeline 160 do 250 in širine 800 do 1600, z vrtljivim stolpom za sekvenčno litje (nova jeklarna).
Železarna Jesenice proizvaja številna kvalitetna jekla, kot so mikrolegirana konstrukcijska jekla, jekla za globoki vlek, jekla za elektro industrijo, nerjavna avstenitna in feritna jekla.
Letna proizvodnja v letu 1984 je znašala 474.709 ton, od tega 65 % po SM-postopku in 35 % po elektro postopku v kombinaciji z VOD in TN-postopkom.
Večji del te proizvodnje je ploščati (70 %) program, ostalo pa žični ter profilni. Največji de/ omenjene proizvodnje se odlije v klasične brame, medtem ko manjši del, cca 60.000 ton, pokriva konti litje (gredice).
Namen članka je, da predstavi rezultate najnovejših raziskav in razvoj tehnologije izdelave dinamo jekel v Železarni Jesenice.
Blaženko Koroušič, hab. doc. dr. mag. dip. inž. met., — Metalurški inštitut Ljubljana
** J. Triplat, J. Arh — Železarna Jesenice
ANALIZA TEHNOLOGIJE IZDELAVE DINAMO
JEKEL PO POSTOPKU EOP + VOD
V stari elektrojeklarni v železarni Jesenice je instalirana VOD-naprava, nominalne kapacitete 651, v kateri se od julija 1984 izdelujejo različne vrste dinamo jekel, medtem ko v novi jeklarni od leta 1987 obratuje nova 80-ton-ska VOD-naprava.
VOD-napravi je priključena tudi naprava za legiranje z 10 silosi. Legiranje je možno pod vakuumom, kakor tudi
VOD - obdelava VOD - treatment
vrsta jekla : DINAMO JEKLO steel grade . DVNAMO STEEL
1.
Saržiranje in
taljeni«
Charge und melt dovvn
2
Pihanje kisika m ogrevanje 0xygen lancing and overheating
3. 4. Prenos ponovce.
odstranjevanje žtonfre Prebod priprave za VOD
Ladle transfer.desiagging Tapping and preparation for VOO
Q	M
Temp.PC) 1600 1760	1757111	1730 1690 i
Cas (min) 40	4	21
Time
1730 1690119 21
5.
Vakuumsko razogljičenje Vacuumdecar-burization
6
Dodatek legur
Addition of alloys
Vakuumsko odplin-janje+odiveplanje
Vacuumdegassing + desulphunsation
8.
Legiranje in nastavitev temperature Trim atloying and adjustment of tee-ming temperature
M
1570
1540
10i2
dodatki - additions 68000 kg
Analiza -Analysis v-in */. (ppm) C Si Mn P S CrCuNiOfl 1. 0,55 0,07 0.25 0.019 0.047 0,20 Q 23 0.20 2
3	1757±11°C
4.0.024 0.01 0.17 0.015 Q035 0,14 0,21 0.13 851 1682i19°C 5.0.005 0.01 0.13 0.009 0,032 0,12 0.21 0.15 361 1619 ±20°C FeSi75+At+CaO.
<-CaF2 ♦ dodat, za žlindro Slag additions
Slika 1.
Shematska ponazoritev poteka izdelave šarže kvalitete dinamo jekla v Železarni Jesenice
Fig. 1
Schematic presentation of making melt for dynamo-sheet steel in Jesenice Steelworks
pri odprti ponvi. Vakuumske črpalke sestojijo iz dveh obročnih vodnih črpalk in štirih parnih ejektorjev.
Na si. 1 je prikazana shema VOD-naprave v železarni Jesenice.
Tehnologija proizvodnje dinamo jekel po dupiex-po-stopku E0P + V(0)D tudi v svetu ni tako razširjena in je zato v strokovni literaturi za to temo zelo malo uporabnih podatkov.
Priprava taline za VOD-napravo
—	taljenje vložka;
—	oksidacija ogljika in odprava fosforja;
—	ogrevanje taline.
Vložek je sestavljen iz lastnega odpadka ter starega železa, in sicer tako, da je zagotovljena vsebnost ogljika v prvem preizkušancu med 0,30 in 0,50 %. Dosedanje izkušnje so pokazale, da je pri teh količinah ogljika možno v fazi oksidacije brez večjih problemov doseči potrebne visoke prebodne temperature, ki se gibljejo okrog 1750-1760° C.
Pri izvajanju faze oskidacije je potrebno zagotoviti takšne pogoje, da imamo po prebodu taline in odstranitvi pečne žlindre pred vakuumom 0,04—0,05 % C in določeno vsebnost Mn, ki naj se giblje med 0,10 in 0,20 % Mn.
To tehnološko zahtevo dosežemo s primerno tehnologijo pihanja kisika in dinamiko vodenja izdelave šarže v peči.
Tehnološke faze v VOD-napravi
VOD-naprava v železarni Jesenice, kapacitete 70 ton, ki jo je izdelala firma STANDARD-MESSO, sestoji iz obzidane vakuumske komore, argonskega priključka za VOD-ponovco in vakuumskega sistema. Na plašču pokrova je opazovalna odprtina z loputo in TV-kamero ter cevni nastavek za kisikovo kopje in 500-litrska posoda za legiranje z dvojnimi zvonastimi zaporami, ki omogočata legiranje pod vakuumom (si. 2).
Para
Kisikovo kopje Oxygen lancf
Hladilna voda t nI ' !1 1
i j [ • iii i i i i 11 11 iiii II''
te
Odpadni
plini Waste gas
Odpadni
plini Waste gas
Vbdne črpalke Water pumpe Črpalka za
M
odplake Pump for vvaste
Praktične izkušnje in analiza rezultatov številnih šarž z matematičnim modelom je pokazala, da v fazi pred va-kuumiranjem lahko izvršimo le dve operaciji:
—	pri vsebnosti Mn pod 0,10 % korigiramo vsebnost Mn s FeMn affine,
—	pri temperaturi taline pod 1650° C dodamo primerno količino Al za popravek temperature.
Oba parametra, kakor tudi izračun potrebnega pihanja kisika (glede na vsebnost ogljika v talini) in količino dodanega Al, izvedemo na osnovi računalniškega programa.
Po vključitvi vakuumskih črpalk tlak začne hitro padati, istočasno začne talina tudi kuhati, kar pomeni, da se je pričela oksidacija ogljika.
Hitrost razogljičenja je v prvi fazi skoraj linearna in njeno odvisnost za izbrane pogoje definiramo z enačbo:
^ = f(C(s)-C(e))+f(QAr)+f(ao(s)) + f(Qo2), ... (1)
dt
kjer pomeni
C(s); C(e) — startni oziroma ravnotežni ogljik, QAr	— intenziteta mešanja taline z Ar (L/min),
ao(s) — startna aktivnost kisika, Oq2	— intenziteta pihanja kisika (m302/h).
V drugi fazi vakuumske oksidacije hitrost začne pojemati, kar pripisujemo spremembi mehanizma transporta ogljika in taline na fazno reakcijsko površino s plinsko fazo.
Časi vakuumske oksidacije se gibljejo med 10—28 minut, odvisno od startne vsebnosti ogljika, temperature, intenzitete mešanja taline in dr. V celotnem času vakuumske obdelave temperatura enakomerno pada s povprečno hitrostjo okrog 1,5—2,0° C/min. v odvisnosti od termičnega stanja VOD-ponovce pred prebodom, intenzitete mešanja, količine dodatka apna in dr.
Legiranje jekla in dodatki za žlindro
Pred pričetkom faze razplinjanja izvršimo legiranje taline, ki ima v povprečju pred legiranjem naslednjo povprečno kemično sestavo:
% C
%Si
Mn
0.006
0,01
0,20
0,0310
0,009
Kisikova sonda Patmeter
Separator za vodo Separator for vvatef
KI. K2.K3- Konderaatooi
Condersers si.sn. smA.smB-
Parni ejektorji Steam ejectors
Slika 2.
Shema 70-tonske VOD-naprave v stari jeklarni v Železarni Jesenice
Fig. 2
Scheme of 70 ton VOD set-up in the old steel plant in Jesenice Vakuumska oksidacija
Po prebodu taline v VOD-ponovco izvršimo posnemanje žlindre in postavimo ponovco v vakuumsko komoro.
Korekcijo kemične analize izvedemo s pomočjo linearnega programa, ki je del računalniškega programa, pri čemer se upošteva tudi toplotna bilanca taline.
Natančnost legiranje je povsem zadovoljiva zaradi natančnega algoritma za izračun izkoristka elementov, ki sloni na funkcionalni odvisnosti:
ETA(X) = F(ao) + F(DX) + F(QJ,	(2)
kjer pomeni:
F(a0) — funkcionalna odvisnost od aktivnosti kisika
pred legiranjem, F(DX) — funkcionalna odvisnost od količine dodanega elementa X,
F(Qm) — funkcionalna odvisnost od teže šarže.
Standardne vrednosti legiranja Si in Al se gibljejo v mejah:
Si ±0,07% Al ±0,04% Mn±0,05 %
Večino odstopanj lahko pripišemo vplivu teže šarže ter nihanjem v kemični sestavi legur (si. 3).
7. Al	'/.Mn	7. Si
Slika 3.
Porazdelitev Mn, Si, Al v talinah kvalitete dinamo jekla po legi-ranju
Fig. 3
Distribution of Mn, Si, Al in the melt for dynamo-sheet steel after alloying
"~8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 t (min)
Slika 5.
Kinetika odprave žvepla med degazacijo v VOD-napravi. Fig. 5
Kinetics of desulphurisation during degassing in the VOD set-
up
A (S) = (So "Se ) /So CaO + MgO+AljOs* CaF2 + SiO 2=96% (Ca0*Mg0):Al203 = 2 Si = 1.87. Al =0,2907.
Faza razplinjanja in razžveplanja jekla
Po končanem dodatku legur v talino dodamo še dodatke za žlindro, in sicer: CaO in CaF2. Količina dodatkov se izračuna na osnovi matematičnega modela, ki sloni na poznavanju kapacitete žvepla sintetične žlindre tipa:
55 % (CaO + MgO) + 30 % Al203 +15 % CaF2
in bilance žvepla v jeklu in žlindri pred procesom razplinjanja in razžveplanja in po njem (4, 5).
Na kapaciteto žvepla ima precejšen vpliv vsebnost CaF2 v žlindri, ker znižuje tališče in s tem direktno vpliva na fluidnost žlindre (si. 4).
Zaradi intenzivnega mešanja jekla s sintetično žlindro in zelo ugodnih termodinamičnih pogojev (aktivnost kisika znaša okrog 1 ppm) poteka intenzivna izmenjava žvepla med talino in žlindro (si. 5).
tncni u U
20
CaO + MgO +Al20s *CaF2 + Si02 = 967. _(CaO+MgO) :A1203 = 2 Si = 1,87. Al =0,2907.			
			
			
			
			
			
0	5	10	15
(7. CaF2)
Slika 4.
Vpliv dodatka jedavca na porazdelitev žvepla iA§La,nl pri od-
% S
žveplanju dinamo jekel v VOD-napravi Fig. 4
Influence of added fluor spar on the distribution of sulphur (/o S)/% S-a|0| in desulphurisation of dynamo-sheet steel in the VOD set-up
Na osnovi poznavanja izhodne in zaželene ali načrtovane vsebnosti žvepla ter kinetike razžveplanja lahko zelo natančno določimo čas obdelave v vakuumu, ki se giblje med 15 in 30 min.
V tem času poteka tudi odprava vodika in oksidnih vključkov.
Povprečne vsebnosti žvepla v končnih preizkušancih za večje število šarž ležijo med 70 in 90 ppm.
Kemična sestava žlindre po končanem razžveplanju ima tipično sestavo:
55,5 % (CaO + MgO); 28,1 Al203; 12,6 % CaF2 3,6 % Si02; 0,50 % (FeO + MnO).
Matematični model za VOD-proces
Računalniško podprti program VODES omogoča kompletno vodenje izdelave šarže v VOD-ponovci. Program je sestavljen iz več delov:
VODES-,
|-informacije o jeklih, legurah, dodatkih bkontrola procesa oksidacije ogljika v vakuumu
I
[-legiranje in izračun dodatkov za žlindro Lrazplinjanje in razžveplanje
Pred pričetkom izdelave šarže operater vnese preko video-terminala naslednje tehnološke parametre:
—	številko šarže,
—	šifro jekla,
—	temperaturo taline,
—	intenziteto pihanja kisika (m302/h) — v primeru VOD.
V naslednji fazi dobi skozi dialog vse potrebne podatke o potrebni količini kisika za pihanje, količini dodatka FeMn affine ter času trajanja vakuumske oksidacije.
Dinamo jeklo	Program Vodes
Silicon steel	Program Vodes
Datum:	28-avg-86	Čas: 8.50	Verzija	Vodes
Date:	28-aug-86	Time: 8.50	Version	Vodes
TEHNOLOŠKI PODATKI: TECHNOLOGICAL DATA:
Vrsta jekla — Steel grade .....................= EVC 17
Šifra jekla — Steel code......................= 12
Teža taline v VOD-ponovci (kg) — Charge vveight in VOD (kg) .........= 68000.00
Začetna temp. v VOD-ponovci (° C) — Initial VOD temp. (° C)..........= 1643.00
Št. šarže - Heat No........................= 117362.
