L „o ŠTOR SKI ŽELEZAR štev 2 TEHNIČNA PRILOGA Odgovorni urednik Janez Barbarič, dipl. ing. met. Peter Knez, dipl. ing. met. Vlado Maganja, met. tehn. Zoran Tratnik, dipl. ing. met. Jože Urbančič- diipl. ing. met. ICKJŽNIC«! V CEUU December 1964 VSEBINA : Alojz PREŠEREN: Uporaba kisika v proizvodnji jekla................. 2 Alojz ŠTURBEJ: Določevanje cera v sferolitini »................ 7 Alojz PIŠEK: ' Sodobni postopki izdelave zobatih koles . . . . . . . . . 9 Martin GORŠEK: Ultrazvočne preiskave nodularne litine................15 Matija ŽUMER: O organizaciji proizvodnje valjev II . . . . . . . . . . . 22 Peter JEVŠNIK: Dvoslojni valji za žične in fine profilne proge.' ... 25 Zoran TRATNIK: Nodularna litina — lastnosti in obdelava II........ 27 Novosti strokovne knjižnice . . . .................. . . . . 31 ALOJZ PREŠEREN, dipl. inž. met.: Uporaba kisika v proizvodnji jekla V današnji borbi za čimvišjo produktivnost v proizvodnji jekla doživljajo proizvodni agregati konstruktivne spremembe oziroma proizvodni procesi tehnološke spremembe v taki meri in v tako kratkem času, da je težko ugotoviti, kateri tehnološki proces in kateri proizvodni agregat bo v bodočih letih najbolj pripraven in rentabilen. Silovit razmah, ki ga je povzročilo uvajanje kisika v tehnologijo proizvodnega procesa, ni zajel samo čistih kisikovih postopkov, temveč tudi dosedanje standardne procese v hruškah, SM in delno v E-obločnih pečeh. Svetovna poraba jekla narašča v takem obsegu, kot ga pred nekaj leti nihče ni pričakoval in vložena investicijska sredstva za razširitev proizvodnje v bodočih letih daje slutiti, da bodo zahteve po jeklu postopoma še naraščale. V začetku leta 1961 je bilo vloženih več ko 5 milijard dolarjev v svetu, od teh ca 1,16 milijarde v ZDA, ca 1 milijardo v ZSSR, ca 1 milijardo v Angliji in Zahodni Evropi, ca 750 milijonov na Japonskem, 500 milijonov dolarjev v Avstraliji, Kanadi, Indiji. Povečanje proizvodnje jekla v posameznih deželah ima osnovo v splošni potrebi po osamosvojitvi proizvodnje jekla za svoje potrebe, ki so delno ekonomskega, delno obrambnega, delno nacionalnega značaja. Za leto 1965 predvidevamo 500 milijonov ton svetovne proizvodnje jekla, od teh 170 milijonov v ZDA in Kanadi, 100 milijonov v ZSSR, 35 milijonov na Japonskem, 155 milijonov v Zahodni Evropi in Angliji, 39 milijonov na Kitajskem itd. Proizvodnja jekla obsega načelno štiri osnovne procese: SM, Thomas + Bessemer, elektro in čisti kisikovi. Primerjava količin proizvodnje jekla po posameznih procesih je razvidna iz tabele 1 in posebej za E in LD proces iz slike i| Leto SM % Th + B üwsA E %, K % 1950 79,0 13,1 7,8 0,1 1955 77,7 13,2 8,8 0,3 1960 73,1 12,5 10,7 3,7 1965 64,0 16,0 20,0 1970 48,0 21,0 31,8 1975 30,0 29,0 41,0 Tabela 1. Pri povečanju svetovne proizvodnje jekla do leta 1970 bo verjetno še prevladoval SM proces -ja vsaj kot proizvodni agregat, nato pa lahko pričakujemo premaknitev količinskega obsega v korist elektro in čistim kisikovim procesom. Vprašanje je le, kolikor se tudi SM agregat ne bo v bodoče uveljavil za čisti kisikov proces. Na medsebojno razmerje posameznih procesov bodo vplivali mnogi faktorji, kot lokalna ocenitev kapitalnih zahtev, surovinska osnova, ekonomika pro- izvodnje grodlja, kisika, električne energije in razmerje surovin v vložku, kar odločilno vpliva na ekonomiko predvsem SM procesa in v zadnjem času predstavlja vpliven faktor tudi za čisti kisikov proces, saj je možno s pomočjo dodatne toplote povečati delež starega železa v LD konvertorju tudi do 100 %, če je potrebno. Za proizvodnjo legiranih in specialnih jekel je elektro peč z dodatkom kisika sposobna proizvajati zahtevane proizvode z najboljšo ekonomiko. Prednost SM peči, da more obratovati s 100 % starega železa, če se vložku doda potrebno količino ogljika in s 100 % tekočega grodlja, če za rafinacijo porabimo veliko količino rude in kisika, izgublja svojo veljavo. Razmerje staro železo: grodelj ocenjujemo za želo važno, ker je to razmerje v posameznih deželah odraz ekonomike proizvodnje jekla, porabe jekla na prebivalca, v neki meri odraz industrializacije. V Angliji na primer je bilo to razmerje 56/53 v letu .1955, v letu 1960 pa 48/62. V deželah Evropske skupnosti je bilo navedeno razmerje 37/71 oziroma 41/69. V Italiji se je gibala poraba grodlja od leta 1950 dalje med 27 do 35 %, v Nemčiji je poraba grodlja 30 do % ^ 30 § 825 k Š p II r / 2. £proces LD — 1 / / 1 / / S .■ / / f . 1 L / / / 1 '/ / v f mo SO SS 60 65 70 75 Leta i Slika 1 35 °/o, kjer ni na razpolago visokih peči. Pri izredno dobrih obratovalnih pogojih, ki dovoljujejo visoko toplotno obremenitev in izredno hitro zakladanje vložka ter pri nizki ceni starega železa in grodlja more SM proces pri 30 % grodlja ter uporabi kisika izkazati večjo ekonomiko kot standardni LD proces. Kapitalni stroški na 1 tono jekla so pri kisikovih procesih v celoti nižji kot pri standardnih SM procesih. Razmerje med posameznimi danes znanimi procesi je sledeče: SM : E : K : LDAC : LD = 100 : 98 : : 92 : 78 : 70, kar velja pri določeni letni proizvodnji 1,5 milijona ton. Če vzamemo v kalkulacijo še ostale potrebne objekte poleg jeklarne, so stroški investicij za LD proces ca 86 °/o SM procesa. To razmerje je v omejenem obsegu odvisno od različnih lokalnih pogojev. Če končno poudarimo dejstvo, da je jeklo proizvedeno po kateremkoli kisikovem postopku vsaj tako kvalitetno kot SM jeklo, kar je odločujoča ugotovitev, potem so splošne smernice Evropske gospodarske komisije za jeklo pravilne, ko poudarjajo, da temelji bodočnost proizvodnje jekla izključno na čistih kisikovih ali njim sličnih procesih in na obločni elektropeči. Na količinsko razmerje bodo vplivali specifični surovinski in ekonomski pogoji v posameznih deželah. Tržišče in ekonomika usmerjata danes uvajanje novih tehnoloških postopkov, pri katerih je bistveni faktor povečanje produktivnosti, ta pa utemeljuje izredno velik obseg uporabe kisika. Danes trdimo, da brez večje porabe kisika v proizvodnem postopku jekla ni osnovnega pogoja ekonomike. Za ekonomsko utemeljitev SM procesa, ki bo v bodočih desetih letih še verjetno prednjačil v proizvodnji jekla, predstavlja kisik naj učinkovitejše sredstvo. Verjetno se bo spremenila konstrukcija peči v takem smislu, da bo SM proces lahko ekonomsko tekmoval z drugimi procesi, za kar sta v osnovi potrebna dva pogoja: povečanje produktivnosti, kar bo znižalo čisti učinek predelovalnih in kapitalnih stroškov in zboljšanje toplotnega izkoriščanja, kar bi že v najmanjšem obsegu občutno vplivalo na ekonomiko, saj porabi standardna praksa komaj 20 % razpoložljive toplote. Intenziviranje plamena s kisikom:. Ta praksa zahteva dodatek kisika v količini 20 do 25 % od vsebnosti kisika v zgorevnem zraku. V povprečju znaša dodatek 10 do 25 Nm^/t in povečanje produktivnosti je 25 do 40 %. Konkretno navajajo dvig storilnosti za 35 do 40 % pri specifični porabi kisika 20 do 25 Nm3/t.. Pri tem se pri 200-tonski SM peči zmanjša poraba goriva za ca 300.000 kcal/t. Niso osamljeni primeri, da doseže 420-tonska SM peč storitev do 98 ton na uro pri porabi kisika 37 Nm3/t. V takih primerih je vložek sestavljen iz 60'%: tekočega grodlja, ostalo — staro železo j ruda. Kisik se dodaja s tremi kopji skozi glavni obok in nad mazutnim gbrilcem za intezi-fikacijo plamena. Prvi pogoj izredno visokih produktivnosti v SM peči je hitro zäkladanje vložka. 