Poraba kisika — Consumption of oxygen	= 186. m3 — 186 m3
Čas pihanja	= 12 min. in 22 sec.
pri pretoku kisika	=900. m3/h
Blovving tirne	= 12 min. and 22. sec.
by oxygen rate	= 900. m3/h
Izračunani dvig temperature po oksidaciji ALUMINIJA	= 28. °C
Computed temperature incrise after ALUMINIUM oxidation	=28.0C
Izračunana temperatura pred vakuumsko obdelavo	= 1671. °C
Computed melt temperature before vacuum treatment	= 1671. °C
Relativna hitrost razogličenja (%) Relativne decarburisation rate (%)
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
Min i i i i l l t il	i i i			m302
	%C	PPM O	°C	
		463.	1671.	■i c. n
				I O.U
		440.	1670.	30.0
		417.	1670i	45.0
4 —> -	< 0.0394	393.	1670.	60.0
5 —> --	< 0.0367	369.	1669.	75.0
6 —>-	< 0.0339	344.	1669.	90.0
	< 0.0312	319.	1668.	105.0
8 —>-	< 0.0283	292.	1668.	120.0
9 —>-	< 0.0253	264.	1667.	135.0
	< 0.0221	233.	1667.	150.0
	< 0.0184	198.	1666.	165.0
	< 0.0159	174.	1666.	180.0
13 —>-	< 0.0147	162.	1665.	187.5
	< 0.0145	160.	1664.	187.5
15 —>-	< 0.0142	157.	1662.	187.5
	< 0.0139	154.	1661.	187.5
	< 0.0135	150.	1659.	187.5
	< 0.0131	145.	1658.	187.5
19 — > ——	< 0.0124	139.	1656.	187.5
20 — >	< 0.0114	130.	1655.	187.5
21 —i > ——	< 0.0111	127.	1653.	187.5
22 — > —	< 0.0108	124.	1652.	187.5
23 —>-	< 0.0104	119.	1650.	187.5
24 —>-	< 0.0097	112.	1649.	187.5
25 —>-	< 0.0086	101.	1647.	187.5
26 —>	< 0.0050	70.	1646.	187.5
Izračunani padec temperature po dodatku 1000 kg apna	in 100 kg CaF2 = 32°C.			
Computed loss of temperature after addition of 1000 kg lime and 100 kg fluorspar = 32°C.
Slika 6.
Protokol o dinamiki vakuumske oksidacije ogljika v 70-tonski VOD-napravi (računalniški izpis)
Fig. 6
Record of dynamics of vacuum oxidation of carbon in the 70 ton VOD set-up (computer record)
Legiranje	Ponovca v peči
Šifra Legura Cena	Teža	Vrednost	Cel. teža Cena legiranja
Code Alloys Priče	VVeight	Value	Tot. vveight Priče of alloy
din	kg	din	kg din/kg
10	FeSi 75	253.56	1513.	383598.31 28	FeMn	328.05	85.	27941.29 26	Al	613.49	346.	212494.81
11	FeMnHC	58.39	0.	0.00
12	SiMn	157.72	0.	0.00 90	Karburit	83.82	0.	0.00
Skupaj:	1944.	624034.44	69944.40	320.94
Total:	1944.	624034.44	69944.40	320.94
El Pred legiranjem Before alloying (%)	S. meja L. limit	Z. meja H. limit	Cilj Aim	KG. EL KG-EL	Izkor. Yield	Doseženo Achieved (%)
C 0.00 Si 0.02 Mn 0.16 Al 0.00	0.010 1.400 0.200 0.250	0.020 1.990 0.300 0.350	0.018 1.600 0.250 0.300	3.53 1150.38 75.68 370.14	0.93 0.96 0.85 0.56	0.010 1.599 0.253 0.296
Temp. pred legiranjem Temp. before alloy (°C)	Temp. po legiranju Temp. after alloy (°C)				Sprem. temp. Temp. change (°C)	
1613.		1621.			8.0	
Slika 7.
Protokol o legiranju dinamo jekel (računalniški izpis) Fig. 7
Record on alloying dynamo-sheet steel (computer record)
Odločitev o pihanju kisika prinaša računalnik na osnovi znane vsebnosti ogljika v talini pred vakuumom ter podatka o dodatku Al za ogrevanje taline.
V naslednji fazi avtomatično izračuna naslednje podatke:
Slika 8.
Vpliv izhodnega ogljika pred vakuumsko oksidacijo v VOD-na-pravi na kinetiko razogljičenja in vsebnost aktivnega kisika
Fig. 8
Influence of initial carbon content before the vacuum oxidation in the VOD set-up on the decarburisation kinetics and the content of active oxygen
—	količino dodatka FeSi 75, Al, FeMnA,
—	količino dodatkov v žlindro (CaO, CaF2),
—	temperaturo taline pred fazo razžveplanja,
—	čas trajanja faze razžveplanja,
—	končno temperaturo taline po prenosu VOD-po-novce iz vakuumske komore.
Pri izračunavanju dodatka ferrolegur program upošteva dejanske izkoristke elementov Si in Al glede na aktivnost kisika v talini pred dodatkom legur v talino.
Na si. 6 in 7 je predstavljen tipičen primer protokola računalniškega izračunavanja za fazo oksidacije ogljika in legiranja.
Zaradi analize VOD-procesa z matematičnim modelom poteka celotni proces vakuumske oksidacije ogljika v optimalnih pogojih.
Kot je razvidno s si. 8, dosežemo najnižje kisike po končani oksidaciji pri najvišji izhodni vsebnosti ogljika. Glede na to ugotovitev smo izvršili korekcijo tehnološkega predpisa v EOP, ki mora zagotoviti izhodno vsebnost ogljika med 0,04 in 0,05 % C.
Ekonomičnost VOD-procesa
Izdelava dinamo jekel po duplex-postopku EOP + V(0)D je ekonomičen postopek, če se zagotovijo optimalni tehnološki pogoji.
Zelo pomemben dejavnik je čas obdelave, s katerim je povezano termično stanje ponovce ter brezhibno mešanje taline z argonom.
Zaradi računalniško vodenega procesa je dana možnost optimalnega izkoriščanja časa, ker trajanje vakuumske obdelave v fazi oksidacije ogljika in razžveplanja
predstavlja okrog 70 % celotnega časa obdelave. S tem znatno vplivamo na porabo ognjevarnega materiala, temperaturne izgube in porabo aluminija za ogrevanje taline.
ZAKLJUČKI
Tehnologija izdelave dinamo jekel po duplex-postop-ku EOP + V(0)D je tudi v svetu redkost, zato so praktične izkušnje in razvita tehnologija v železarni Jesenice za jeklarje vsekakor zanimive.
Zlasti zanimiva je tehnologija vodenja procesa vakuumske oksidacije ogljika z uporabo računalniško podprtega sistema, ki omogoča operaterju lažje odločitve in prinaša uporabne tehnološke podatke, ki so zanesljivi in dostopni že pred pričetkom procesa.
Osnovne prednosti duplex-postopka E0P + V(0)D pri izdelavi dinamo jgkel so:
—	Izdelava taline v EOP je krajša in brez posebnih metalurških zahtev. Zahteva se intenzivna oksidacija ogljika, da bi znižali vsebnost dušika do minimalnih vrednosti.
—	Oksidacija ogljika v EOP se mora voditi tako, da ima talina pred pričetkom vakuuma v VOD-napravi optimalno vsebnost ogljika (0,04—0,05% C).
—	Vakuumska oksidacija ogljika v vakuumu je hitra in zanesljiva, pri čemer se dosežejo vrednosti ogljika tudi do 50 ppm.
—	Legiranje Si se izvede s cenejšimi legurami, kar predstavlja občuten prihranek v strukturi stroškov (zamenjava čistega Si s 75 % FeSi).
—	Visok izkoristek legiranja s Si (ca. 96 %) zaradi nizke aktivnosti kisika (vsebnost Al leži med 0,25-0,35%).
—	Odlična in zanesljiva faza razžveplanja in doseganje nizkih vsebnosti žvepla (70—90 ppm).
—	Visoka livnost jekla in zadovoljiva čistoča jekla, kar je posebej pomembno za kontinuirano litje dinamo jekel v slabe.
—	Računalniško vodenje ključnih tehnoloških faz v VOD-napravi, kar ima številne prednosti v primerjavi s klasičnim vodenjem šarže.
LITERATURA
1.	Koroušič, B., O. Kurner, J. Arh: Prispevek k optimizaciji proizvodnje dinamo jekel, Železarski zbornik 17 (1983), 1, 9—14
2.	Koroušič, B., J. Triplat: Analiza vzrokov za visoko vsebnost celokupnega kisika pri izdelavi dinamo jekel, Poročila Metalurškega inštituta v Ljubljani, Ml 85-008 (1985)
3.	Arh, J.. B. Koroušič, J. Triplat: Production of Silicon Steels by the VOD Process in Iron and Steel VVorks Jesenice. Euro-pean Electric Steel Congress, Florence ltaly, 29th September — 1st October 1986
4.	Fruehan, R.J.: Desulfurisation of Liquid Steel Containing Aluminium or Silicon vvith Lime, Metali. Tran. B, Vol. 9 B. (1978), June, 287—292
5.	Schurmann, E., R. Bruder, K. Nurnberg, H. Richter: Beitrag zur Schwefelloslichkeit in Ca0-Al203-Schlacken, Arch Ei-senhuttenvves., 50 (1979), 4, 139—143
6.	Koroušič, B., J. Triplat, J. Arh, V. Prešern: Recent Development of the VOD proces for Manufacturing High-Quality Dy-namo Steel, VAD/VOD '86, 3rd. International Conference, Aachen, October 14.-17. 1986
ZUSAMMENFASSUNG
Technologie der Erzeugung von Dynamo Stahl nach dem Duplex Verfahren LB0-V(0)D ist auch in der Welt eine Selten-heit, desvvegen sind die praktischen Erfahrungen und die Ent-vvickelte Technologie im Huttenvverk Jesenice fur die Stahlwer-ke um so mehr interessanter. Besonders interessant ist die Technologie der Vakuumentkohlung mit der Anwendung eines Rechnerunterstutzten Systemes, vvelches dem Bedienungs-mann die Entscheindungen leichter macht, durch die zuverlasi-gen technologischen Daten, die schon vor dem Prozessanfang zur Verfiigung sind.
Die Vorteile des Duplex Verfahrens EOP + V(0)D bei der Erzeugung von Dynamo Stahl sind:
— Die Erzeugung der Schmelze im LBO ist kurzer und ohne besonderer metallurgischer Anspruche. Eine intensive Kohlenstoffoxydation zur Reduzirung des Stickstoffgehaltes ist erfolderlich.
—	Die Frischperiode im LBO soli so gefiirt vverden, dass vor der Vakuumentkohlung in der Schmelze ein optimaler Kohlenstoffgehalt von 0,04 bis 0,05 % vorliegt.
—	Die Vakuumentkohlung ist schnell und zuverlassig, wo-bei Kohlenstoffgehalte auch bis zu 50 ppm erreicht vverden.
—	Das Legieren von Si wird mit relativ billigem FeSi 75 durchgefiirt (fruher Si Metali).
—	Ein hohes Ausbringen von Si (ca. 96 %) ist bedingt durch die niedrige Sauerstoffaktivitat der Schmelze (Al Gehalt ist zvvischen 0,25 und 0,35 %).
—	Erreicht vvird ein tiefer und zuverlassiger Endschvvefel-gehalt (20 bis 90 ppm)
—	Gute Vergiessbarkeit und ein zufriedenstellender Rein-heitsgrad sind besonders vvichtig fur das Stranggiessen von Dynamostahl.
—	Fuhrung der entscheidenden technologischen Phasen in der VOD Anlage durch Rechner, vvas im Vergleich zur klassi-schen Fuhrung unzahlige Vorteile hat.
SUMMARY
Manufacturing dynamo-sheet steel by the duplex EAF + V(0)D process is not a common practice even in the vvorld. Thus the practical experiences and developed technology in the Jesenice Steelvvorks are in any čase interesting for steel-makers.
Especially interesting is the process control of vacuum oxi-dation of carbon by a computer aided system vvhich facilitates the decision of the operator and gives useful technological data vvhich are reliable and accessable before the beginning of the process.
Basic advantages of the EAF + V(0)D duplex process in manufacturing dynamo-sheet steel are:
—	Melt making in EAF is shorter and vvithout special metal-lurgical demands. Intensive oxidation of carbon is desired in or-der to reduce nitrogen content to minimum.
—	Oxidation of carbon in the EAF must be controlled in such a way that the melt has the optimal carbon content (0.04 to 0.05 %) before the beginning of vacuum treatment in the VOD set-up.
—	Vacuum oxidation of carbon is fast and reliable and it enables to reduce carbon content even to 50 ppm.
—	Alloying of Silicon can be made vvith cheaper alloys vvhich means perceptible cost savings (using FeSi 75 instead of pure silicon).
—	High alloying yield of Si (about 96 %) is achieved due to lovv oxygen activity (Al content is 0.25 to 0.35 %).
—	Excelent and reliable desulphurisation enables sulphur contents as lovv as 70 to 90 ppm.
—	High castability of steel and satisfactory purity is essen-tial for continuous casting into slabs.
—	Computer control of basic operational steps in the VOD set-up has numerous advantages compared to the standard control of the process.