250-ton-sko SM peč na primer založimo v 30 minutah, pri čemer je vložek sestavljen iz 50 % starega železa. Čas od začetka zakladanja do vlivanja tekočega, grodlja znaša 1 uro. Na splošno se zahteva pri srednje velikih pečeh za forsirano obratovanje s kisikom kapaciteto zakladanja do 80 ton na uro. Glej sliko 2. Vpliv tehnološkega gor/va na kapaciteto zakladanja Slika ,2 Tako učinkovita praksa zahteva brezpogojno izredno dobro pripravo vložka in uporabo masivnega starega železa v zelo velikih šaržirnih koritih. Slika 3 prikazuje časovno primerjavo trajanja šarže pri standardni SM praksi in pri uporabi kisika. Kisik za rafinacijo: Kisik dodajamo Skozi , cevi direktno v talino, za kar je potrebno za primer pri 200-tonski SM peči ca 35 Nm3/min., pri 65-tonski 56 Nm3 kisika/min. in 200-tonski SM peči proces med rafinacijo ne potrebuje več goriva. Kisik dodajamo skozi šaržirna vrata ali skozi obok, kar nudi žilavilno hitrost do 0,03 % C/min., in dovoljuje v celoti čase pihanja kisika do 30 minut in skupne rafinacijske čase do 60 minut. čas po dol/ju groc/ja-h Slika 3 Ajax proces je bil izpeljan v nagibni SM peči. Med zakladanjem in proti koncu rafinacije obratuje1 kot SM peč, v ostalih fazah procesa pa je podoben kisikovemu postopku. Bistvo procesa je uporaba 100% tekočega grodlja in rude brez dodatka starega železa, pri specifični porabi kisika do 36 Nm3/min, pri 200-tonski peči in fosfornemu grodlju. Poraba toplote znaša ca 20 % standardne porabe. Zaradi nizke porabe goriva je možno, konstruirati male komore in kapitalni stroški gradnje jeklarne z Ajax pečmi so 60 do 65 % stroškov pri gradnji SM jeklaren. Poraba kisika v E-peči je utemeljena iz več razlogov: važnost kvalitete in visoki stroški predelave upravičujejo vsako finančno obremenitev v pogledu povečanja storitve; oblika peči je zelo primerna za praktično vsako pretočno količino kisika - s kisikom je možno ustvariti v pogledu odstranjevanja C, Si, H in N praktično iste pogoje kot v .SM peči. Forsiranje s kisikom z enostavnimi cevmi pri: količini' do 0;6 Nm3/t/min. nudi povečanje storitve do 8'^?;:Naj7 novejša, praksa temelji na dodatnih gorilcih za gorivo + kisik, kar vpliva na povečani potencial taljenja do 20 % in zmanjšuje porabo električnega toka do 30 %. Kapaciteta dodatnih gorilcev krije ca 20 % skupne potrebne toplote. Pri modernem É procesu jè storitev Odvisna od Učinka taljenja, ki jé funkcija moči transformatorja in pravilne obremenitve peči'ter programa kvalitet. Povečanje kapacitete transformatorja predstavlja proporcionalno povečanje produktivnosti. Stopnja porabe toplote je omejena le z deležem, ki ga more kopel absorbirati. Razlika v temperaturi med obločnim plamenom in vložkom je tolikšna, da zavisi teoretična meja porabljene toplote le od toplotne prevodnosti kopeli. V zadnjih letih so bili izvedeni obširni poizkusi za povečanje storitve s povečanim deležem mrzlega in tekočega grodlja. Medtem ko dodatek mrzlega grodlja znižuje storitev, vpliva velik dodatek tekočega grodlja na povišanje storitve, pri čemer se nekoliko poveča poraba toka. Ekonomika tega procesa je odvisna od lokalnih cen grodlja in starega železa. Slika 4 prikazuje primerjavo produktivnosti SM in elektro peči. Iz primerjave zaključujemo, da ima na primer 60-tonska elektro peč enako storitev kot 90-tonska SM peč s tekočim grodljem oziroma 110-tonska SM peč z mrzlim grodljem. Če k temu dodamo še vplive obratovalnih faktorjev ŠM procesa — kvaliteta mazuta v pogledu žvepla, vlage, izbira pravilnih gorilcev, čas zakladanja, kvaliteta opeke, vzdržnost dna t-- ki se izredno menjajo in vplivajo na kontinuiteto obratovanja oziroma produktivnost proizvodnega agregata, postane jasno, da predstavlja moderna elektro peč agregat, ki prednjači pred SM procesom. 1 Nemške pec/'-tek.gr. V/ozeA fon ca 250kg/t, če je v grodlju preko 1,5 % Si. Večji delež starega železa oziroma rude zahteva višji Si v grodlju, kar zahteva večji dodatek apna, tvori več žlindre in zmanjšuje vzdržnost ognja odporne obloge. Z dodatkom goriva je možno sicèr delež starega železa povečati tudi do 40 % skupnega kovinskega vložka, vendar se šaržni čas podaljša in vzdržnost : gornjega dela obloge se poslabša, kar povečuje stroške. Za predelavo fosfornega grodlja se uporablja LDAC postopek, po katerem lahko izdelamo kvalitetno jeklo iz grodlja do 2,1 °/o P. Osnova za ta postopek je večji dodatek apna v obliki pralni skupaj s kisikom. KALDO postopek je uporaben za predelavo belega 'in fosfornega grodlja. 100-tonski KALDO v Sollacu dosega pri predelavi fosfornega grodlja storitev 55 t/h, pri predelavi jeklarskega navadnega grodlja pa bi kalkulativno 'znašala storitev 70 do 72 t/h. Časovna razlika v trajanju šarže pri predelavi navadnega in fosfornèga grodlja znaša 0,78, razlika v produktivnosti pa 1,30. Primerjava storitev med LD in KALDO je ca 1,3 za predelavo belega grodlja in 1,10 za predelavo fosfornega grodlja. V pogledu produktivnosti na splošno se računa pri KALDO procesu na 1 instalirano tono i' letno proizvodnjo 6000 do 8000 ton, pri LD procesu pa 8000 do 10.000 ton — v obeh primerih je mišljena predelava navadnega belega grodlja. Specifična poraba kisika znaša do 43 Nm3/min. pri predelavi fosfornega grodlja in do 55 Nm3/min. pri predelavi navadnega belega grodlja. Medtem ko se pri LD procesu uporablja tehnično čisti kisik -^99 %, se pri KALDO procesu uporablja kisik s čistočo 95—96 %. - Slika 5 prikazuje odvisnost storitve in šaržnih časov od kapacitete konvertorjev in primerjavo teh parametrov med LD in KALDO procesom. KALDO proces predstavlja nasproti LD procesu agregat z izredno pozitivno toplotno bilanco in ga v nekem smislu moremo primerjati zaradi stalno vrtečega se konvertorja s procesom v SM peči z neskončnim dnom. Pri ca 1 % Si v grodlju je dodatek starega železa do 600kg/t, pri 0,3 % Si pa je dodatek rude do 140 kg/t. V omenjenem primeru znaša P ca 1,85 %. Pri uporabi normalnega grodlja z maksimalno 0,2 % P in 1 °/o Si je toplotna bilanca praktično enako pozitivna, kar je razvidno iz tabele 2. Slika 4 LD-proces je v zadnjih letih doživel ogromen razmah. Glavna prednost tega procesa pred ostalimi čistimi kisikovimi postopki je v visoki storitvi pri predelavi belega grodlja. Konvertor kapacitete 80 do 100 ton doseže storitev 90—100 t/h, pri kapaciteti več ko 200 ton pa več kot 200ton/h. Na splošno je specifični čas od šarže do šarže 0,61 do 0,65min./t do kapacitete 2001 in ca 0,35 min./t pri večjih kapacitetah. Pri LD-procesu znaša časovna razlika v trajanju šarže pri predelavi navadnega in fosfornega grodlja 0,66, razlika v produktivnosti pa znaša 1,48. Specifična poraba kisika je do 100 Nm3/min. oziroma ca 50 do 55 Nm3/t pri 100-tonskem LD-kdnver-torju. Pri 200-tonskem konvertorju dosegajo specifične porabe kisika do 130 Nm3/t, časi trajanja šarž se gibljejo od 20 do 45 min. Pozitivna toplotna bilanca omogoča uporabo rude ali starega železa, ki je je iO zoo 100 KO m 120 100 80 60 io 20 % V I I <0 80 120 KAP/\CIT£rA Ion /60 200 Grodelj 3,5 % C 4,0 % C 0,3 % Si 1,0 % Si 1,8 % P 0,2 % P Ohlajevanje s starim železom kg/t 412 398 Ohlajevanje z rudo (60 % Fe) l50 142 Tabela 2 Negativni faktor KALDO procesa v primerjavi p LD je slaba vzdržnost ognja varne obloge: pri KALDU je poraba opeke ca 12 do 15 kg/t oziroma vzdržnost ca 70 šarž, pri LD pa je poraba opeke ca 7 do 10 kg/t in vzdržnost ca 200 do 400 šarž. Odvisno od kvalitete grodlja moreta oba postopka proizvajati jekla