3AKJ1KDMEHME
TexHonomH n3r0T0B/ieHHR /jMHarviHbix CTanePi aynnekc cno-co6om E0P + V(0)D npuMeHfieTCFi b Mnpe noka eme flOBO/ibHO peflko m, n03T0My, npaKTMMecKue onbiTbi n pa3Bmne TexHo.no-rm b meta^nyprnmeckom 3aboae >Ke/ie3apHa EceHnue npeflCTaB/iflioT co6om ann cia/ieBapoB 3HaHMTe/ibHbiM MHTepec.
B oco6eHHocTn MHTepecHa TexHonorMR Bbino/iHeHUR npo-uecca OKkicneHna ymepoaa b bakyyme c npumehehmem co-flePiCTBMH paCMeTHOki CMCTeMbl, KOTOpan flaeT b03m0>KH0CTb flncneTMepy nerMe npuHflTb peiueHHe, Tak KaK aocTaB/iReT Becb-Ma cymecTBeHHbie TexHo;iorMHeckMe aaHHbie, KOTOpbie He To;ib-ko Haae>KHbi, a Tak>Ke ywe ,qocTynHbi ao caMoro nakana npo-uecca.
OcHOBHbie npenMymecTBa flyn/iekc-npoLiecca E0P + V(0)D npn M3r0T0BJieHMM flMHaMHbix CTanePi c/ie,nyKDLUMM:
—	M3TOTOBrieHMe pacn/iaBa b ayroBoPi neMU kopoMe 6e3 oco6bix MeTa/inyprn4ecKMX TpečoBaHnn. Tpe6yeTCR TO/ibkO mh-TeHcuBHoe OKMcneHHe yr/iepoaa c ue/iby CHUMeHUB co,nep>Ka-HMR a30Ta Ha MMHMManbHoe 3HaneHne.
—	okuc/ieHMe yrnepoaa b ,ayroBoft ne^n Haao Bbino/iHRTb TakMM očpasoM, 4To6bi pacnnaB ao nakana flePiCTBMR eakyyMa b
ycTpoficTBe HMe/i onTMMaribHoe co,qep>KaHMe yrnepoaa (0,04-0,05 % C).
—	BaKyyMHoe okkic/ieHMe ymepoaa b BakyyMHOM ycTpo(icTBe b ocymecTBnneTCH čbicipo m Haae>KHo npn HeM no-jiyHafOTCfl 3HaHeHMfl Ha yr/iepoa ot 0,03 ao 0,05 %.
—	nerMpoBaHMe c KpeMHMeM Bbino/iHReTCR c 6onee aeiiie-BbiMM cn^aBaMM, mto npeacTaB/ifleT 3aMeTHoe c6epe>KeHMe b CTpykType pacxoaoB MecTO mmctoto kpeMHMR.
—	BbICOKMM BblXOfl JieTMpOBaHMR KpeMHMR COCTaB/lfleT npMČ/i. 96% npunMCbiBaeTCR hm3kom akTMBHocTM Kucnopoaa (co/iep>KaHMe a/ifOMMHMR cocTaB/iReT Me>Kfly 0,25—0,35 %.
—	npeBocxoAHaR m haae>KHaH <t>a3a yflanehmr cepbi c ero oneHb HM3KMM coflep>KaHneM 70—90 ppm.
—	Bbicokafl TeKynecTb cTa/im a TakMe e yaoBneTBopflioiueR HMCTOTa npeflCTaB/iReT co6o& petuaiomee 3HaneHne a/ih Henpe-
pblBHOTO JIMTbfl flMHaMHblX CTanefi B Cfifl6bl.
—	pacMeTHoynpaBneHMe K/iiOHeBbix TexH0/i0rM4ecKMx ct>a-3ax b ycTpo(icTBe wir packMcneHMR b BakyyMe MMeeT MHoro-MucneHHbie npenMyiiiecTBa b cpaBHeHMM c K/iaccM4eckMM M3ro-TOB/ieHMeM nnaBKM.

O manj znanih aspektih nateznega preizkusa
B. Ule*, J. Vojvodič-Gvardjančič**, Š. Strojnik**, K. Kuzman*
UDK: 620172.087.21 ASM-SLA: Q27a
Konvencionalne mehanske lastnosti jekel določamo največkrat z nateznim preizkusom. Ako pri tovrstnem preizkušanju izmerimo še maksimalni enakomerni razte-zek nateznega preizkušanca, lahko določimo tudi krivulje tečenja jekel, pri visokotrdnih jeklih pa celo lomno žilavost K,c.
1. UVOD
Pri običajnem nateznem preizkusu kovin in zlitin danes še vedno merimo skoraj izključno le mejo plastičnosti, natezno trdnost, kontrakcijo ter povprečni lomni raz-tezek, ki se nanaša na neko referenčno dolžino nateznega preizkušanca. Vendar pa tako natezna trdnost kot tudi povprečni lomni raztezek nista dejanski lastnosti duktilne kovine. Natezna trdnost namreč ne predstavlja stvarne napetosti v nateznem preizkušancu v trenutku loma, pač pa le neko fiktivno napetost, računano na začetni presek preizkušanca. Za inženirsko prakso pa je tudi tako definirana natezna trdnost nedvomno koristna, saj omogoča dimenzioniranje strojnih delov, tj. izračunavanje dopustnih napetosti, pri katerih praviloma še ne pride do znantne spremembe nosilnega preseka. Ker tudi povprečni lomni raztezek — za razliko od kontrakcije — ne popisuje zadovoljivo lomnega obnašanja duktilnih kovin, je M. Marinček1-3 že večkrat predlagal, da bi ga sploh opustili in raje merili največji enakomerni raztezek eu ter dejanski lomni raztezek ef, ki ga definiramo kot:

(1)
Boris Ule, dipl. inž. met. — Metalurški inštitut Ljubljana Stanovanje: Pijava gorica 52, 61291 Škofljica Rokopis prejet: 10. 2. 1988 Originalno publicirano: ŽZB 22/1988/2
J. Vojvodič-Gvardjančič, Š. Strojnik — Inštitut za metalne konstrukcije, Ljubljana
K. Kuzman — Fakulteta za strojništvo, Ljubljana
sreden rezultat nateznega preizkusa. Poleg tovrstnih diagramov pa so pogosto v rabi tudi diagramsko prikazane odvisnosti med tako imenovano pravo napetostjo ter pravo deformacijo. Prava nepetost, označili jo bomo s a, je definirana kot kvocient med natezno silo P ter dejanskim (ne začetnim) presekom A obremenjenega nateznega preizkušanca, medtem ko je prava deformacija e definirana prirastkovno kot:
de = dl/l= -dA/A
(2)
Identiteta (2) sledi iz ugotovitve, da je plastična deformacija strižni proces, ki ne vključuje spremembe volumna. Za e dobimo:
.( — — = —In — = ln— a. A	A„ A
(3)
Tako definirano pravo deformacijo pa imenujemo tudi logaritemska deformacija.
V diagramu na si. 1 je prikazana odvisnost prava napetost—prava deformacija, kot sledi iz inženirske krivulje napetost—deformacija. Dejansko ta odvisnost odsli-kava utrjevanje polikristalne kovine, ki ga po Ludvvik-Hol-lomonu4 5 lahko zapišemo s potenčno funkcijo oblike:
a = Cen,	(4)
Prava napetost -prava deformacija (o-e)
pri čemer je A0 začetni presek nateznega preizkušanca, A, pa lomni presek tega preizkušanca.
V pričujočem zapisu bomo pomen obeh raztezkov teoretično obdelali ter njih utemeljeno rabo eksperimentalno potrdili.
2 TEORETIČNI DEL
Odvisnost med nominalno napetostjo o* ter povprečnim raztezkom A l/l0 je običajno prikazana v obliki inženirskega diagrama napetost-deformacija kot nepo-
m
o &
o 2
Inženrska krivulja
^napetost-deformccija
v (0#-«>
Ef
Deformacijo e, £ Slika 1.
Diagram prava napetost—prava deformacija, kot sledi iz inženirske krivulje napetost—deformacija nateznega preizkusa
Fig. 1
Plot of true stress vs. true strain as obtained from the engi-neering stress—elongation curve of the tensile test
pri čemer je C konstanta, imenovana trdnostni koeficient, n pa je eksponent deformacijskega utrjevanja kovine.
Pri nateznem preizkusu doseže obremenitev P svojo maksimalno vrednost Pmax v trenutku tako imenovane na-tezne nestabilnosti, ko plastična deformacija postane nehomogena in ko nominalna, tj..inženirska napetost doseže svojo ultimativno vrednost OuTS enako Pmax/A0. Analitično je ta točka v diagramu prava napetost—prava deformacija definirana s pogojem za stacionarno stanje:
dP „ . dA , . da ~ - = ■& in a--hA — = ■©,
de
de
de
saj velja: P = Aa
Ker je tudi de= -dA/A, sledi nadalje:
. . A do „ -Act-I--= Q
(5)
de
oziroma:
do
de"
- = CT
(6)
S substitucijo funkcije (4) v izraz (6) dobimo za maksimalni enakomerni raztezek eu vrednost:
£u = n,	(7)
kjer je n že omenjeni eksponent deformacijskega utrjevanja kovine. Ker smo povprečni raztezek e definirali kot:
c_AIJ-l0_A0 1 l„ L A '
(8)
C = o*UTS^j e = 2,71828...
(12)
Očitno lahko oba parametra potenčne funkcije (4), namreč konstanto C ter eksponent utrjevanja n določimo kar enostavno iz inženirskega diagrama napetost— deformacija, kot ga dobimo pri nateznem preizkusu. Ta ugotovitev je pomembna na primer za tehnologijo preoblikovanja v hladnem, kjer veljajo krivulje tečenja — tako imenujemo odvisnost med pravo napetostjo ter pravo deformacijo — za temeljne karakteristike materiala.
Krivulje tečenja določamo običajno z diskontinuira-nim tlačnim preizkusom valjastih preizkušancev, pri če-
mer z uporabo teflonske folije na kontaktnih površinah zmanjšamo trenje do zelo nizkih vrednosti (računamo s koeficientom trenja 0,024). Na ta način dosežemo skoraj povsem homogeno nakrčevanje preizkušancev. Žal pa tovrstne preizkuse lahko opravimo le v bolje opremljenih laboratorijih, medtem ko običajni natezni preizkus, žice za preoblikovanje v hladnem na primer, lahko izpeljemo v vsaki mehanski preizkuševalnici. Z enačbami (7), (9) in (12) nato določimo eksponent n ter konstanto C, s tem pa je definirana potenčna funkcija (4), namreč krivulja tečenja materiala.
Druga pomembna lastnost materiala, ki jo v nekaterih primerih lahko določimo pri nateznem preizkusu, pa je lomna žilavost K,c. Lomna žilavost oziroma kritični napetostni intenzitetni faktor, kot se tudi imenuje, se v linearni mehaniki loma uporablja kot merilo za odpornost materiala s planarnimi diskontinuitetami proti krhkemu lomu. Težava, na katero včasih naletimo pri merjenju lomne žilavosti, je metodološke narave. Lomna žilavost Klc namreč postane lastnost le materiala (pri znani hitrosti obremenjevanja ter znani temperaturi) šele tedaj, ko so pri merjenju doseženi pogoji ravninskega deformacijskega stanja, tj., ko debelina standardnega CT-preizkušan-ca za določevanje lomne žilavosti (Compact Tension Speciment) preseže neko minimalno vrednost, določeno z izrazom:
B > 2,5 (K,c/ays)2,
(13)
dobimo končno za maksimalni pravi enakomerni raztezek izraz:
eu = ln (l + eu),	(9)
pri čemer je eu maksimalni povprečni enakomerni raztezek, kot ga dobimo iz inženirskega diagrama sila—deformacija nateznega preizkusa.
Določimo sedaj še konstanto C iz potenčne funkcije
(4).