z nizko koncentracijo P in S in s teni jeklo z dobrimi lastnostmi. Vendar obstajajo določene posebnosti, ki so odločujoče predvsem pri izdelavi jekla za globoko vlečenje, ki naj tudi po daljšem času skladiščenja obdrži svoje fizikalne in tehnološke lastnosti, torej, da ne nastopi staranje. Dokazano je, da imata dušik v jeklu in velikost zrn naj večji vpliv na staranje. LD jeklo ima pred desoksidacijo ca 0,003 % dušika, KALDO jeklo pa 0,002 %. Vpliv dušika in staranja na lastnosti globokega vlečenja prikazujemo v tabeli 3. f Globoko vlečenje %; N % Valjano po 20 dneh po 40 dneh po 60 dneh 0,001 50,2 49,6 49,4 49,2 d,002 49,8 47,8 47,6 ,47,5 ' 0,003 49,6 46,8 46,6 46,5 0,004 49,0 44,0 43,7 43,7 Sestava jekla:C — 0,025 %, Mn fl§ 0,35 %, P — 0,014 %, S 4-‘ 0,010 %, ASTM — 6—7. Fosforja je pri LD-jeklu 0,015 do 0,025 %, pri Kaldo jeklu pa 0,010 do 0,020 %. Če hočemo, da bo pri LD-jeklu fosfor pod 0,015 % je treba porabiti več apna. Pri LD-procesu je možno predelati v jeklo z S-fé 0,015 % le grodelj z max. 0,05 % S brez predhod- nega razžveplanja. Pri Kaldo postopku je stopnja razžveplanja 70 do 75 % in jeklo z S = 0,015 % je možno doseči pri predelavi grodlja z max. 0,07 do 0,08 % S brez predhodnega razžveplanja. Pri jeklu za globoki vlek je možno povečati izplen za 1 do 1,5 %, če ima jeklo zelo nizek P in S, kar ima še posebno pozitiven vpliv pri litju velikih ingotov. Stroški za novogradnjo — skupno z visoko pečjo, pripravo rude in pripadajočimi sekundarnimi obrati — so piri LD-postopku 79,5 %, pri Kaldu pa 80 % stroškov za SM jeklarno. SM PEČ - D0PATEK 015KO2l 080K 5M -PROCES 5M-PROCES Primerjava vseh faktorjev LD in Kaldo postopka nam pove, da so pri Kaldu nižji proizvodni stroški. Če k temu dodamo še dejstvo, da je Kaldo proces bolj elastičen, dovoljuje lažjo in dostopnejšo kontrolo izdelave šarže, dovoljuje tudi večjo in sigurnejšo možnost izdelave jekel z višjim ogljikom, torej širši asortiment, potem je razumljivo, da so se v nekaterih industrijsko razvitih deželah na podlagi detajlne ekonomske analize postopkov, surovinske baze in cen posameznih surovin odločili za Kaldo postopek. - V naslednjem prikazujemo shematično posamezne postopke oziroma agregate za proizvodnjo jekla, kjer uporabljamo kisik delno ali pa 100 %. 0 5 10 15 20 25 ČAS PIHANJA - NIN. LD-AC PROCES O 5 10 15 20 ČAS PIHANJA-MIN. KALDO PROCES ALOJZ ŠTURBEJ; dipl. inž. kem. Določevanje cera v sferolitini Sferolitina je legura, katere lastnosti se približujejo jeklu. Na splošno se lahko reče, da ima mehanske lastnosti slične jeklu. Izrazita prednost nodularne litine pa je, da se ulitemu kosu lahko lastnosti dalekosežno popravijo š termično obdelavo. Grafit, izločen v obliki kroglic, ne poslabša mehanskih lastnosti osnovne strukture, ampak služi kot izvor ogljika, ki pri termični obdelavi lahko preide v osnovno strukturo. Karakter izhodne surovine pa lahko onemogoči pridobitev nodularne litine. Do neuspeha pride, kadar so prisotni elementi, ki paralizirajo delovanje magnezija. Imamo celo vrsto škodljivcev, ki delujejo v'zelo malih količinah in to med 0,1 do 0,001 %, Med te škodljive elemente, ki preprečujejo izločanje grafita v obliki kroglic, spadajo predvsem Pb, Sn, Ti, Sb, As, Al, itd. Že pri odkrivanju škodljivega delovanja posameznih elementov je bilo ugotovljeno, da določen dodatek cera železu odstranjuje to delovanje. Za nevtralizacijo škodljivega delovanja titana je npr. zadostna količina od 0,005 do 0,07 % cera. Poleg Cera tudi ostale redke zemlje delujejo kot nevtralizatorji škodljivih elementov. Cer se v litini spoji š škodljivimi elementi v najrazličnejše spojine, kot npr.: Ce2S , Ce;!S4, CeS, CeP, CeAs, Ce3Pb, CePb, CePb2, CeBi, Ce4Bi, Ce2Sn, Ce2Sn3, CeCu, CeCu , CeCu,, CeCu„, itd. Iz navedenega vzroka je razumljivo, da ima kvantitativno določanje cera velik praktičen pomen. Literatura omenja postopke, po katerih se določa cer v jeklu. V našem laboratoriju pa smo hoteli ugotoviti za naše razmere najugodnejši postopek, ki bi dajal dobre rezultate za cer v sferolitnih valjih. Torej z vse večjo uporabo Cera kot legirnega elementa v metalurgiji pa se je tudi pokazala želja za čirhtočnejšo določitev njegove vsebnosti. Razvoj metod določanja cera je šel preko1 elektrolize z živosre-brno katodo, fotometrije, potenciometrije do končno najhitrejših spektrografskih metod. Kjer niso na razpolago sredstva za nabavo spektrografa, se navadno poslužujejo fotometričnih metod. Te metode imajo dobro občutljivost in rezultati so dokaj uporabni. Pri tem načinu analiziranja so potrebne raznovrstne kemikalije, ki jih je težko dobiti, kot na pr. lantanove soli, soli samarija, o-dianizidin, itd. Do sedaj je v rabi pet fotometričnih metod: nefelometrična, metoda z o-dianizidinom, z o-toliidinom, s kromazurolprh in peroksidna metoda. Najboljša je nefelometrična metoda, ki pa zahteva poseben fotometer — nefelometèr. Nobena od teh fnetod ni direktna, ampak je potrebno železo in ostale elemente odstraniti z elektrolizo na živosrebrni katodi. Potenciometrična metoda določanja cera, ki smo jo tudi v našem laboratoriju detajlno preiskali in dopolnili, je manj poznana. Do sedaj je bilo v literaturi navedeno le dvojè potenciometričnih metod. Ena je osnovana na principu, da lahko z živim Srebrom kot katodo pri primerni napetosti in toku odstranimo iz raztopine vse elemente, razen cera, kroma, mangana in vanadija. Po elektrolizi imamo torej v raztopini cer skupaj z elementi, ki vsi motijo potenciometrično titracijo. Iz te raztopine oborimo cer in mangan kot hidroksida, ki jih nato zopet topimo. Torej mangana ne moremo na noben način odstraniti in ga v končni fazi titriramo skupaj s cerom. Prisotnost mangana kompenziramo na ta način, da napravimo vzporedno t. im. »manganovo probo« in v njej titriramo samo mangan. Iz razlike porab dobimo porabo titranta za cer. Ta metoda zahteva veliko izurjenost, da bi dobili točne rezultate. V našem laboratoriju smo se odločili za eno varianto potenciometrične določitve cera, ker imamo na razpolago primerni potenciometer. Pri tem načinu dela je treba cer izolirati iz raztopine vzorca v obliki fluorida in ga nato v primerni obliki titrirati z amon-železovim sulfatom. Z izolacijo cera od ostalih elementov v obliki fluorida so se prvi in bolj podrobno ukvarjali japonski kemiki. Njihova metoda za določanje malih množin cera je komplicirana. Jeklo so topili v žvepleni kislini, glavno količino železa, kroma, niklja so odstranili elektrolitsko, obarjali cer s fklorovodikovo kislino, žarili in prevedli v okside. Okside so raztopili in cer ponovno oborili kot hidroksid. Obar janje so opravili v vreli raztopini s sečnino in ocetno kislino. Pri vrenju in določenem pH se izvrši reakcija: (NII2)2CO + II20 = 2NH3 I- C02 sečnina amonijak Amonijak, ki nastane pri reakciji, obori cer kot hidroksid, ki so ga z žarenjem prevedli v cerov oksid, ponovno topili in obarjali s fluorovodikovo kislino in š ponovnim žarenjem dobili čist oksid cera. Kakor vidimo, je ta postopek zelo zapleten in zahteva veliko časa. Poskusi izolacije cera iz raztopine vzorca v obliki fluorida in nadaljnja titracija razklopljenega Cerovega oksida so dali dobre rezultate. Obarjanje cera izvršimo prav tako s fluorovodikovo kislino, elementi, ki se pa izločijo skupno s cerom, nadaljnje potenciome-. trične titracije ne motijo. Pri tem ni nujno opraviti elektrolize, ki ne dovoli večjih zateht. Pri izolaciji cera s fluorovodikovo kislino imamo lahko poljubno velike zàtehte, kar je zelo ugodno pri majhni količini cera. Titracija cera lepo poteka pri določeni količini žveplene kisline (3 do 5 ml H2SO4 spec. t. 1,84 na 50 do 100 ml raztopine). Titracijo izvršimo z Mohrovo soljo zelo nizke koncentracije. Oksidacijsko redukcijske lastnosti cera dajo lep skok potenciala v ekvivalentni točki. NAČIN DELA Kemikalije: H0S04 (1 d- D, H2S04 (1 + 5), HC104 konc., HNC>3 (1 + 1) HP konc., K2S207 p. a. (NH4)2Fe(S04)2 20 %. AgNO.“ 1 % (NH4)2S,03 trden (NH4)2Fe(S04)2 0,002 n 0,64 g M. s. topimo v vodi, dodamo 20 ml H2S04 (1,84) in dopolnimo do 1 lit.) Sintetično raztopino cera: 0,12245 g Ce(S04)2 . . 4H20 topimo v vodi, dodamo par kapljic H2Š04 in razredčimo na 250 ml. 1 ml te raztopine vsebuje 0,1676 mg Ce/ml. Točna vsebnost Ce je bila določena potenciometrično. Najprej je bilo treba ugotoviti občutljivost laboratorijskega potenciometra nà skok potenciala pri titraciji cera z Mohrovo soljo. Ugotovljeno je bilo, da je skok potenciala v ekvivalentni točki od 80 do 200 mV. Seveda je ta skok potenciala odvisen ' od koncentracije Mohrove soli, Skok 80 do 200 mV je bil dosežen z najnižjo koncentracijo Mohrove soli, s katero je še možna titracija in ta je s poskusom ugotovljena 0,002 n raztopina. Raztopini Mohrove soli je bil nato določen »titer«, to je, kakšni količini cera ustreza 1 ml raztopine. V ta namen smo topili Ce(S04)2.4HaO v vodi, dodali žvepleno kislino in titrirali do skoka potenciala. Ugotovljeno je bilo, da 1 ml raztopine Mohrove soli ustreza 0,000284 g cera. Seveda pa ta številka ni stalna in jo je treba kdaj pa kdaj kontrolirati. a. 0,3465 f = —:— b a = zatehta Ce(SO ) . 4H O v g b H poraba Mohrove soli v ml % Ce d c = poraba Mohrove soli za titràcijo v ml d = zatéhta vzorca v g Sedaj smo pristopili k analiziranju iVl »sintetičnih prob«. Sintetične probe smo delali na ta način, da smo določeni zatehti vzorca sferolitnega valja dodali točno odmerjeno količino cera. Cer smo dodajali v obliki standardne raztopine, ki je vsebovala 0,1676 mg Ce/ml. Te sintetične probe smo analizirali na tale način: Vzorec z dodano količino cera topimo v nekaj ml šolitme in perklorne kisline. Po topljenju vparimo do sirupoznega ostanka, ohladimo in ostanek raztopimo v vodi. Sedaj dodamo nekaj ml 20.% Mohrove soli, da reduciramo Cr. Vse skupaj prelijemo v poliètilèn-ako čašo in obarjamo cer s ca 20 ml f klorovodikove kisline. Pustimo nekaj časa stati in prefiltriramo skozi gost filter papir (dvojni plavi trak). Ostanek na filtru speremo 8- do 10-krat z vodo, sušimo, Sežgemo filter papir in ostanek žarimo v peči. Izžarjeni ostanek S okside — razklopimo s kalijevim pirosulfatom. Talino izlužimo v H2S04 1 + 1. Raztopini dodamo nekaj ml AgNOs in ca 1 g trdnega amonpersulfata. Nato kuhamo toliko časa, da se ves cer oksidira, prebiten amonperšulfat pa popolnoma razkroji. Nato ohladimo na sobno temperaturo in titriramo z raztopino Mohrove soli do skoka potenciala. Elektrode: nasičena kalomelova in platinska. Na osnovi tega delovnega postopka so bili doseženi tile rezultati: Zatehta Dodano Ce Najdeno Ce Razlika g mi . % ; %. :+%;■+ 2 0,207 0,0103 0,012 + 0,0017 2 0,414 0,0207 0,021 + 0,0003 2 0,62 0,031 0,031 0,000 1 1,04 0,104 0,103 — 0,001 ' 2 0,103 . 0,0051 0,008 + 0,0029 2 0,31 0,0155 0,017 § + 0,0015 2 0,166 0,0083 0,010 + 0,0017 J. 0,771 0,077 0,078 So,001 2 0,99 0,0495 0,052 So,0025 2 0,51 0,0255 0,029 ■ + 0,0035 ; Osnova za vse analize je bil sfero valj brez cera takele sestave: C : 3,20 %, Si : 1,31 %, Mn : 0,35 %, P : 0,152 %, S : 0,014 %, Cr : 0,59 %, Ni : 0,85 %, Mg : : 0,032 %. Na osnovi doseženih rezultatov so bili analizirani valji: 10882, 10883, 10885 in dobljeni taki rezultati: Valj 1 % Ce 10882 0,0078 10883 0,007 10885 ; 0,0075 Ruska literatura navaja dopustna odstopanja od rezultatov za cer: _ Dopustna odstopanja % Ce v vzorcu a äs _ ,, mi J gg -- od rezultatov * 1 2 3 4 5 0,01 —0,03 0,031—0,06 0,061—0,10 višje od O;! gg 0,005 ± 0,007 i 0,009 ± 0,012 če pogledamo dobljene rezultate, vidimo,! da šo v mejah toleranc. ZAKLJUČEK: , 1. Izolacija cera je kvantitativna. Nerazkrojen grafit nekoliko poveča rezultat, ker je iz njega težko izprati moteče elemente. Stružene odnosno vrtane probe imajo več grafita kot vzorci, pripravljeni s tolčenjem granul. Smatramo, da bi proba, vzeta v obliki granul, dala točnejši rezultat. 2. Določevanje cera zahteva precej časa — ca 4 ure -II od teh odpade 3 ure samo na filtriranje in pranje oborine. 3. Ker je perklorna kislina draga, lahko vzorec topimo v žvepleni kislini in nerazkrojene karbide razklopimo v kalijevem pirosulfatu. 4. Metoda je ugodna, ker zahteva kemikalije, ki so razmeroma poceni in se nahajajo v vsakem kemičnem laboratoriju. 5. Zatehto vzorca je treba vzeti tolikšno, da količina cera v raztopini vzorca ne prekorači 1 mg. Sodobni postopki izdelave zobatih koles Razvoj tehnike vnaša prav na vseh področjih nove rnetode in postopke dela, izpodriva stare neracionalne in tehnično nepopolne. Teinu razvoju sledi tudi tehnologija izdelave zobnikov, ki 'je v zadnjem desetletju napravila velik skok iri skoraj povsem izpodrinila star klasičen način izdelave zobnikov z delilnim postopkom, ki ima vrsto hib in današnjim zahtevam ne more več slediti, niti po .kvaliteti niti po, ekonomičnosti. V tem sestavku bom skušal na poenostavljen način razložiti nekatere načine izdelave zobnikov. Namenoma se bom izognil teoretičnim razlagam in matematičnim izvajanjem, da bi tako Sestavek služil čim širšemu krogu bralcev, tudi tistim, ki nimajo močnejše osnove s področja tehnike. Zobnike je nemogoče izdelati s plastično obdelavo, ali pa z odvzemanjem delcev. Način s plastično obdelavo t. j. kovanje, stiskanje, litje prihaja le še redko v poštev in to zaradi netočnosti, neredko pa tudi zaradi neekonomičnosti, saj je znano, da so svojcas bili vsi zobniki za poljedelske stroje-izdelani s plastično, obdelavo, medtem ko danes spričo sodobnih specialnih visokoproduktivnih strojev z odvzemanjem delcev, star način ne more zadostiti ekonomiki. Obdelavo zobnikov delimo na samo izdelavo zob in na poznejšo fino obdelavo, bilo zaradi doseganja večje gladkosti ali' pa zaradi odstranjevanja napak, kot posledice deformacij pri kaljenju. Prvi način svojčas imenovan tudi grobi način izdelave zob je danes toliko izpopolnjen, da ustreza vsem zahtevam," ne more pa seveda vnaprej eliminirati kalilnih deformacijskih-sprememb. Zà le-te.je,še vedno potrebna t. im. fina obdelava z brušenjem, lepanjem in strganjem. Izdelavo zob lahko izvedemo . na dva glavna načina: a) Delilni postopek. b) Odvalni postopek. DELILNI POSTOPEK Pri delilnem postopku- mora imeti orodje isto obliko kot jo ima vmesni prostor med dvema zoboma ali pa mora biti vodeno po kopirni šabloni: Pri tem postopku moramo imeti za vsako velikost zoba t. j; za vsaki modul in za vsako število,zob, za vsako profilno premaknitev in za vsak vprijemni kot svoje posebno orodje ali šablono. Iz tega torej1 sledi, 'da je potrebno imeti ogromno orodja, ki je pa povrhu tega še komplicirano in ga je težko izdelati. Upoštevajoč gornje je nemogoče imeti na razpolago toliko orodja. To je bilo rešeno tako, da orodje izdelujejo v stavkih, to pomeni, da se ne upoštevajo vse gornje zahteve, temveč se le-te slične'združijo v eno in tako se zadosti posameznim faktorjem le delno, iz česar seveda izvira vrsta 'liapäk. Orodja rne izdelujejo za vsako število zob