Ko natezna sila P in z njo enakomerni raztezek e dosežeta svoji maksimalni vrednosti Pmax oziroma eu, dobimo za pravo napetost a, upoštevaje izraz (4):
a = C e"	(10)
Ker je pri tem tudi:
a = aUTS 0 + eu).	(11)
pri čemer pomeni auTS nominalno napetost pri Pmax, tj. natezno trdnost kovine, kot sledi iz inženirskega diagrama nepetost—deformacija, dobimo, upoštevaje enačbe (7), (9), (10) in (11), za konstanto C:
pri čemer je B debelina CT-preizkušanca v mm, ays je meja plastičnosti v Nmm~2, K,c pa je, kot rečeno, lomna žilavost v Nmm-3'2. Faktor (K,c/ays)2 v izrazu (13) določa velikost plastične cone, razvite ob vrhu utrujenostne razpoke CT-preizkušanca. Ta cona mora biti zadosti majhna v primerjavi z dimenzijami preizkušanca, če naj ostane makroskopsko obnašanje preizkušanca pri obremenjevanju linearno elastično. Ogosto se zgodi, da debeline strojnih delov ali delov konstrukcij bodisi niso zadostne, da bi iz njih izdelali veljavne CT preizkušance bodisi nimamo na voljo ustreznih naprav za merjenje lomne žilavosti bodisi potrebujemo le okvirne vrednosti za K(c za prve, grobe ocene dopustnih velikosti napak na konstrukcijah. V takšnih primerih lahko za določevanje lomne žilavosti uporabimo kar natezni preizkus, saj sta G. T. Hahn ter A. R. Rosenfield6 prav na modelu nateznega preizkusa zasnovala svojo polempirično koncepcijo določevanja lomne žilavosti. Upoštevala sta, da so razmere v korenu obodne zareze na cilindričnem nateznem preiz-kušancu analogne razmeram pri gladkem cilindričnem nateznem preizkušancu z močno zoženim vratom (si. 2). Ker je duktilna ločitev materiala deformacijsko kontroliran proces, morajo lokalne deformacije v korenu zareze oziroma na mestu zoženja doseči neko kritično vrednost. Odpiranje ustja zareze (razdalja med točkama A in B na sliki 2, označena z 8t) postane pomembno, kakor hitro ga lahko povežemo z lokalnimi deformacijami v korenu zareze oziroma na mestu zoženja. Širina cone intenzivne plastične deformacije pa ni konstantna, ker je v pogojih ravninskega deformacijskega stanja odvisna od eksponenta deformacijskega utrjevanja n. Gerberich7 je opazil, da z naraščanjem eksponenta utrjevanja n narašča tudi X (n), intenziteta deformacij pa pada, kot je to prikazano na si. 3. Strižno deformacijo v korenu zareze lahko zapišemo v obliki8:
Y = |/Mn)
(14)
Jedkanja plastične cone kažejo, da deformacija v tej coni ni enakomerna, zato lahko predpostavimo linearno porazdelitev deformacije, nadalje pa predpostavimo tudi,
£f = ln
A,
(18)
Upoštevaje zvezo med X (n)crit ter eksponentom defor-macijskega utrjevanja n, dobimo iz enačbe (17) za 8, crit izraz:
X(r»2)

X(r»,)
-£fnax	y -
8,
2Mn) oziroma ob lomu:
8, = 8, crl„ emax = e; in X (n) = X (n)crit, tako da je:
(15)

5,
(16)
2 X (n)cr„
Hahn in Rosenfield6 sta pri jeklih našla odvisnost X (n)crj, = 0,025 n2, ako sta širino plastične cone merila v metrih. Izkoristila sta še spoznanje Mc Clintocka9, ki je izračunal kritično pravo deformacijo e*, potrebno za koalescenco mikropraznin pri duktilnem tipu nukleacije mikrorazpok. Velja namreč:
* Ej e, =-, ' 3
(17)
pri čemer smo z e, označili pravi lomni raztezek, ki smo ga na osnovi izraza (3) definirali kot:
S,
0,05 £f n2
(19)
Eksperimenti Robinsona in Tetelmana10 kažejo, da se v pogojih ravninskega deformacijskega stanja odvisnost med 8, in K, približuje Dugdalovemu približku:
8, = ^
K
E av.
(20)
Slika 2.
Model ravninske deformacijske plastične cone v korenu zareze obremenjenega preizkušanca
Fig. 2
Model of plane deformation plasticity zone in the notch root of loaded test piece
aE ays ^
S substitucijo izraza (19) za 8, crjt, ko postane K, enak K|C, dobimo iz enačbe (20) končno:
k,„-]/2
,05 s,ngE gv.
Slika 3.
Vpliv eksponenta deformacijskega utrjevanja na obliko plastične cone
Fig. 3
Influence of the strain-hardening exponent on the shape of plasticity zone
da je povprečna deformacija e v področju intenzivne plastične deformacije enaka y/2. Za maksimalno deformacijo pri nategu zato dobimo:
(21)
Korelacija (21) je polempirična, izpeljana z upoštevanjem statistično ugotovljene odvisnosti med X (n)crit ter eksponentom utrjevanja n, zato moramo paziti na enote. Ako mejo plastičnosti ter modul elastičnosti izrazimo v MNm-2, dobimo Klc v MNm-3'2.
3. EKSPERIMENTALNI DEL 3.1 Izdelava krivulj tečenja
Za preizkuse smo uporabili štiri različne vrste mehkih žic, izdelanih iz nizkoogljičnih jekel, primernih za preoblikovanje v hladnem. Žica št. 1 je bila iz jekla 22 B 2, torej iz nizkoogljičnega, z borom legiranega jekla, medtem ko je bila žica št. 2 kvalitete QSt 36-3, iz jekla torej, ki ima zaradi nizke vsebnosti ogljika, silicija in žvepla povečano sposobnost preoblikovanja v hladnem. Obe žici sta bili ustrezno sferoidizacijsko žarjeni, saj njuno mikrostruktu-
20
10 i
Jtev lice	oznaka jekla	max. enakomerni raztezek	
		eu xK)0v7.	eu
1	22 B2	20	0,182
2	OSt 36-3	22	0,19«
3	ČSN11320	10	0,095
4	JMP 10	4.5	o.ou
4 8 12 16 20 24 28 32 36 40 44 Raztezek e x 100 V. Slika 4.
Rezultati nateznega preizkusa štirih preiskanih žic iz mehkih jekel
Fig. 4
Results of the tensile tests with four tested soft-steel wires
področje intenzivne plastične deformacije
ro sestavlja feritna matica, v kateri je enakomerno razporejen zrnati cementit. Žica št. 3 je bila deklarirana kot kvaliteta ČSN 11320 (po Češkoslovaškem standardu), žica št. 4 pa je bila iz domačega jekla, ki nosi oznako JMP 10. Obe žici sta bili torej izdelani iz nizkoogljičnega nele-giranega jekla, JMP 10 ima tudi zelo nizko vsebnost silicija. Vendar pa žici št. 3 in 4 nista bili sferoidizacijsko žarjeni, mikrostrukturo zato sestavlja feritna matica z otočki lamelarnega perlita.
Rezultati nateznih preizkusov vseh štirih preiskanih žic so zbrani v tabeli I, poleg tega pa še v diagramu na si. 4. Omenimo naj, da je bil premer vseh štirih žic enak, namreč 012,45 mm.
Iz značilnih oblik inženirskih diagramov sila—raztezek, prikazanih na sliki 4, lahko zaključimo, da sferoidiza-cija cementita ter sočasno siromašenje ferita z ogljikom vodi k povečanju maksimalnega dosegljivega enakomernega raztezka ter zmanjšanju trdnosti jekla. Skladno z enačbo (7) se zato poveča eksponent deformacijskega utrjevanja.
Tabela I: Rezultati nateznih preizkusov žic
Štev. Oznaka žice jekla
Meja plasti
Natezna trdnost
čnosti k,___2
N™-2 Nmm
Max. enakomerni raztezek
eu x 100 eu
%
1	22 B 2	354	419	20	0,182
2	QSt 36-3	293	345	22	0,198
3	ČSN 11320	381	452	10	0,095
4	JMP 10	481	558	4,5	0,044
800
700
600
| 500
tn 400 o
<u
CL
o
C
300
o >
o
200
100
										
		4		1						
										
										
										
										
			štev žice		oznaka jekla		C (Nmm"2)		n	
			1		22 B 2		685,4		0.182	
			2		OSt 36-3		579.5		0.198	
			3		ČSN 11320		621.6		0,095	
			4		JMP 10		669.0		0,044	
0.2
1.2
0.4 0,6 0,8 1.0 Prava deformacija e Slika S.
Krivulje tečenja izračunane na osnovi rezultatov nateznega preizkušanja žic
Fig. 5
Yie!d stress curves calculated from the results of tensile tests vvith vvires
Slika 6.
Krivulje tečenja izračunane na osnovi rezultatov diskontinuira-nih tlačnih preizkusov žic
Fig. 6
Vield stress curves calculated from the results of discontinuous compression tests vvith vvires
V diagramu na si. 5 so prikazane krivulje tečenja preiskanih žic, izračunane na osnovi rezultatov nateznih preizkusov, upoštevajoč enačbe (7), (9) in (12). Ob tem je potrebno omeniti, da so bile krivulje tečenja v diagramu na sliki 5 izračunane z upoštevanjem le ene same točke (Pmax, ej inženirskega diagrama sila—raztezek, saj je s to karakteristično točko določena tako trdnost jekla, kot tudi meja enakomernega raztezka.
Za primerjavo so v diagramu na si. 6 prikazane še krivulje tečenja istih žic, tokrat dobljene s pomočjo diskon-tinuirnega tlačnega preizkusa, po metodologiji, ki je že dolgo v rabi11. Tok krivulj je enak onemu s slike 5, enako je tudi zaporedje žic, namreč njihov medsebojni položaj v diagramu. Podobnost obeh diagramov najbolje dokazuje, da za izdelavo krivulj tečenja poleg diskontinuirne-ga tlačnega preizkusa enako dobro lahko uporabljamo tudi natezni preizkus. Pri žicah drobnega premera je na-tezni preizkus sploh edini mogoč.
Manjša odstopanja med obema diagramoma so pa posledica eksperimentalnih napak, ki se vedno pojavljajo, neodvisno od uporabljene metodologije. V tej zvezi naj navedemo le še, da za določevanje krivulj tečenja ni priporočljivo uporabljati kontinuirnega tlačnega preizkusa. Pri kontinuirnem tlačenju se namreč rada pretrga teflonska folija na kontaktnih površinah, kar pripelje do spremenjenih pogojev trenja v teku preizkušanja. Zato dobimo popačenje rezultatov, največkrat previsoke eksponente deformacijskega utrjevanja.
3.2 Določevanje lomne žilavosti jekla
Za določevanje lomne žilavosti smo izbrali jeklo za poboljšanje vrste Č.4734. Iz plošče, debeline 25 mm,
0 O)
01
oznaka jekla
(Nmm"2)
22 B2
OSt 36-3
ČSN11320
JMP*)
Q0606
0,2 0/ 0,6 0,8 1,0 Prava deformacija e
smo izdelali nekaj standardnih CT-preizkušancev, debeline 18 mm, ter nekaj cilindričnih nateznih preizkušancev, premera 10 mm. S kaljenjem v vodi ter popuščanjem pri 360°C je bila dosežena meja plastičnosti 1300 Nmm-2 ter trdnost jekla približno 1500 Nmm-2. Kontrola merjenja trdote čez presek CT-preizkušanca so pokazala, da je kaljivost izbranega jekla zadostna ter je dosežena enovita mikrostruktura popuščenega martenzita preko vse debeline geometrijsko različnih preizkušancev.
Merjenje lomne žilavosti, skladno s proceduro BS 544712 oziroma ASTM E 399-74'3, je bilo opravljeno na Inštitutu za metalne konstrukcije v Ljubljani, rezultati merjenja pa so v obliki računalniškega izpiska prikazani v tabeli na si. 7. Dosežena pogojna vrednost KQ, ki je bila pri izbrani debelini CT-preizkušancev kar enaka lomni žilavosti jekla K|0, znaša 56,57 MNm~3/2.
Rezultati nateznega preizkusa, ki je služil za določevanje lomne žilavosti po Hahn-Rosenfieldu, so zbrani v tabeli na si. 8. za ilustracijo pa je na si. 9 prikazan še inženirski diagram napetost-deformacija tega nateznega preizkusa.
Začetni premer nateznega preizkušanca je bil, kot rečeno, 10 mm; premer s kontrakcijo zoženega dela preizkušanca v trenutku loma pa je bil 7,2 mm. Z uporabo enačbe (18) dobimo zato za pravi lomni raztezek e, vrednost:
PROOF STRESS RESULTS - RUN NUMBER 8
e, = ln
78,53 40.71"
0,657
K 1 C -- ASTM STANDARDS
IN ITI AL CRACK LEN6TH I n11 x a 1 Crack Length
FINAL CRACK LENGTHS at 25X Thickness at 50X Thickness a t 75Z Thicknes5 Minimum Crack Langth Surface 1 Crack Length Surface 2 Crack Length
CRACK PLANE Accepted<I ) Rejected(2)
mm mm mm mm mm mm
I 4
17. 17. IG. 14. 14. 14.
1
04
5 44 84 44
KIC RESULTS (ASTM ) Test: Specimen ID PI7280 Specimen Thickness 17.85 Specimen Type Fatigue Temp Kf
Fatigue Max Load Fatigue Final Peak Fatigue Force Ratio Crack Length Test Temp
PO
DK/DT
Humidity 56 %	Cycles
0.2% Proof/Yie1 d Stress
Pma.< /Pq
Rsc
KQ:
Batch mm Ui dt h
CT
22.00 2.446E+01 14.10 9.27 .0900 16.88 22.00 2. 144E + 01 4.282E+00 final 2.5* 1.280E+03
Run no 3 I
35.7 mm
Deg.C MPa-fT 1 /2 kN kN
mm
Deg.C kN
MPa•m"1/2/s
3000
N/mm"2
1.0620 .4967
5 . 657E + 0 I MPa«m'' 1 /2
Slika 7.
Računalniški izpis merjenja lomne žilavosti K,c visokotrdnega jekla Č.4734
Fig. 7
Computer record of measured fracture toughness K, c o1 a high-strength Č.4734 steel
Identification code	P	17280	
Batch number	1		
Tast number	1	8	
Elastic Modulus	2	. 07E+05	N/mm"2
Ultimate Tensile 5trength	1	. 51E+03	N/mm"2
Strain at UTS	3	.04E+00	%
Strain at Fracture	5	.75E+00	X
Plastic Strain	5	.23E+00	X
Energy	7	.06E-01	kJ
Ist Proof Stress Point	1	. 19E+03	N/mm"2
2nd Proof Stress Point	1	. 28E+03	N/mm"2
3rd Proof Stress Point	1	.35E+03	N/mm"2
Slika 8.