posebej, temveč za več števil zob skupaj; normalno zà en modul in število zob od nič do neskončno stavek osmih rezkafjev. Isto orodje uporabljamo za več števil zob, kar'že povzroča napake 'v obliki zoba; dalje povzroča sani postopek netočnosti, ki jih ni mogoče eliminirati. Zaradi vseh zgoraj navedenih napak se delilni postopek danes uporablja le tam, kjer zobnike uporabljamo v podrejene namene (zobje so netočni), kjer njih ekonomična izdelava ne igra vloge" in kjer so v delavnicah na razpolago le univerzalni rezkalni stroji, na katerih je mogoče izdelovati tudi zobnike po delilnem postopku. ODVALNI POSTOPEK Po‘tem postopku danes izdelujemo večinoma vsa zobata kolesa, ker je s tem postopkom mogoče doseči maksimalno točnost in tudi ekonomičnost. Bistvo tega načina je v tem, da s kotaljenjem kroga po ravnini opiše točka na krogu evolvente t. j. krivuljo, ki jo ima vsak bok zoba, zato imenujemo taka kolesa evolventna zobata kolesa in se danes v! naj večji meri tudi izdelujejo. Nastanek evolvente glej na sliki 1. Sl. 2 Izhajajoč iz gornjega bi za obdelavo enega boka zoba lahko služilo orodje v obliki ene točke. To se danes redko uporablja, izjema je novejši način brušenja po »Maagu«. Skoraj na vseh strojih, ki delajo po odvalnem postopku se zobnik (obdelovanec) vrti v odnosu na orodje. Tu imamo spet kotaljenje kroga po ravnini, seveda mora biti ta krog t. i. odvalni ali kinematski krog, ki pri normalnih zobnikih brez korekcije ustreza delilnemu krogu. Iz teh dokaj skrčenih in poenostavljenih razlag je mogoče zaključiti, da lahko vzamemo za orodje zobato letvo kot kaže slika (2). Če sedaj obdelovanec kotalimo (po kinematském krogu) po ravnini paralelno z zobato letvo, tedaj bo letva napravila ali začrtala na zobniku pravilno evolvento. Če hočem stvar še poenostaviti, tedaj si zamislimo disk iz gnetljive snovi, pri sobni temperaturi in ga zakotalimo po zobati letvi tako, da bo napravil poln krog. Dobili bomo čelni zobnik z ravnimi zobmi, ki bo imel pravilno evolvent-no ozobljenje. Iz te osnove in po tem principu so grajeni vsi stroji za odvalno rezkanje. r 7\ r~a SRS __/ />__/ mm / ■ / % i m i m n ; 51.5 kinematski površini 0—0 ploščatega zobnika, kjer se mora vrh tega stožca ujemati s centrom krogle. Načini izdelave čelnih zobnikov po odvalnem postopku. V osnovi jih delimo po obliki orodja v tri vrste: Sl. 6 Sl. 3 Čelni zobnik s poševnimi zobmi pa nastane tako, da ga zakotalimo po zobati letvi z ravnimi zobmi v poševni smeri. Nastanek polža pa si je zamisliti s pomočjo rotacije zobate letve okoli osi polža z istočasnim podajanjem za en ali več korakov letve pri enem obratu. Glej sliko (3). Polžni zobnik nastane sedaj z odvaljanjem po zobati letvi v obliki polža. Sl. % Bolj težko je pojasniti nastanek stožčastih zobnikov. Pri razlagi je treba izhajati iz predpostavke, da neko odrejeno število zob na zobati letvi zvijemo v venec, glej sliko (4). Teoretično si moramo zamisliti, da se ta venec nahaja na površini krogle. Če sedaj vse točke tega venca spojimo s centrom krogle, dobimo t. i. ploščati stožčasti zobnik, kot ga kaže slika '(5). Običajni stožčasti zobnik nastane sedaj s kotaljenjem stožca po Rezilno orodje v obliki glavnika. 2. Rezilno orodje v obliki zobnika. 3. Rezilno orodje v obliki odvalnega rezkarja. 1. Stroji z orodjem v obliki glavnika. Stroje s takšnim orodjem poznamo v glavnem pod imenom »Maag in Sunderland«. Orodje je pri teh strojih zobata letva, ki je nagnjena poševno, da tako dobimo želeno geometrijo orodja. Glej sliko (6). Sl. 7 Pri strojili »Sunderland« se orodje giblje v horizontalni smeri, če hočemo izdelati čelno zobato kolo z ravnimi zobmi; , če gre pa za poševno ozobljenje, tedaj postavimo glavo z orodjem pod določen kot. Glavnik brusimo samo na prednji površini v obliki enojnega ali dvojnega kanala, da bi tako ne spremenili profila, vendar dosegli potreben cepilni kot, glej sliko (9). Glej sliko (7). V detajle tovrsten stroj ne bi opisoval, ker pri nas rii tako močno razširjen kot »Maag«. Stroji »Maag«, glej sliko (8) so zelo slični phalnim strojem, le z razliko, da je mogoče glavo nagniti pod določenim kotom. Orodje v obliki glavnika je tu pritrjeno na drsnik in skupaj z njim opravlja glavno delovno gibanje — rezanje. To gibanje je navpično pri zobnikih z ravnimi zobmi in poševno pri zobnikih s poševnimi zobmi. Odvalno gibanje opravlja tu samo zobnik — ob- delovanec, ki se vrti okrog svoje osi in istočasno tudi vzdolžno premika. Za nastavitev globine je mogoče cel suport premikati. Pri majhnem ' številu zob je mogoče zobniku izdelati že v enem obratu vse zobe, medtem ko pri zobnikih z večjim številom zob dolžina orodja običajno ni zadostna in je potrebno po nekem odrejenem številu zob delo stroja prekiniti. Drsnik z orodjem se; ustavi v zgornji legi, tako da je izven vprijema, a ob-delovanec se povrne v prvotni položaj in se istočasno tudi vrti. Treba je izvršiti še točno nastavitev in delo se ciklično ponavlja. Vrtenje obdelovahča z istočasnim vzdolžnim gibanjem v pravilno določenem Odnosu dosežemo s pomočjo menjalnih zobnikov, ki jih je potrebno za vsak primer posebej nastaviti, predhodno pa seveda izračunati. Odvalno gibanje opravimo samo takrat, ko orodje ne reže, da še tako zmanjša obraba orodja in ostalih delov. Rezilno orodje v obliki glavnika predstavlja pro-filno orodje, ki' mora imeti svoj cepilni in prosti kot. Iz gornjega je zaključiti, da lahko na stroju »Maag« izdelujemo čelna zobata kolesa z ravnimi in poševnimi zobmi z evolventnim profilom. Možno pa je izdelovati tudi verižna kolesa, jih ostala kolesa s posebnimi profili, a je tu potrebno precej kompliciranega orodja. Notranjega ozobljenja in polževih koles na tem stroju ni mogoče izdelovati; Z. Stroji z orodjem v obliki zobnika. S takšnim orodjem delajo stroji »Fellows in Sykes«. Na teh strojih se kot orodje uporablja specialni zobnik, ki ga imenujemo tudi pehalni zobnik. Takšno orodje omogoča izdelavo zunanjega in ribtra- m njega ozobljenja, glej sliko (10). Ge hočemo na teh strojih izdelovati poševno ozobljenje, je potrebno orodje s poševnimi zobmi. Naklonski kot zob na orodju mora biti popolnoma enak kotu poševnega ozobljenja na obdelovanpu. Iz tega torej sledi, da je potrebno veliko orodja, saj moramo imeti za en par poševnih zobnikov kar dvoje orodij. Pri teh strojih opravlja glavno gibanjef|||rezanje pehalni zobnik, ki se giblje vertikalno, a poleg tega -se enakomerno in počasi vrti, glej sliko (11). Z isto obodno hitrostjo se vrti tudi obdelovariec. To vrtenje obdelovanca in pehalnega zobnika nam predstavlja odvalno gibanje. To si je'mogoče tolmačiti tudi na ta način, da si orodje napraviizseka na obdelovanctt prosto pot in se tako lahko prične vrteti. Oblika zob,, ki nastajajo na takšen način, je seveda spet evolvfent-na, ker ima orodje obliko evolvente in lahko izdelani zobniki obratujejo z vsakim zobnikom istega modula in istega vprijemnega kota, nevezano na število zob. Sl. 13 fwi/br W//////M/////A K/vvaV Sl. 14 Pri izdelavi poševnega ozobljenja se zadeva nekoliko zakomplicira, ker mora pehalni zobnik dobiti še dodatno vrtenje 'in to v obliki spirale z istim korakom kot . ga ima zobnik — obdelovanec s poševnimi zobmi. Za tč> dodatno vrtenje služijo pri vseh teh strojih specialne šablone, katere vrtijo drsnik na svoji vertikalni poti. Za vsak različen kot je potrebna posebna šablona, kar seveda občutno poveča število orodij in močno omejuje raznovrstnost zobnikov. Princip takšnega delovanja nam kaže slika (12) na stroju Fellows; ^rapid. V principu vidimo stroj Fellows na sliki (13). Hitrost vrtenja delovne mize, ki se določa skupaj s številom zob orodja, odreja število zob obdelovanca, ter se za vsak primer posebej nastavlja na menjalnem SStniii Sl. 15 kolesju. Da ne bi bilo okvar orodja, se delovna miza pri povratnem hodu vedno odmakne. Za izdelavo velikih serij služi.stro j »Fellows Planetary« kakor tudi »Fellows-Rotary«. Stroj »Sykes« pa se normalno uporablja Je za izdelavo puščičastih zobnikov. Tu spet lahko zaključimo, da je mogoče na stroju »FelloWs« izdelovati čelna zobata kolesa z ravnimi in poševnimi zobmi, in še notranje ozobljenje. Ni pa mogoče izdelovati polžastih koles. Zahteve po orodju so sorazmerno velike in smo običajno vezani na večje investicije ali pa omejeni le na določene dimenzije, kar je sprejemljivo le za serijsko proizvodnjo. 