Rezultati nateznega preizkusa visokotrdnega jekla Č.4734 Fig. 8
Results of tensile test vvith the high-strength Č.4734 steel
PROOF STRESS TEST RE-CRLC
St r * t n (!.' >
Slika 9.
Inženirski diagram napetost—deformacija nateznega preizkusa visokotrdnega jekla Č.4734
Fig. 9
Engineering stress-elongation curve of tensile test vvith the highstrength Č.4734 steel
Iz tabele na sliki 8 dobimo za maksimalni enakomerni raztezek eu (strain at UTS) vrednost 3,04 %. Z enačbo (9) izračunamo maksimalni pravi enakomerni raztezek eu:
£u = ln (I + 0,0304) =0,0299,
ki je, upoštevajoč enačbo (7), enak eksponentu defor-macijskega utrjevanja n.
Iz tabele na sliki 8 odčitamo še modul elastičnosti E, ki znaša 2,07-105 Nmm-2 ter mejo plastičnosti (2nd Proof Stress Point), ki je enaka 1,28-103 Nmm-2.
Na osnovi vseh navedenih vrednosti dobimo, upoštevaje enačbo (21) za K,c:

657 ■ 0.02992 ■ 2,07 ■ 105 ■ 1,28 • 103
K,c = 50,9 MNm
-3/2
Izračunana vrednost predstavlja najnižjo med tremi, s Hahn-Rosenfieldovo korelacijo določenimi vrednostmi, saj smo namerili tudi 54,1 MNm-3'2, kar je nedvomno bli-
zu standardni vrednosti 56,57 MNm-3'2. Pri jeklih z visoko trdnostjo ter zato relativno nizko žilavostjo lahko torej dovolj natančno ocenimo lomno žilavost K,c že na osnovi nateznega preizkusa. Pri manj trdnih, a bolj žilavih jeklih pa je ujemanje slabše, zato moramo v takšnih primerih določati lomno žilavost K|C po veljavnih standardih1213.
4 ZAKLJUČKI
Eksperimenti, opravljeni na osnovi analize nateznega preizkusa, potrjujejo, da poleg običajnih mehanskih lastnosti jekla (meja plastičnosti, trdnost, povprečni enakomerni raztezek ter kontrakcija) lahko z nateznim preizkusom razmeroma enostavno določimo še krivulje tečenja jekla, pa tudi lomno žilavost jekla z visoko trdnostjo. Krivulje tečenja so pomembne pri mehkih jeklih s povečano sposobnostjo preoblikovanja v hladnem, saj njih poznavanje daje tehnologom možnost eksaktnega pristopa k reševanju zahtevnih problemov tehnologije plastičnega preoblikovanja.
Žal natezni preizkus ne odkrije z zadovoljivo selektivnostjo morebitnih napak v materialu, zato moramo za tehnološki preizkus preoblikovalnosti, na primer žice, še vedno uporabljati tudi krčilni preizkus (Stauchversuch). Pri jeklih z visoko trdnostjo ter relativno nizko žilavostjo lahko natezni preizkus uspešno uporabimo za določevanje lomne žilavosti po Hahn-Rosenfieldu. Ta ugotovitev postane pomembna za prakso tedaj, ko so debeline strojnih delov in konstrukcij premajhne, da bi bil pri merjenju lomne žilavosti na iz njih izdelanih preizkušancih izpolnjen pogoj ravninskega deformacijskega stanja.
Zanimivo je, da pri določevanju obeh, sicer povsem različnih značilnosti jekla — namreč preoblikovalne trdnosti ter lomne žilavosti jekla — postane pomemben dosegljivi enakomerni raztezek eu, ki je enak eksponentu deformacijskega utrjevanja jekla. Pri merjenju lomne žilavosti moramo sicer upoštevati še tudi dejanski lomni raztezek e,, ki pa ga na posredni način vključuje že kontrakcija jekla. Vsekakor je na osnovi vsega povedanega smiselno beležiti zlasti maksimalni dosegljivi enakomerni raztezek, saj predstavlja pomembno lastnost materiala.
Ne nazadnje predstavlja maksimalni enakomerni raztezek mejo dosegljive plastične deformacije pri enoosnem natezanju, ta deformacija pa je v določeni soodvisnosti z dosegljivimi deformacijami tudi pri drugačnih napetostnih stanjih, tj. pri drugačnih načinih preoblikovanja.
LITERATURA
1.	M. Marinček: A rational limit Stated Design Philosophy for Metal Structures, Proceedings of the International Conf. on Steel and Aluminium Structures, Cardiff, 8. to 10. July 1987
2.	M. Marinček: Tension and Bend Testing of Aluminium has to be improved, Proceedings of the Third International Conf. on Aluminium VVeldments, Munich, F. R. G., 15. to 17. April 1985
3.	M. Marinček: Čvrstoča i žilavost osnovnog metala, metala šava i zone uticaja toplote, Zbornik letne škole Mehanika loma zavarenih spojeva, Arandelovac, 25.-29. junij 1984, str. 43—64
4.	P. Ludwik: Elemente der technologischen Mechanik, 32, 1909. Berlin, J. Springer
5.	J. H. Hollomon: Trans AIME, 1945, 162, 268—290
6.	G. T. Hahn, A. R. Rosenfield: Sources of Fracture Tough-ness — the Relation betvveen Klc and the Ordinary Tensile Properties of Metals, Applications Related Phenomena in Titanium Alloys, ASTM STP 432, 1968, 5-32, Philadelphia
7.	W. W. Gerberich: Plastic Strains and Energy Density in Cracked Plates, Part I, Experimental Mechanics, Vol. 4, 1964, 335
8.	H. L. Evvalds, R. J. H. Wanhi1l: Fracture Mechanics, Edvvard Arnold Ltd., London 1984
9.	F. A. McClintock: A Criterion for Ductile Rupture, povzeto po viru (6)
10.	J. N. Robinson, A. S. Tetelman: The Determination of K,c Va-lues from Measurements of the Critical Crack Tip Opening Displacement at Fracture Initiation, Paper 11-421, Third International Conf. on Fracture, Munich 1973
11.	K. Kuzman: Uporabnost tlačnega preizkusa za ugotavljanje nekaterih preoblikovalnih lastnosti jekel. Zbornik VII. Savj. proizv. maš., Novi Sad, 1970
12.	ASTM E 399—74: Standard Method of Test for Plane Strain Fracture Toughness of Metallic Materials, ASTM Standards, Part 10, 505-524
13.	BS 5447: Methods of Test for Plain Strain Fracture Toughness (KJ of Metallic Materials, British Standards
ZUSAMMENFASSUNtj
Neben der ublichen mechanischen Eigenschaften der Stahle kann man mit dem Zugversuch noch die Verformungsfestig-keit bestimmen, d. h. die Fliesskurven von weichen Stahlen mit grosserer Verformungsfahigkeit im Kalten Zustand, mit der Anvvendung der Hahn-Rosenfield Korrelation aber auch die Bruch-zahigkeit hochfester Stahle. Zur Berechnung beider sonst ganz verschiedener Eigenheiten von Stahl, namlich der Verfor-
mungsfestigkeit und der Bruchzahigkeit ist es notig, die maxi-mal erreichbare Dehnung e„ zu kennen, die gleich dem Expo-nenten der Verformungsverfestigung von Stahl ist. Da die auf diese Weise definierte Dehnung auch die Grenze der plasti-schen Verformung bei einachsiger Zugbelastung bestimmt, so kann man sie fur eine der vvichtigsten plastischen Eigenschaften von Stahl uberhaupt betrachten.
SUMMARY
Beside the standard mechanical properties of steel also yield strength, i. e. true stress-strain curves or yield stress curves of soft steel vvith the increased cold workability can be determined by the tensile test, applying the Hahn-Rosenfield correlation. Even fracture toughness of highstrength steel can be determined in this way.
To evaluate the both steel characteristics vvhich are entirely
different, i. e. yield stress and fracture toughness, the maximal attainable uniform elongation eu must be obtained, and it is equal to the strain-hardening exponent for steel. Since thus de-fined elongation determines simultaneously also the limit of attainable plastic deformation in uniaxial tension, it represents one of the most important plasticity characteristics of steel at ali.
3AKflKDMEHHE
pflflom c ycnOBHblMM MexaHMH8CKMMM CBOfiCTBaMM CTa/iefi mo>kho nerKO c ncnbiTaHneM HaTH>K6HHR onpenemib Tatone ne-<t>OpMai4MOHHyiO TBepflOCTb t. e. KpMByK> >KMflKOTeKyM6CTkt MSr-kmx coptob CTanefl c yBe/imm6hhom cnocoČHocTbKD npeo6pa30-BaHMR B x0/10flh0m COCTOHHHM, C npMM8HeHHeM KOppe/lHLlMM
Hahn-Rosenfield, a TaK»<e M3/ioMHyio doPiKocTb ciariePi Bbico-
KOft TBep/IOCTM.
flnfl BbNMC/ieHMfl o6oHX flaHHblX, XOTfl BeCbMa pa3/1MHHblX,
t. e. tbepfloctm npeo6pa30bahmr m ctoAkocth m3;ioma othocm-Te/ibHO conpoTMB/ie«MK5 paspbiBa, hbm Heo6xoAHMC> MMerb Ma-KCMMa/ibho© paBHOMepHoe pacTn>kehme eu, KOTopoe cootbst-CTByeT nona3aTeJiK> ,ae<t>opMauMOHHOMy ynpoHHeHMK> ciam. TaK Kan TaK m m 06pa30M onpeaeneHne pacTH>KeHMfl onpe,qe/iHeT TaK->ne rpaHHLiy ruiacTMMecKoii fle<J>opMaunn ripn oahoochom Ha npq>KeHMK3, ero mo>kho npuHHTb 3a oaho M3 maBHbix npMMe^a-TenbHblX n/iaCTMH6CKMX cbomctb CTa/iei* C o6mePi T04KM 3peHHfl.

Zakaj ponovčne peči v jekiarnah
Joža Arh*
UVOD
Ponovčne peči so danes v elektrojeklarnah skoraj nenadomestljive naprave, ne le v proizvodnji kvalitetnih jekel, temveč tudi v vsakdanji proizvodnji masovnih vrst jekel, ker pač zagotavljajo višjo proizvodnjo električne obločne peči in zanesljivo obratovanje kontinuiranih liv-nih naprav.
Prve ponovčne peči so zgradili zato, da bi izboljšali kvaliteto jekla, povečanje storilnosti je bil vzporeden pojav. Danes je glavni namen povečanje storilnosti v jekiarnah.
Če so prve naprave postavljali v jekiarnah s proizvodnjo kvalitetnih jekel (ASEA — SKF), so jih kasneje gradili v konvertorskih jekiarnah, danes pa ima ponovčno peč že vsaka mini železarna v Evropi.
Ponovčne peči so danes tudi konstrukcijsko dogna-ne, z boljšo kontrolo električnih parametrov, enostavnejše grajene, manjše so izgube toplote s sevanjem, mešanje jekla je boljše, dostop zraka v prostor nad talino je preprečen.
Prvo ponovčno peč sta zgradili firmi Asea in SKF na Švedskem že leta 1965, danes splošno znan kot ASEA — SKF postopek, leta 1967 pa Finki Mohr v ZDA. Pri teh napravah je slonela rafinacija še na vakuumski degazaci-ji, mešanje pa je bilo pri ASEA — SKF še elektromagnetno.
Prvo ponovčno peč, kjer rafinacija poteka le preko žlindre, je 1971. leta zgradila firma Daido na Japonskem. Do leta 1981 je samo ta firma zgradila 46 naprav, od tega 80 % nad 50 t oziroma 39 % nad 1001 kapacitete. V ZRN je kar nekaj firm, ki gradijo ponovčne peči. Med najpomembnejšimi so GHH, Fuchs, Mannesman-Demag. Precej ponovčnih peči pa so zgradile železarne same, predvsem kadar je šlo za predelavo EO-peči v ponovčno peč.
Po letu 1980 beležimo hiter porast števila ponovčnih peči. Danes jih je že več kot 200, od tega preko 80 v Evropi, več kot 60 samo na Japonskem. Severna Amerika pa je z blizu 30 napravami daleč zadaj. 75 % vseh teh naprav je v elektrojeklarnah s kapaciteto 20 do 1501.
Razlogi za hiter porast števila ponovčnih peči so v prvi vrsti dobri metalurški rezultati in zanesljivo vodenje procesa.
O ponovčnih pečeh so prvič poročali v večjem obsegu na prvi evropski konferenci, o elektrojeklarstvu leta 1983. Na drugi evropski konferenci o elektrojeklarstvu oktobra leta 1986 pa je bil govor tako rekoč že o masovni rabi ponovčnih peči v proizvodnji elektrojekla.
* Joža Arh, dipl. inž. met. — Železarna Jesenice
ZAKAJ PONOVČNE PEČI
Rekli smo, da so ponovčne peči uporabljali na začetku izključno za proizvodnjo visoko kvalitetnih jekel. Seveda se je s tem tudi skrajšal čas rafinacije, ki je sicer zmanjševala storilnost peči. Že na začetku je bilo očitno, da je mogoče brez izjemno visokih prehodnih temperatur dosegati natančno kemično sestavo, kakor popolnoma nov nivo stopnje dezoksidacije in odžveplanje.
Razvoj ponovčnih peči, kakršnega poznamo danes, pa samo s proizvodnjo specialnih jekel ne bi bil mogoč.
Šele proizvodnja jekla v UHP pečeh, ki naj stalno delajo z enako visoko močjo, je privedla do tehnologije, ko je bilo treba izločiti iz peči rafinacijo jekla. In nazadnje je še razvoj kontinuirnega livanja in stalno iskanje načinov za dviganje storilnosti ter zniževanje stroškov privedlo do hitrega širjenja ponovčnih peči.
Natančna nastavitev temperature livanja je postala absolutna nujnost pri razvoju kontinuiranih livnih naprav z veliko hitrostjo livanja. S tem ko je bila dana možnost ogrevanja jekla v ponovci, temperatura jekla pri prebodu ni več odvisna od temperature livanja. Ponovčna peč tudi zagotavlja toplotno ravnotežje med temperaturo jekla in obzidavo ponovce in s tem omogoča zelo majhno pregretje, kar je ključni dejavnik za kvaliteto jekla.
Sekvenčno livanje je postalo osnovni element pri dvigovanju storilnosti oziroma zniževanju stroškov jeklarn. Ponovčna peč je zato kot vmesni člen med pečjo in kon-tilivom primarnega pomena, ker deluje kot blažilec.
GLAVNE ZNAČILNOSTI POSTOPKA
Ponovčna peč je danes tisto orodje jeklarjev, ki se po svetu najhitreje širi. Da bi razumeli razloge za takšno ekspanzijo, si oglejmo njene funkcije znotraj evolucije sekundarne metalurgije. Različni cilji ponovčne metalurgije pri različnih napravah so zbrani v tabeli 1.1).
Te cilje lahko razdelimo v tri glavne skupine, ki so medsebojno odvisne:
—	Metalurški cilji: kontrola kemične sestave, odstranjevanje neželjenih elementov (H, N, P, O, S), kontrola vključkov modifikacija in zmanjševanje števila vključkov.
—	Ogrevanje jekla: nastavitev natančne temperature taline ter homogenizacija temperature in kemične sestave.
—	Produktivnost in stroški.
Za dosego teh ciljev mora delovati:
—	ogrevanje jekla, električno ali aluminotermično,
—	mešanje jekla
—	dodajanje legur,
—	kontrola atmosfere nad talino,
—	vakuumska degazacija.
Tabela 1
Kontrola	Temperat.	Korekt	Odstranitev elementov_ Kontr	Povečanje
Cimi in oprema	--- ,	- ...	, .. J
homogeniz.	ogrevanje	sestave	S P H N D C	vkljuckov	storiln.
Mešanje in legiranje	+	0	+	0	0	0	0	0	0	0	0
Injektir. CaSi, žlinder	+	0	0/ +		0	0	0	0	0	+	0
Injektiranje žic	0	0	+		+	0	0	0	0	+	0
Ponovčna peč	+ +	+ +	+		0	0	0	0/ +	0	+	+ +
VAD	+ +	+ +	+ +		0	0	0	+	0	+ +	+
VD	+ +	0	+		0	+	+	+ +	+	+ +	0
VOD	+ +	+	+		+ +	0	+	+ +	+	0/+ +	0/ +
RH/DH	+ +	0	+ +		0 0	+ + + +	+ + +	0/+ + + + +	++ +	+	0/ +
ZNAČILNOSTI PONOVCNIH PECI
-	vključki
-	vsebncst ®j majhna
-	posrast
JJ J majhna
POVEČANJE STORILNOSTI JEKLARNE Z
-	odpravo rafinacije
-	znižanjem temcerarcre preboda
A
nevtralna atmosfera	oore' an 'e s pc-topljenim obloč nim olamenom
rafinacija pod bazično žlinaro	irešanje. izpira le z inertnim Pl i nom
TEMPERATURA JEKLA
-	višati izkoristek energije natančnaf hitra
^ nastavitev
-	celična hoir.ogeniza-cija
-	zanesljivo sekven-čno vlivanje
Shema ponovčne peči Slika 1: Shema ponovčne peči Fig. 1:
Scheme of the ladle furnace
KEMIJSKA SESTAVA
-	natančna nastavitev
-	visok izkoristek legirnih elementov
-	homogenizacija taline in temperature
Slika 2:
Štiri glavne značilnosti postopka Fig. 2:
Basic funetions of ladle furnace process
Ponovčna peč izpolnjuje vse pogoje, razen vakuumske degazacije, kombinacija z vakuumsko degazacijo pa je skoraj idealna.
Na si. 1 je shematsko predstavljena ponovčna peč. V splošnem sestoji iz jeklene ponovce z bazično obzidavo, ki je pokrita z vodohlajenim pokrovom. Energijo dovajamo talini s tremi grafitnimi elektrodami. Da zaščitimo ognjestalno obzidavo, naj bodo elektrode potopljene v bazični žlindri. Iz tega razloga lahko vodimo ponovčno peč z visokim cos (p in dolgim obločnim plamenom, ki je zakrit z žlindro, pri čemer je izkoriščanje električne energije visoko. Med procesom jeklo stalno mešamo z internim plinom, ki ga uvajamo skozi porozni kamen v dnu ponovce, zato da dosežemo dobro razmešanje legiranih dodatkov, kakor tudi enakomerno porazdelitev temperature.
Štiri glavne značilnosti postopka so predstavljene na si. 2. Te so:
—	ogrevanje s pokritim obločnim plamenom, ki ne škoduje obzidavi,
—	splakovanje in mešanje taline z inertnim plinom,
—	rafinacija pod bazično reducirano žlindro,
—	nevtralna ali rahlo reducirejoča atmosfera v prostoru nad talino.
Dobre metalurške rezultate lahko dosegamo le, če so izpolnjeni vsi štirje pogoji hkrati. N. pr.: ogrevanje s pokritim obločnim plamenom je izvedljivo le ob primerni sestavi žlindre in učinkovitem mešanju z inertnim plinom.
V celoti vzeto, s pomočjo ponovčne peči dosegamo povečanje storilnosti peči; prvič zato, ker del metalurškega dela, to je rafinacijo, prenesemo v ponovco, in drugič, ker odpade prekomerno ogrevanje taline preko 1700° v peči. Prebodne temperature so najmanj za 50°C nižje kot pri delu brez ponovčne peči. Legiranje elementov z visoko afiniteto do kisika lahko poteka brez pristopa kisika, ker sodobne naprave zagotavljajo nevtralno atmosfero v prostoru nad talino.
MOČI TRANSFORMATORJEV
Moči transformatorjev so odvisne od velikosti po-novc, od metalurških zahtev in od maksimalne hitrosti ogrevanja v °C/min upoštevajoč izgube, ter se gibljejo med 3 in 30 MVA. Specifične moči transformatorjev znašajo danes okrog 150kVA/t. Takšna moč pa omogoča ogrevanje s hitrostjo okrog 5°C/minuto. Da pri takšnih, razmeroma močnih transformatorjih ne pride do večje obrabe obzidave, mora biti delilni krog majhen. Premer delilnega kroga je danes manjši od dvakratnega premera elektrod. Iz istega razloga so premeri elektrod majhni, kot je le mogoče, zato je specifična gostota toka precej visoka, okrog 30 Amp/cm2.
Pri predelavah električnih obločnih peči v ponovčne peči pa transformator z električno opremo ostane, zato so moči transformatorjev pogosto večje, kot so potreb-
pokrov vodnohtajen
ne. Taki transformatorji delajo le s spodnjimi napetostnimi stopnjami.
Pri izbiri transformatorjev je treba upoštevati, da delajo ponovčne peči izključno le s tekočo talino.
Pri takem načinu obratovanja mora biti regulacija zelo natančna in hitra, reagirati mora na zelo majhne dife-renčne signale. Površina taline v ponovci je majhna in zato močneje valovi, po eni strani zaradi mešanja z iner-tnim plinom in ob dodajanju legiranih elementov ter po drugi strani zaradi različnih lastnosti žlinder. Preprečiti pa je treba naogljičenje taline. Regulacije EO peči, ki jih uporabimo za ponovčne peči, je treba zato modificirati in optimizirati.
KONCEPTI POSTAVITVE NAPRAV 2
Pri načrtovanju ponovčnih peči v prostor je poleg že omenjenih kriterijev, kot je hitrost ogrevanja in metalurške zahteve, treba upoštevati tudi prostorske razmere. Pomembno je vedeti, kako bomo spravili ponovco pod ponovčno peč, kje jo sploh postaviti, kako je z žerjavi, kje bodo legirne naprave, kako priključiti odsesavanje plinov, ali je mogoča še dodatna sekundarna obdelava, n. pr. z injektiranjem prašnatih materialov, in podobno. Vse te predpostavke in zahteve so privedle do različnih izvedb teh naprav.
IZVEDBA S STACIONARNO PLOŠČADJO
Od EO peči znani odmični portal z ogrodjem za nosila elektrod in ogrodjem za obešenje pokrova je tu montiran direktno na tla temelja brez priprave za vrtenje. V takem primeru mora ponovca ležati v vozu, s katerim jo prevažamo pod elektrode. Ta izvedba je primerna takrat, kadar lahko prevažamo ponovco na vozu med EO pečjo in ponovčno pečjo, s čimer si prihranimo čas za prestavljanje ponovce z žerjavom. Ker v primeru te izvedbe odpade vrtenje portalov, so kabli lahko mnogo krajši, kot pri EO pečeh. Opisana izvedba pride v poštev zlasti pri velikih ponovcah z veliko priključno močjo.
PONOVČNE PEČI Z ODMIČNO PLOŠČADJO
V primeru, kadar moramo postaviti ponovco z jeklom pod elektrode z žerjavom, pride v poštev le izvedba z vrtljivo ploščadjo.
Možne so še druge izvedbe. Tako že obratuje naprava za ogrevanje jekla v ponovci na vrtljivem stolpu naprave za kontinuirano livanje. Namenjena je predvsem pokrivanju toplotnih izgub pri dolgih časih livanja. Do neke mere pa je možno tudi pregrevanje taline. Naprava je grajena tako, da jo lahko obračamo za kot ±175°, zaradi česar lahko izmenično ogrevamo tudi ponovco, ki čaka na livanje. Takšna naprava zagotavlja veliko zanesljivost pri sekvenčnem livanju.
Znana je izvedba z vrtljivim krožnikom pri DDS na Danskem. Omogoča hitro menjavo ponovc, ker je ena ponovčna peč namenjena za obdelavo jekla iz dveh EO peči.
METALURGIJA PROCESA
Metalurgija procesa je odločilna za uspeh. Oksidne žlindre se je treba znebiti, bodisi s prebodom brez žlindre, kar je najceneje, ali s posnemanjem.
Osnovni pogoj za ponovčno metalurgijo je sestava bazične žlindre, ki ščiti jeklo proti atmosferi, ščiti obzida-vo ponovce pred obločnim plamenom in veže produkte rafinacije. Sestavljena mora biti tako, da je hitro tekoča. Jedavcu se je pri tem treba izogibati, ker najeda ognje-stalno oblogo.
DEZOKSIDACIJA JEKLA
Za običajni dvožlindrni postopek je značilna obarjal-na dezoksidacija z aluminijem, pri kateri nastaja velika količina aluminatnih vključkov, ki se jih vseh ne da odstraniti.
Pri ponovčni metalurgiji pa spet prihaja do izraza di-fuzijska dezoksidacija, kakršno je poznal že Perrin, ki je leta 1933 patentiral svoj znameniti postopek dezoksida-cije s staljeno žlindro, sestave CaO = 45%, Si02 = 22%, Al203 = 33 %. Na teh osnovah je slonela rafinacija v majhnih EO pečeh vse do petdesetih let, ko so začeli graditi velike EO peči z veliko globino taline, ko difuzijska dezoksidacija ni bila več dovolj učinkovita in hitra.
Za difuzijsko dezoksidacijo velja razmerje
. _a (Feo)
Fco-T]or
To pomeni, da moramo, če želimo znižati vsebnost kisika v jeklu, znižati najprej vsebnost (FeO) v žlindri. Ponovčne peči so prav za ta način dezoksidacije posebej primerne. Žlindra je ves čas dovolj vroča, ker jo ogrevamo z obločnim plamenom, zato jo lahko poljubno popravljamo in kontroliramo po videzu, na pogled. Siva barva pomeni prisotnost železovega in manganovega oksida. Ko barva žlindre postane svetla ali bela, pomeni, da je jeklo dezoksidirano. Vsebnost FeO v žlindri naj doseže pod 1 %.
Z intenzivnim mešanjem taline z inertnim plinom ves čas dovajamo pod žlindro svežo talino in tako reakcije rafinacije pospešujemo. Difuzijska dezoksidacija je torej zagotovilo za doseganje majhne vsebnosti kisika v jeklu in s tem boljše čistoče jekla.
ODŽVEPLANJE JEKLA
Odžveplanje je vedno tesno povezano z dezoksidacijo, kar izhaja iz znane enačbe
(CaO) + (FeS)-v(CaS) + (FeO) oziroma konstante ravnotežja
_ aCaSx aFeO aCaO X aFeS
Tako kakor se v času procesa znižuje vsebnost FeO v žlindri, raste tudi stopnja odžveplanja. Pri tem je treba poskrbeti za takšno sestavo žlindre, ki bo imela visoko sulfidno kapaciteto.