3. Stroji z orodjem v obliki odvalnega rezkarja. Ti stroji uporabljajo kot rezilno orodje'odvalni rezkar. Ta princip je bil najprej uveden na »Pfauter« strojih za odvalno rezkanje, ki so bili istočasno tudi prvi stroji, na katerih so se izdelovali odvalno rezkani zobniki. Odvalni rezkar je tu prófilni rezkar, izdelan na zastružilni stružnici, da tako obdrži z brušenjem nespremenjen profil. Rezkar je po svoji geometrijski obliki zelo sličen polžu z enostopnim trapecnim navojem, glej sliko (14). Večstopni rezkarji se uporabljajo samo izjemoma, ker nam puščajo nekaj več napak. V praksi uporabljamo rezkarje v obliki zavojnice, glej sliko (15); z zelo velikim korakom in naj novejši ràzvoj gre celo v smer uporabe čim večjih premerov rezkarjev, kjer je vpliv napak manjši. Zavojnica je običajno desna, le pri levih polževih kolesih mora biti leva. Seveda pa vsak stroj dopušča uporabo tudi levih zavojnic na rezkarju. Vsak zob odvalnega rezkarja predstavlja zobato letvo, le da so profili drug proti drugemu premaknjeni za t/Zo (t = delitev ozoblj enj a, zo == število zob rezkarja). Tako dobimo vtis, da se pri vrtenju profil si. n rezkarja vzdolžno pomika ter, da se za vsak obrat pomakne za eno delitev t. To navidezno pomikanje profila nam prevzame premočrtno komponento odvalnega gibanja tako, da se mora obdelovanec samo še vrteti, glej sliko (16). Vrtenje obdelovanca mora biti točno v določenem razmerju z vrtenjem rezkarja. To razmerje je potreba no za vsak posamezen primer izračunati in na menjalnem kolesju nastaviti, j Pri izdelavi zobatih koles z ravnimi zobmi moramo rezkar postaviti poševno, glej sliko (17). Pri tem Sl. 18 a in b postopku režejo vsi zobje enakomerno in je Zaradi tega obraba orodja enakomerna na vseh zobeh, eventualne napake v delitvi, ki bi jih'povzročal stroj, se s tem delno izenačijo, 7Zaradi tega so na ta način rezkam Zobniki bolj točni od -postopka »Fellows«. Zunanjost ‘starò j ä »Pfauter«, j e razvidna iz slike (1>8, 18 a ih 18 b). Polževa kolesa je mogoče pravilno izdelati le po odvalnem postopku, najprimernejši pa -je stroj, ki služi za odValno rezkanje zobnikov, kot je to »Pfauter«. Tak stroj pa mora biti seveda opremljen z dodatnim tangencialnim šupdrtom in je tako mogoča izdelava polžeyih koles na dva načina. a) po radialnem postopku, b) po tangencialnem postopku. a) Pri radialoein postopku je potreben odvalni rezkar istih dimenzij,kot polž, ki bo kasnéje skupaj z njim obratoval. ^Rezkanje polževih koles po radialnem postopku 'poteka tako, da ima odvalni rezkar glavno gibanje,; medtem ko se polževo kolo vrti okoli svoje osi S takim številom obratov kot je prenosno razmerje med polžem in polževim kolesom, glej sliko (19). Če imamo enostopni polž in polževo kolo s.40 zobmi, tedaj se (obdelovanec) polževo kolo zavrti enkrat, medtem ko se rezkar zavrti štirikrat. Slaba stran radialnega postopka je v tem, da je potrebno izdelati specialni rezkar za vsak primer polža posebej, kar predstavlja velik strošek. b) Pri tangencialnem postopku dosežemo najboljše rezultate z odvalnim rezkarjem v obliki polža z istimi dimenzijami, povečanimi le za zračnost, kot jih ima polž. Ta rezkar je z ene strani posnet, slično kot navojni sveder, glej sliko (20). Rezkar opravlja glavno rezilno gibanje. Polževo kolo se vrti okrog svoje osi v istem prenosnem razmerju kot pri radialnem postopku. Poleg glavnega vrtilnega gibanja ima rezkar še dodatni aksialni pomik, tangencialno na kinematski krog obdelovanca. Osna razdalja med rezkarjem in obdelovancem mora biti enaka kot jo bo imel bodoči polžev pogon. Delo rezkarja lahko v tem primeru primerjamo z na-vojnim svedrom. Tangencialni pomik rezkarja nam omogoča dodatni specialni tangencialni suport, ki ga montiramo namesto normalnega vertikalnega suporta. Zelo velika prednost tangencialnega postopka je zlasti v tem, da lahko namesto dragega in kompliciranega rezkarja uporabimo kar enostaven profilni nož, glej sliko (21). Poleg čelnih zobatih koles z ravnimi in poševnimi zobmi, ter polževih koles je mogoče na stroju »Pfau-ter« izdelovati še globoidne polže, zobate letve, utorne gredi in vrsto sličnih strojnih elementov, kar pri strojih »Maag ih Fellows« ni možno. Iz opisanega je mogoče zaključiti, da je odvalni stroj »Pfauter«.. v svoji družini najbolj vsestransko uporabljiv, zlasti pa še visoko produktiven. Nima velikih zahtev po orodju, ter enkratne investicije stan- — H dardnih orodij pokrijejo celotno potrebo dokaj heterogene proizvodnje zobnikov. Nesporno je, da od vseh naštetih strojev omogoča največjo točnost »Maag«, njemu sledi »Pfauter« in nato »Fellows«. Če zadevo gledamo povsem teoretično, je logično, da stroji z orodjem v obliki glavnika dajo najbolj pravilne oblike, vendar so odstopanja pri ostalih dveh postopkih tako majhna, da za širšo strojegradnjo nimajo praktično nobenega negativnega vpliva. Na 'stroju »Pfauter«, za razliko od stroja »Fellows«, res ne moremo delati notranjih ozobljenj, čeprav je v zadnjem času s posebnimi dodatnimi napravami tudi to možno. Je pa na njem mogoče izdelovati polževa kolesa in slične elemente, kar predstavlja sorazmerno veliko vrednost. Stroji Maag in Fellows so le bolj za serijsko proizvodnjo, ker zahteva vsaka sprememba vrsto novih orodij in s tem velike stroške. Delno izjemo tvori pri tem le Maag, ki pa je ozko omejen le na čelna zobata kolesa z ravnimi in poševnimi zobmi. Iz vseh razlaganj je razvidno, da na nobenem od navedenih strojev ni mogoče izdelovati stožčastih zobatih koles, omenjeno je bilo, da je stvar nekoliko komplicirana in zato gradijo vrsto specialnih strojev kot Bilgram, Gliesson, Klingenberg, Oerlikon-Spiro-matic, Fiat Mammano itd. Take kombinacije: strojev, ki bi omogočala izdelovati čelna in stožčasta zobata kolesa na, enem stroju, za zdaj ni, če pa bi to hoteli doseči, bi bila ta zadeva Zelo draga in bi se pojavilo vprašanje, če ni bolje nabaviti dva specialna stroja namesto enega univerzalnega. Sl . 21 Na koncu velja omeniti še nekaj karakteristik odvalnega rezkalnega Stroja sistema »Pfauter«, ki bo v kratkem pričel obratovati v naši mehanični delavnici: naj večji modul rezkanja 10 mm s predrezkanjem 12 mm naj večji premer rezkanega kolesa brez konzolne podpore 1250 mm moč glavnega motorja , 10 KM Že več let se naše podjetje oskrbuje z zahtevnejšimi zobatimi kolesi iz drugih podjetij, ker z delilnim postopkom ne moremo zadostiti zahtevam današnje stopnje tehnike. Pri tem imamo velike težave z dobavnimi roki in tudi cene so včasih skoraj nedojemljive. Z izgradnjo novih pogonov še bo potreba po rezervnih zobnikih občutno povečala in nevzdržna bi bila izdelava po delilnem postopku, tako glede kvalitete kot stroškov, odvisnost od tujih podjetij pa že danes ni več sprejemljiva, ker so kapacitete na teh strojih že sedaj ozka grla njihove proizvodnje. 