Stopnja odžveplanja je odvisna od intenzivnosti mešanja in narašča z naraščanjem energije mešanja. Dodatno mešanje z inertnim plinom na meji med žlindro in jeklom s kopjem od zgoraj povečuje stopnjo odžveplanja.
Za stopnjo odžveplanja navajajo različne vrednosti, odvisno od vrste jekla (% C), v splošnem pa se giblje od 65 do 85 % po vsaj 30-minutni obdelavi.
Za uspeh rafinacije je ključnega pomena kontrola atmosfere nad talino. Od tega sta odvisni čistoča in stopnja odžveplanja. Infiltracijo zraka med pokrovom in ro-
1700 80 60 U) 20 -bOO
35 10 2S
zo 15
„■ sUl-60 —
		/					
\		r	\ \				
y\\			\	\			
\ '	k			\	...__		s
							
							
0 30 60 9 0 1 20 čas (min)
ISO 180 210 210
Slika 3:
Prikaz gibanja temperature, aktivnosti kisika v talini in FeO v žlindri med rafinacijo v ponovci 3)
Fig. 3:
Temperature and oxygen activity of the melt and ironoxide content of the slag during the ladle refining process. 3)
KAJ PRIČAKUJEMO OD PONOVČNE PEČI
V jeklarni 2 je bila že s samim projektom predvidena VAD naprava. Danes bi se odločili za ločeni napravi, posebej za VD/VOD naparvo, ki jo že imamo, in posebej za ponovčno peč. Takšna kombinacija je cenejša in bolj praktična.
Predvsem za celotni proizvodni program ne potrebujemo vakuumske obdelave jekla. Pri jeklih, kjer plini (H, N) niso problem in kjer ni potrebno razogljičenje, je obdelava v ponovčni peči cenejša. To pa je pri nas pretežno ves program navadnih konstrukcijskih jekel.
Ponovčna peč pomeni večjo ekonomičnost in večjo zanesljivost pri obratovanju konti liva. S ponovčno pečjo pa bo mogoče vlivanje vsaj dveh šarž v sekvenci, kar je ključnega pomena pri zniževanju stroškov. Kako bi bilo to videti pri vlivanju treh šarž v sekvenci, pa je razvidno s si. 4. Zanesljivo vlivanje dveh ali treh šarž v sekvenci omogoča le ponovčna peč.
bom ponovce je s tesnenjem treba preprečiti. Če to ni doseženo, se stopnja odžveplanja zmanjša za polovico.
Kaj se da dosegati v kombinaciji ponovčna peč in de-soksidacija v vakuumu kaže si. 3. Stopnja odžveplanja v času prvega ogrevanja je okrog 50 %. Ko je dosežena temperatura 1680—1690° C prenesejo ponovco v vakuumsko komoro pri čemer se aktivnost kisika v talini in FeO v žlindri še dalje znižuje. Degazacija v vakuumu naj traja vsaj 15 minut. Po taki obdelavi je dosežena aktivnost kisika od 10—15 ppm in 0,2 do 0,3 % FeO v žlindri.
Če je potrebno še nadaljnje odžveplanje ali korektura analize, ponovco ponovno prenesemo na ogrevno mesto.
Takšen način obdelave uporabimo za doseganje ek-stremno nizkih vrednosti kisika in žvepla.
Na Jesenicah že imamo vakuumski napravi v obeh Jeklarnah, zato bodo takšne najbolj zahtevne obdelave možne.
PRIKAZ POSTOPKA 1
Poglejmo, kaj lahko dosežemo s tipično moderno 1001 ponovčno pečjo, ki dela v 40-minutnem ciklu pri atmosferskem pritisku:
—	Hitrost ogrevanja po tem, ko je doseženo toplotno ravnotežje: 5°C/min.
—	Nastavitev temperature: ±4°C natančno
—	Poraba električne energije: 30/40 KWh/t
—	Poraba elektrod 8/10 g/kWh.
—	Naogljičenje: 1 do 1,5 ppm/minuto ogrevanja pri mešanju s plini in 0,8 do 1 ppm/minuto pri induktivnem mešanju
—	Stopnja odžveplanja 65 do 85 % po 30-minutni obdelavi
—	Skupna vsebnost kisika 10 do 50 ppm, odvisno od vrste jekla, načina dezoksidacije (Si ali Al) in tesnosti ponovce.
—	Prirastek dušika: manj kot 5 ppm
—	Prirastek vodika: manj kot 1 ppm, vendar je to močno odvisno od redukcije žlindre
—	Prirastek fosforja od 5 do 50 ppm, odvisno od ostanka žlindre v ponovci
—	Povečanje storilnosti: za mini železarno s KL za gredice okrog 9 do 13 %.
2 šnrii v sekvenci
EOP 90' \ P Ptt 6g\ UV
3 šarle v sekvenci
\ tO P 90' , \ P PEf 120'	UV „ 60'. 1
EOP 90
30'i P PEČ 60' VUlV 60'
E O P 901 \ P PEČ M' VVlV JO1,^
Slika 4:
Prikaz izdelave šarž, EO peč ponovčna peč, KL pri sekvenčnem livanju dveh in treh šarž
Fig. 4:
Scheme of the production process are furnace, ladle furnace and continuous casting of two or three melts in seguence
Imeti ponovčno peč pomeni izdelati kvalitetno jeklo, doseči toplotno ravnotežje med talino in obzidavo, s čimer so lahko temperature jekla na skrajni spodnji meji in nastavljene v zelo ozkih tolerancah, tudi samo ±3°C. To pa dalje pomeni tudi možnost hitrejšega vlivanja, predvsem pa bolj čisto jeklo in lepšo površino.
V jeklarni 1 bi postavitev ponovčne peči pomenile:
—	povečanje storilnosti z odpravo rafinacije v peči in zaradi znižanja prebodnih temperatur,
—	znižanje stroškov z manjšo porabo energije in elektrod (krajši čas od preboda do preboda), boljša vzdržnost obzidave,
—	večja zanesljivost pri kontinuirnem livanju — odpadejo vrnjene šarže,
—	boljša kvaliteta jekla — možnost direktnega valjanja gredic brez čiščenja.
OBZIDAVA PONOVC
Ponovce so do nivoja žlindre obzidane ali aluminatno ali pa z dolomitno opeko (keramično vezani dolomit). V žlindrni coni uporabljajo krommagnezitne opeke z do-
datkom C. Vzdržnost; obzidave so boljše kot pri VOD obdelavi.
Porozni kamni v dnu so navadno z usmerjeno poroznostjo, ker sta večji tako zanesljivost kot prepustnost za plin.
LITERATURA
1.	H. Legrand, Sofresid — Pariz, Zbornik konference o sekun-dar. metalurg., Aachen 1987, 449—454
2.	J. Druppel R 5 1/5 PART I EEC 86
3. W. Meyer VEW AG Kapfenberg, Zbornik konference o sekundarni metalurgiji, Aachen 1987, 162

VSEBINA
UDK 669.14.018.5 ASM/SLA: ST-f Metalurgija — dinamo jeklo B. Koroušič, J. Triplat. J. Arh Sodobna tehnologija Izdelave dinamo Jekel po duplex postopku EOP + V (0) D Železarski zbornik 22(1988)2 s 43—49 Opisani so rezultati raziskav na področju optimizacije proizvodnje dinamo jekel po kombiniranem postopku EOP + V(0)D v Železarni JESENICE. Težišče raziskav je bilo na procesih, ki potekajo med vakuumsko obdelavo jekla. Opisani so rezultati sistematičnih meritev aktivnosti kisika s kisikovo sondo ter spremljanja kemične sestave tekočega jekla in žlindre. V analizo so vzete vse pomembne faze kot so: vakuumska oksidacija ogljika, legiranje, degazacija in odžveplanje jekla Posebna pozornost je posvečena fazi legiranja in fazi razpli-njanja oziroma razžveplanja taline, kar je zelo pomembno za doseg nizke vsebnosti plinov in žvepla. Na kratko je predstavljen računalniški program VODES, ki omogoča učinkovito pripravo kompletne tehnologije od preboda iz EA-peči do litja. Avtorski izvleček	UDK: 620.172.087.21 ASM/SLA: Q27a Metalurgija — preiskave materiala — natezni preizkus B Ule. J. Vojvodič-Gvardjančič, š. Strojnik in K. Kuzman O manj znanih aspektlh nateznega preizkusa Železarski zbornik 22(1988)2 s 51—57 Poleg običajnih mehanskih lastnosti jekla (meja plastičnosti, trdnost, kontrakcija ter povprečni lomni raztezek) lahko z nateznim preizkusom razmeroma enostavno določamo še krivulje tečenja jekel ter lomno žilavost jekel z visoko trdnostjo. Izkaže se, da moramo za določevanje tovrstnih lastnosti jekla poznati maksimalni logaritemski enakomerni raztezek. ki je enak eksponentu deformacijskega utrjevanja jekla. Tako definiran raztezek predstavlja pomembno lastnost materiala. Avtorski izvleček
UDK: 621.365:669.041 ASM/SLA: D5, W18S, A5f Metalurgija — elektroobločna peč — optimiranje delovanja Janez Bratina Elektroobločna peč danes Železarski zbornik 22(1988)2 s 29-41 Prikazane so elektrotehniške in elektroenergetske karakteristike elektroobločne peči za proizvodnjo jekla glede na pogoje obratovanja v elektroenergetskem napajalnem omrežju in glede na racionalno izrabo električne moči. Opisane so metode podajanja realnih stanj elektrotehničnih parametrov, s pomočjo katerih so mogoči točnejši elektroenergetski obračuni stanj v peči in s tem omogočeno njeno eksaktnejše vodenje. Izvršene so primerjave energijskih in toplotnotehniških posebnosti običajne (Regular Power) in močnostne (Ultra High Povver) peči, ki kažejo, da se v modernih močnostnih pečeh dosega ob vedno večji proizvodnosti tudi vedno večja izraba električne energije, saj dosega delež električne energije v skupno porabljeni energiji v elektroobločni peči že manj kot je njena teoretska potreba. Optimiranje obratovanja elektroobločne peči ni omejeno zgolj na določitev posebnih realnih obratovalnih stanj (maksimalna moč na loku. maksimalni energijski izkoristek), temveč je razširjeno na določitev stroškovno optimalnega obratovanja. Prikazani energijski in stroškovni obračuni omogočajo energijsko in stroškovno optimiranje raznih tehnoloških postopkov oziroma njih vrednotenje. Dobljeni rezultati takega optimiranja potrjujejo pravilnost obratovanja klasične močnostne elektroobločne peči pri nizkih faznih faktorjih, oziroma pravilnost obratovanja moderne močnostne peči z vodnohlajenimi paneli, ki obratuje s faznimi faktorji nad 0.82 Avtorski izvleček	
INHALT
UDK: 620.172.087.21 ASM/SLA: Q27a Metallurgie — Untersuchungen von Stoffeigenschaften-Zugver-such B. Ule, J. Vojvodič-Gvardjančič, š. Strojnik und K. Kuzman Etvvas iiber die weniger bekannten Aspekte des Zugversuches Železarski zbornik 22(1988)2 S 51—57 Neben der ublichen machanischen Eigenschaften der Stahle (Streckgrenze, Festigkeit, Brucheinschniirung und die durch-schnitliche Bruchdehnung) kann man mit dem Zugversuch verhalt-nissmassig leichter noch die Fliesskurven der Stahle, so wie die Bruchzahigkeit der hochfesten Stahle bestimmen. Fur die Bestimmung diesartiger Eigenschaften von Stahl ist es notig die maximale gleicmassige logaritmische Dehnung zu ken-nen, vvelche glelch dem Exponenten der Verformungsverfestigung von Stahl ist. Auf diese Weise definierte Dehnung, stellt eine vvichti-ge Stoffeigenschaft dar. Auszug des Autors	UDK: 669.14.018.5 ASM/SLA: ST-f Metallurgie — Dynamo Stahl B. Koroušič, J. Triplat, J. Arh Moderne Technoiogie der Erzeugung von Dynamo Stahl nach den Duplex Verfahren LBO + V (0) D Železarski zbornik 22(1988)2 S 43-49 Im Artikel vverden die Ergebnisse der Untersuchungen auf dem Gebiet der Optimierung der Erzeugung von Dynamo Stahl nach dem kombinierten Verfahren LBO-V (0) D im Huttenvverk Jesenice beschrieben. Im Schvverpunkt der Untersuchungen vvaren die Pro-zesse, vvelche vvahrend der Vakuumbehandlung von Stahl verlau-fen. Ergebnisse der systematischen Sauerstoffaktivitatsmessun-gen mit der Sauerstoffsonde so wie die Verfolgung der chemischen Zusammensetzung von Stahl und der Schlacke vverden berschrie-ben. Analysiert vverden alle vvichtigen Phasen wie: die Vakuument-kohlung, das Legieren, Die Entgasung und die Entschvvefelung von Stahl. Besondere Aufmerksamkeit vvird der Legierungsphase, der Entgasung und der Entschvvefelung der Schmelze gevvidmet, vvas fur die Erziehlung niedriger VVasserstoff und Schvvefelhehalte von be-sonderer Wichtigkeit ist. Ganz kurz vvird der Rechnerprogramm VODES vorgestellt, wel-cher eine effektive Vorbereitung der komplexen Technoiogie vom Abstich aus dem LB Ofen bis zum Giessen moglich macht. Auszug des Autors