5 MARTIN GORŠEK Ultrazvočne preiskave nodularne litine V zadnjem času so začeli uporabljati ultrazvok za odkrivanje napak v materialih. Razen tega lahko s pomočjo ultrazvoka določimo tudi fizikalne količine kot: hitrost razširjanja Ultrazvočnih valov, dušenje, elastični modul i. dr. Opazovanja so pokazala, da je obnašanje ultrazvočnih valov v kovinskih materialih odvisno predvsem od oblike osnovne strukture. Pri tem je važno ali je struktura fino oziroma grobo zrnata. Poizkusi Vr vseh vzorcih isto osnovno strukturo (razen oblike, grafita) smo potem, ko smo jim že izmerili hitrost in dušenje, vzorce žarili pri 9200 c. Za tem smo zopet izmerili hitrost ih dušenje. Vsem vzorcem smo izmerili še trdoto in raztržno trdnost ter napravili metalografsko preiskavo. Hitrost smo merili na vzorcih dolgih od 120—140 mm. Dušenje pa na ploščah debeline od 20—30 mm. MERJENJE HITROSTI Pri merjenju hitrosti pošljemo istočasno zvoči/ impulz v vzorec in v vodni stolpec interferometra. S spreminjanjem višine vodnega stolpca lahko do sežemo interferenco med obema impulzoma. Oba impulza peljemo istočasno na osciloskop, kjer lahke točno vidimo, kdaj se impulza maksimalno ojačita Ker poznamo hitrost v vodi, izračunamo neznar t hitrost po formuli: dv dw; kjer pomeni: vv = hitrost v vzorcu (m/sek) j* ■ — hitrost v vodi (m/sek) dv = dolžina vzorca (mm) 'dw = dolžina vodnega stolpca (mn v,. = relativna hitrost REZULTATI MERJENJA HITROSTI V prvih šestih, vzorcih z obliko grafita 1—6 po Slika št. 1: Diagram odvisnosti v,, od oblike grafita za 6 izbranih vzorcev t Vr(l) 0,97' so pokazali, da ima velik vpliv pri tem tudi oblika grafita. Pri svojem delu smo poizkušali dobiti rezultate, ki bi nam omogočali, da bi lahko ločili vzorce z nodularno, lamelarno in mešano obliko grafita. V praksi je ta postopek važen za ugotavljanje uspelosti nodularne litine. Poskušali smo najti vpliv oblike grafita na hitrost razširjanja in dušenja ultrazvočnih valov. PRIPRAVA IN POTEK POIZKUSOV Poizkuse smo opravljali z aparaturo za ultrazvočne impulze firme »Kretztechnik«. Za merjenje hitrosti smo kot dodatno napravo uporabljali poseben interferometer. Najprej smo poiskali 6 vzorcev z značilno obliko grafita. Po lestvici Železarne Štore so imeli ti vzorci obliko grafita odi do 6 (rezultati meritev so v tabelah 1, 2 in 3). Razen teh vzorcev smo potem merili hitrost in dušenje še na 20 vzorcih (meritve so prikazane v tabeli 4) z različno obliko grafita. Da bi dobili pri 0,95 0,94 0,93 P,92 0,91 ! ■v gj i 'V * V-..J r "N gsf mm t. - Chi \-J v • '*■■■ X» 'v X\. t \ ||i jgg|| % jjiAfcRjin .j j prvd iarta/M fn> 4 5 •' 6 :• oblika grafita Slika št. 2: Diagram odvisnosti v,, od oblike grafita za 20 nežarjenih in žarjenih vzorcev Slika št. 3: Grafikon hitrosti razširjanja ultrazvoka v Odvisnosti od oblike grafita prej, omenjenih tablicah je bila hitrost dobro merljiva in je dosegla naslednje vrednosti: 1. Pred žarenjem: Zap. št. Št.; šarže v (m/sek) vr Oblika grafita 1 805 5720 0,963 1 . 2 667 5660 0,953 2' 3 629 5660 0,953 3 4 619 5590 0,940 4 5 666 5590 0,940 5 6 653 5360 0,901 6 Tabela 1 2. Po žarenju: Žap. št. St šarže. v: (lii/sek) ■ V,r i Oblika grafita ■■■ X 805 56901 0,957 •- ,1 ' 2 667 : 5610 0,945 ■2 ; 3 629 5610 0,945 3 4 619 5570 0,938 4 ■ 5 ^ 666 5540 0,934 5 . 6 653 % ■ ' /. 6 - Tabela 2 Pri vzorcu 6 se hitrost ni dala izmeriti. Metalograf-ska preiskava je pokazala, da je ves grafit lamelaren in zato nismo dobili odboja od druge stene. Zgornji rezultati so prikazani na diagramu 1 — II (slika št. I). Relativno hitrost, ki smo jó nanašali v diagram, dobimo, če upoštevamo, da je hitrost v jeklu 5930 m/sek, Iz diagrama se tudi vidi, da se je relativna hitrost na vzorcih po žarenju zmanjšala povprečno za I %. -Iz tèh prvih meritev lahko zaključimo, dà na hitrost bistveno vpliva oblika grafita in da je ta razlika 3 tako velika, da se pri različnih vzorcih da dobro meriti. To so potrdila tudi merjenja na nadaljnjih dvajsetih vzorcih. Rezultati le-teh so prikazani z diagramom III. (Slika št. 2.) Vzrokov Za razsipanje- rezultatov v diagramu III je lahko več, vendar je treba,' tipošte,vati, da lahko obliko grafita določimo samo na,enem,mestu, dočim je hitrost izmerjena skozi ves vzorec. V praksi bi,se lahko posluževali grafikona na sliki št. 3, iz katerega bi z izmerjeno hitrostjo ugotavljali uspeiòst modularne litine. MERJENJE DUŠENJA Ultrazvočni valovi se pri prehodu skozi snov bolj ali manj dušijo. Odvisnost med jakostjo zvočnih valov in debelino vzorca pri prehodu skozi snov je naslednja: ' ■ I,. = I,;.e- 2da ' Ig =-intenziteta vpadlih valov Ir = intenziteta odbitih valov d = debelina vzorca a — koeficient dušenja Iz enačbe vidimo, da intenzivnost emitiranih valov pada exponencialno z debelino, Za določitev koeficienta dušenja moramo izmeriti višino zaporedno odbitih valov na zaslonu osciloskopa. Višina odbitih valov je namreč proporcionalna z. intenziteto impulzov. Tako lahko zapišemo enačbo,, š ,pomočjo katere lahko izračunamo koeficient dušenja: 1 ' a = — (lnh.. ~~ lnh,,.,, j) 2d hn — višina n-tega odboja na zaslonu hn i i — višina (n + l)-tega odboja na zaslonu Ža takšno merjenje je potrebna dodatna priprava, ki pa je nismo imeli na razpolago. Pomagali smo si tako, da smo slikali odboje nä zaslonu pri vsakem vzorcu in nato na slikah določili višino zaporednih odbojev. REZULTATI MERITEV Prvih 6 vzorcev z obliko grafita od 1—6 je dalo naslednje rezultate: . Zapi št. Št. šarže Koeficient dušenja V: a (mm ; () ■ i Oblika grafita 1 805 0,0145 1 2 g 667 0,0167 2 Ü 1 629 0,0208 3 - 4. 619 0,0232 4 1 1M 666 0,0289 5 1 6 g 653 0,0350 M 6 : 7 ■ siva litina 0,0362 Tabela 3 Po pričakovanju se dušenje od nodularne oblike grafita do lamelarne oblikè poveča. To odvisnost lepo kaže diagram V na sliki št. 5 in grafikon na sliki št. 4. Iz diagrama je tudi razvidno, da se z lamelarnim grafitom dušenje močno poveča in doseže pri sivi litini vrednosti nad 0,0350 mmüliljl : Nadaljnje meritve dušenja so te rezultate samo potrdile. Odstopanja so samo pri vzorcih z obliko grafita od 1—2. Eden izmed vzrokov odstopanja je vsekakor ta, da je v tem délu krivulja (diagram IV — slika št. 6) bolj položna in je tako merilno Območje manjše. Možno je tudi, dà je v celem vzorcu oblika grafita drugačna, kot pa je pokazala metalografska preiskava na površini. Rezultati merjenja dušenja vzorcev žarjenih na 9200. C so dali enako odvisnost od oblike grafita kot pred žarenjem, le posamezne vrednosti so sé povečale povprečno za 20—30 %. To povečanje gre na račun ferita, v katerem je dušenje večje'kot v pérlitu. Rezultati so prikazani na diagramu VI — slika št, 7. Vse vzorce smo dali nato obdelati za preiskavo na raztržno trdnost (8-kg/mm2). Rezultate, ki smo jih dobili, smo nato nanésli v diagram s koeficientom dušenja in relativno hitrostjo (diagram VII in VIII — sliki št. 8 in 9). Manjše razsipanje rezultatov je pri odvisnosti 8-« kot pri 8-vj. Tu bi'bili rezultati, gotovo 0,0180 mm' boljši, če bi merili elastični modul namesto raztržne trdnosti. Elastični modul je namreč v neposredni zvezi s hitrostjo razširjanja ultrazvoka, medtem ko raztržna trdnost ni v neposredni zvezi s hitrostjo razširjanja ultrazvoka in dušenja. HITRA KONTROLA NODULARNIH VALJEV Najbolj pogostni in škodljivi napaki, ki se pojavljata pri nodularni litini za valjè sta črni vključki in Slika št. 5: Diagram dušilnosti v odvisnosti od oblike grafita za 6 izbranih vzorcev liju1] 0,040(3, . H- IV- 0,03001 *<• 0,0200 0,0100.