	UDK: 621.365.669.041 ASM/SLA: D5, W18S, A5f Metallurgie — Lichtbogenofen — Betriebsoptimierung Janez Bratina Der Lichtbogen-Schmelzofen heute Železarski zbornik 22(1988)2 S 29—41 Elektrotechnische und elektroenergetische Eigenheiten des Lichtbogen-Schmelzofens zur Erzeugung von Stahl in Hinsicht auf die Betriebsbedingungen im elektroenergetischen Speisungsnetz, und in Hinsicht auf eine rationelle Ausnutzung elektrischer Leistung vverden gezeigt. Die Methoden fur die Angaben reeller Zu-stande elektrotechnischer Parameter vverden beschrieben, mit de-ren Hilfe genauere elektrotechnische Berechnungen der Zustande im Ofen moglich sind, und damit eine genauere Fuhrung des Ofens. Vergleiche energetischer und vvarmetechnischer Besonder-heiten eines ublichen (RP) und eines Hochleistungs-Lichtbogen-ofens (UHP) sind durchgefuhrt vvorden und zeigen, dass in den modernen Hochleistungs-Lichtbogenofen neben hoherer Produkti-vitat auch immer grossere Ausnutzung von elektrischer Energie er-reicht vvird, denn der Anteil von elektrischer Energie im Gesamt-energieverbrauch vom Lichtbogen-Schmelzofen vvird schon klei-ner, als der theoretische Energiebedarf fur das reine Schmelzen ist. Die Optimierung des Schmelzvorganges ist nicht nur auf die Bestimmung besonderer reeller Betriebszustande (maximale Leistung am Lichtbogen, maximale Energieausnutzung) beschrankt. sondern breitet sich aus auf die Bestimmung der kostenoptimalen Betriebsfuhrung. Die Energie und Kostenberechnungen machen eine Optimierung der Energiefuhrung und der Kosten verschiedener technolo-gischer Verfahren, bzvv. deren Bevvertung moglich. Die erhaltenen Ergebnisse solcher Optimierung bestatigen die Rischtigkeit der Ofenfiihring eines klassischen Ofens normaler Leistung bei niedri-gem Leistungsfaktor. bzvv. die Richtigkeit der Ofenfuhrung eines Modernen Hochleistungs-Lichtbogen-Schmelzofens mit vvasserge-kuhlten Wandelementen bei hohem Leistungsfaktor uber 0,82. Auszug des Autors
CONTENTS
UDK: 669.14.018.5 ASM/SLA: ST-f Metallurgy — Dynamo-sheet steel B. Koroušič, J. Triplat, J. Arh Modern Technology of Manufacturlng Dynamo-Sheet Steel by the Ouplex EAF + V (0) D Process Železarski zbornik 22(1988)2 P 43—49 Paper presents the results of investigations to optimize the ma-nufacturing dynamo-sheet steel by the duplex EAF + V (0) D process in the Jesenice Steelvvorks. Emphasis in the investigations was on processes taking plače during the vacuum treatment of steel. Results of systematic meas-urements of oxygen activities by oxygen probe, and of following the chemical composition of molten steel and of slag are presen-ted. Ali the important steps as vacuum oxidation of carbon, alloy-ing, degassing, and desulphurisation of steel were analyzed. A special attention was given to the step of alloying and to the degassing step beside the desulphurisation step in order to reduce contents of gases and of sulphur. The computer program VODES is shortly presented. It enables the efficient preparation of complete process technology from ta-ping the EA furnace to casting. Authors Abstract	UDK 620.172.087.21 ASM/SLA: Q27a Metallurgy — Material Testing — Tensile Test B. Ule, J. Vojvodič-Gvardjančič, Š. Strojnik in K. Kuzman On Less Knovvn Aspects of Tensile Test Železarski zbornik 22(1988)2 P 51—57 Beside the standard mechanical properties of steel (yield strength, strength, contraction, and mean elongation at rupture) also true stress-strain or yield stress surves of steel and fraeture toughness of high-strength steel can be relatively simply determi-ned by the tensile test. It was found that these steel properties can be determined if the maximal logarithmic uniform elongation is knovvn, and it is equal to the povver in the strain-hardening exponent for steel. Thus defined elongation represents an essential material property. Author's Abstract
UDK: 621.365:669.041 ASM/SLA: D5. W18S, A5f Metallurgy — Electric are furnace — Optimization of operation Janez Bratina Electric Are Furnace Today Železarski zbornik 22(1988)2 P 29—41 Electroenergetic characteristics of the furnace, their influence on the electric povver supply netvvork, and operational conditions in respect to rational use of electric povver in the povver system are presented. The methods to present real states of electrotechnical parameters vvhich enable more accurate electroenergetic accounts of states in the furnace, and thus its more exact operation, are deseribed. Made comparisons of energy and heat-engineering characteristics of a regular-power und ultrahigh-power furnace show that modern ultra-high-povver furnaces enable even higher yield of electric energy at the even inereased furnace output. The portion of electric energy in the overall consumed energy in the are furnace is already below the theoretical need for melting itself. Optimi-sing the operation of furnace is not limited only to determining the special real operational states (maximal are povver, maximal energy yield) but it is extended also to the determination of the optimal-cost operation. Presented energy and cost accounts enable the energy and cost optimization of single operational steps and their evaluation. The obtained results of sueh an optimization confirm that correct operation of standard ultra-high-povver are furnace is at low cos (p, and correct operation of modern ultra-high-povver furnace with vvater-cooled panels operating vvith cos <p > 0.82. Authors Abstract	
CO^EP^CAHME
UDK: 620.172.087.21 ASM/SLA: Q27a MeTannyprnn — MccneaoeaHne MaTepnana — McnbiTaHMe pacTH>xe- HM6M B. Ule, J. Vojvodič-Gvardjančič, š. Strojnik, K. Kuzman 0 MeHee M3BecTHbix acneKTOB McnbrraHMR paCTR>t<eHMeM Železarski zbornik 22(1988)2 C 51—57 pflflom C 06blKH0BeMHblX MexaHHHecKMx cbohctb ctanm (KaMy-uimUcr npeaen TeKyMecTM, BR3K0CTb, coKpameHMH, a TaK«(e cpeaHee 3HaMeHMe pacTHMeHMH M3noMa (mo>kho nerno c McnuTaHMeM pacTR-meHMR onpeaenMTb TaK»e eme KpnByio nuTbR CTanef* n M3noMHyio CTOftKOCTb CTanetS, K0T0pue noKa3bisaioT BucoKyio TBepaocTb. OKasbiBaeTCH, mto aifl onpeae/ieHMR cboBctb aroro BMaa cta/iM He06x0flMM0 3HaTb MaKCMMaribHbiM norapM0MMHecKoe paBHOMep-Hoe pacTHweHMe, KOTopoe cooTBeTCTByeT noKa3aTe/ira ae0opMa-UMOHHoro ynpoMHeHMR cra/iM. PacrR«<eH«e, onpeaeneHHoe TaKMM 06pa30M npeflCTaBnneT co6o8 MHoro3HaHMTenbHoe cbo&ctbo MaTe-pnana. ABTope<t>.	UDK: 669.14.018.5 ASM/SLA: St-f MeTan/iyprnfl — flUHaMHafl CTanb B. Koroušič, J. Triplat, J. Arh CoBpeueHHan TexHonorHn MsroTOBneHMH aHHauHbix craneM fly-nneKC-npoueccoM EOP + V (0) D Železarski zbornik 22(1988)2 C 43-49 B CTaTbe aaHo onHcaHMe pe3ynbTaTOB HccJieaoBaHMH b o6nac™ on-THMMSaUHH npOUSBOflCTBa AHHaMHblX CTanert KOM6HHMpOBaHHblM cnoco6oM EOP (aneKTp. ayroBafl neMb) — V (0) D (o6pa6oTKa b Ba-KyyMe c KMcnopoaoM) b MeTan/iyprnMecKOM saBoae >Kene3apHa EceHMue. UeHTp MCc/ieaoBaHMM cocTaBnsnM npoueccbi, K0T0pue npoie-KatoT Mewfly 06pa60TK0ii CTanii b BaKyyMe. flaHbi pe3ynbTaTbi CMCTe-MaTHMecKMX M3MepeHMM aKTMBHOCTH KMcnopoaa, Bbino/iHneMbie C KMcnopoflHUM 30HA0M, TaioKe conpaBo>KflaTb coflepmaHMe xmmh-MecKoro cocTaBa jkhako« CTanM m wnaKa. npoaHanM3MpoBaHbi Taione Bce flOCTonpMMMMaTe/ibHbte 0a3bi KaK Hnp: BaKyyMHoe oKMC/ieHHe yrnepoaa, nempoBaHne, aeraaauMH m yaaneHMe čepu H3 CTanM. Oco6oe bhmmahne 6bino nocBHmeHO 4>a3e nerupoBaHun m <t>a3e yaaneHtte ra30B oth. yaaneHMfl cepbt M3 pacnnaBa, mto secbMa ao-ctonpmmehatenbho am aocTOMeHtin hm3koto coaepjKaHMn ra30B n cepw b pacnnaee cranu. BnpaTue npuBeaeHa pacMemaR nporpaMMa VODES, KOTOpafl aa-eT BO3M0>KH0CTb 3()>(t>eKTMBH0 npvirOTOBMTb KOMnneKCHyiO reXHORO-rrno HanMHaR ot BbinycKa M3 3neKTpoayroBoii neMM ao oinuBa MeTan-na. ABTopet);
	UDK: 621.365:669.041 ASM/SLA: D5, W18S, A5f MeTa/inyprMR — aneKTpMMecKan ayroBaR neMb — onTMMH3aunR aeiicTBMfl Janez Bratina SneKTpHMecKaH ayroBan neMb ceroann Železarski zbornik 22(1988)2 C 29-41 ripmbeaehbi 3neKTpoTexHMHecKMe m 3neKTpo3HeprMMecKne aaH-Hue 3neKTpoayroBOfi neMM ann npoM3BoacTBa CTanM c tomkm 3peHMR Ha ycnoBMR SKcnnoaTauMM b 3neKTp03HeprM4ecK0M cern nniahmh m, mto KacaeTCH Ha paunoHanbHoe McnonbaoBaHMe 3/iektpnmeckoft moiuhoctm. flaHO onHcaHMe MeToaoB noaa^M peanbHoro coctorhmh 3neKTpoTexHMMeCKMx napaMeTpos, npn noMoiun Koropbix ecTb b03m0>KH0CTb BbinonHuTb 6onee tomhuH sneKTposHepreTMMecKMii paCMeT COCTORHMe b neMM m, TaKHM 06pa30M, B03M0WH0CTb anR 6o-nee 304>eKTMBHbiH pewnM pa6oTu neMM. BbinonHeHbi cpasHeHMR 3HepreTMHecKMx n TennoTexHimecKMx oco6eHHocTM oCbiKHOBeHHOH (Regular Power) m 6onee KpynH0fi nemi (Ultra High Power), koto-pbie yKa3b(bak3t, hto b coBpeMel Hbix nenax 6onbmofi moujhoctm mojkho Bceraa no/tyqnTb BbicoKyio np0M3B0aMTe^bH0CTb m TaK«e nymuee ncno/ibSOBaHne sneKTpuHecKoi^ SHeprmi; 0Ka3an0Cb, mto aonh 3/ieKTpMMecKOft 3HeprnM b c0B0KynH0ii pacxoaoBaHo(i sHeprmi b 3neKTpnMecKoft ayroBO& neMM ywe MeHbUJe MeM ee TeopeTMMecKoe TpeftoBaHMe. Han6onee 6naronpHRTHafl pa6oTa 3/ieKTp0ayr0B0M nemm He orpaHMMeHa TonbKo Ha onpeaeneHne 0TaenbHbix 6naronpMRT-Hbix coctorhm« pa6oTbi, ho oho pacnpocTpaHeHO Ha onpeaeneHkie čnaronpMRTHoro 3HaweHMR pacxoaa pačoTbi a^eKTponeMM. npuBeaeHHbiH sHepreTMMecnM« pacMeT m pacMeT pacxoaoB aaioT B03MO>KHOCTb conpoBo>KaaTb caMbie 6;iaronpMHTHbie TexHonorMMec-KMe cnoco6bi oTHocMTenbHo nx oueHKM. rionyMeHHbie pe3ynbTaTbi Ta-Koro 6naronpMRTHoro coctorhmr noaTBepwaaK>T npaBMnbHocTb pa-6oTbi knaccmmeckoi^ snektptimeckom ayroeoM nemh 6onbujoii moujho-CTM npM HH3KMX K03<J)MUMeHT0B COnpRMeHHOCTM 0a3, OTHOCMTenbHO npaBM/ibHOCTM pa6o™ coBpeMeHHoft 3^eKTpoayroBoPi neMM c naHe-rrmm Ha oxna>«aeHMe Boaofl, KOTOpafl pa6oTaeT c <t>a30B0ti no-CTOHHHOCTblO CBblUje 0,82. ABTopecJ).