® 4 5 6 oblika grafita Slika št. 6: Diagram odvisnosti dušenja cd oblike grafita za poljubno izbrane vzorce Slika št. 1: Diagram dušenja v odvisnosti od oblike grafita za 14 poljubnih vzorcev Slika št. ‘8: Diagram dušilnosti v odvisnosti od raztržne trdnosti za 14 poljubno izbranih vzorcev Slika št. 9: Diagram vf v odvisnosti od raztržne trdnosti rRf lull ve ,••480“ n h 380 ** fc : 3® d 2 340 «psi - ft 320 Slika 3. Diagram za določevanje časa prekinitve pri različnih temperaturah litine in razhčnih premerih valja. Takšno plast dobimo tudi pri kratkih spodnjih čepih, kjer nam dotekajoča litina enostransko izpira plast ob spodnjem delu kokile. Iz teh razlogov mora litina pritekati tangencialno na dnu spodnjega čepa, daljši čep pa nam litino enakomerno usmeri v jedro valja. Na osnovi dosežene prakse, dobljene pri poizkusnih vlivanjih dvoslojnih valjev, je sestavljen diagram, ki nam služi za določevanje časa prekinitve pri različnih dimenzijah in temperaturah litine za plast od 25—35 mm. Vlivanje na osnovi podatkov, ki jih dobimo iz tega diagrama, je zelo uspešno. Precejšnjo., vlogo pa ima temperatura litine, katero je treba točno oceniti oz. izmeriti. Pri temperaturah pod 1255° C je dvoslojno vlivanje neuspešno zaradi luknjičavosti in prehitrega strjevanja litine. Poizkusi so pokazali, da je temperatura 1270—12800 c najbolj ugodna, tli dobimo enakomerno plast po celi delovni površini valja. '(Slika 4, 5.) Po podatkih, ki smo jih prejeli iz naše valjarne, se dvoslojni valji zelo dobro obnašajo. Po mišljenju naših valjarjev so valji občutno vzdržnejši, zaradi višje trdnosti čepov oz. jedra in velike bele plasti, kar omogoča večkratno brušenje in vgraditev. Ugotovi ljeno je, da valji z ostrimi prehodi ne povzročajo luščenja trde plasti na delovni površini. Veliko vzdržnost teh valjev nam ponazoruje tale podatek: valj štev. 10415 0 426 x 1000 je bil že dvakrat vgrajen v.končnem ogrodju za valjanje rebrastih vzmeti in je zvaljal 825 ton. Valj je še uporaben. Običajno so enoslojni valji vzdržali na tej progi od 500 do 600 ton pri treh do štirih vgraditvah. Ostali podatki valja štev. 10415: kemična analiza trde plasti: C ® 3,42 ?(p, Si-S 0,48 %, Mn -ft 0,17 %, P — 0,41 %, S — 0,119 %. — kemična analiza jedra: C — 3,50 %, Si 0,90;%, Min 0,18 %, P 0,39 %, S •- 0,120 %,- — livna temperatura: 12800 C (izmerjeno z utopnim pirometrom). Slika 5. Enakomernost bele plasti. Slika 4. Bela, prehodna in siva plast pri dvoslojno vlitem valju. — čas prekinitve vlivanja: 4 minute in 15 sekund. — trda plast obdelanega valja: 35—40 mm z ostrim prehodom. -X1- trdota delovne površine: 490 HB. — trdota čepov: 225 HB. Dvoslojno vlivanje trdili valjev za žične in profil-ne proge je privedlo do želenih rezultatov. Občutno izboljšanje kvalitete, sprememba odnosa surovin (grodelj : zlomina), ter ukinitev dražjega,/švedskega surovega- železa je občutno Znižala stroške proizvodnje surovih valjev v odnosu na povprečno kalkulacijo lanskega leta. ZORAN TRATNIK, dipl. inž. met.: Nodularna litina — lastnosti in obdelava II. MEHANSKE LASTNOSTI NODLLARNE LITINE Nodiularno: litino smo v Žel. štore razdelili na os-novi natezne trdnosti, meje plastičnosti in raztezka na naslednje vrste: Tovarniška oznaka i Nat. trd. kg/mm2 ;vMeja plast.' kg/mm* j raztezek i lllgg struktura KGR-38 38 25 ' '«S? -feriti'/-, KGR-42 32 28 12 ferif// KGR-50 50 35 7. . ferit perlit KGR-60 60 -t42, K -, 2:' . perlit KGR-70 70 50 \v. 1 perlit KGR-40 40 35 r 7 I — Vzorce za mehanske lastnosti izrežemo iz posebnih preizkusnih odlitkov, ki so vliti v pesek. Dimenzije prob so na naslednji tabeli : Vzorec' f Palice po < ? DIN . • 5Ö'j®fl25 ‘ i Debeline ppska , min. Oznaka ä b SI Wm 1 'e Y1 10 40 / 20 135 160 B6 X 30 40 Y2 . 25 55 40 140 300 B14 X 70 40 Y3 50 100 50 150 300 B14'x 70 80 Y4 75 • 125 65 175 300 B14 X 70 80 SKICA ZA LITJE PROBE Slika št. 19 Okrogle Irgalne palice so standardizirane po naslednji tabeli: (po DIN 50125, trgalna palica B) . 1 do=premer palice L, = meri Ina dolžina d, - zunanji premer navoja Lf - skupna dolžin a Lv= preizkusna dolžina h = dolžina navoja DIAGRAM TRDOTE. TRDNOSTI IN RAZTEZKA ZA ŽARJENO ALI LITO LITINO Slika št. Sl DIAGRAM TRDOTE, TRDNOSTI IN RAZTEZKA ZA KALJENO IN POPUŠČANO LITINO 120 1f%/ KO SO 60 70 60 1 i ■a>. SS 1 175 200 225 250 275 300 325 350 TRDOTA BMNELL Slika št. 22 Premer palice v mm Navoj - - ' , Najmanjša globina navoja Višina navoja Merilna dolžina Preizkusna dolžina Skupna . dolžina- do di Lo Lv j§ 6 MIO 7,77 8 30 36 60 8 M 12 9,33 10 40 48 75 10 M 16 13,00 12 50 60 90 12 M 18 14,35 15 60 72 110 14 M 20 16,35 17 70 84 125 16 M 24 19,70 20 80 96 145 18 M 27 22,70 22 90 108 160 20 M 30 25,05 24 100 120 175 25 M 33 28,05 30 125 150 .220 Preiskava natezne trdnosti in ugotavljanje raztez- ka se lahko vrši tudi po JUS C. A4. 002. Naslednja tabela prikazuje nekaj izbranih podatkov mehanskih lastnosti za 3 osnovne tipe nodulame litine. Litina ferit. ferit-perl. perl. Natezna trdnost kg/mm2 38—50 50—70 70—90 Meje plastičnosti kg/mm2 25—38 25—55 50—60 Raztezek % 12—30 2—15 2—8 Upogibna trdnost kg/mm2 75—90 85—120 100—140 Trdote po Brinellu 140—200 180—280 240—300 Udarna žilavost kgm/cm2 z zarezo 1—2,5 0,3—1,5 0,3—1,0 brez zareze 6—16 0,5—8,0 0,5—2,0 Trajna utripna trdnost kg/mm2 z zarezo 12—16 14—20 16—20 brez zareze 20—26 24—34 30—36 Natezna trdnost. Diagram deformacije-sile nateznega preizkusa je podoben diagramu jekla. Naj-višje vrednosti natezne trdnosti dosežejo tudi 140 kg/mm2, vendar je tak material brez raztezka in kr- hek. Normalne vrednosti natezne trdnosti nodulame litine se gibljejo od 38—90 kg/mm2. Meja plastičnosti znaša 70—80% natezne trdnosti. Pri feritni nodulamd litini je meja plastičnosti lepo merljiva in-vidna, medtem ko .se pri višjih trdnostih težko določa. Slika št. 23: Diagram napetosti-raztézek za tri različne materiale Raztezek je odvisen od značaja osnovne strukture. Pri feritni htini doseže 25%, dočim ima perlitna litina 2—7% raztezka. Modul elastičnosti se v področju elastične deformacije ne spreminja. Feritna nodularna litina ima modul elastičnosti 16.300—17.200 kg/'mm2, perlitna nodularna litina 17.200—18.600 kg/mm2. Udarno žilavost merimo z istimi vzorci kot pri jeklu. Vzorci brez zareze (po Sharpy-ju) vzdržijo do 16 kgm/cm2 pri feritni litini, z zarezo do 2,5 kgm/om2. Trdote nodularne litine se gibljejo od 140—200 HB pri feritni, 180—280 HB pri periitno-feritni in 240 —300 HB pri perliitar litini. Pri j kaljenju dosežene trdote znašajo 500—600 HB. Pri litini s prostim če-mentitom (npr. pri valjih) imamo trdote od 300—500 HB z večjo ali manjšo količino cementi ta oziroma krogljičastega grafita. Med trdnostjo, trdoto in raztezkom lahko dobimo medsebojno odvisnost (slike št. 21 in 22), vendar mora biti litina brez prostega cementita. Ločiti moramo prav tako odvisnost trdnosti, trdote in raztezka med lito in žarjeno strukturo in kaljeno ter popu-ščano strukturo. Trajna utripna trdnost (»Dauerwechselfestigkeit«) je pri modulami litini za približno 1,5—2 krat boljša kot pri sivi litini. Občutljivost proti zarezi in.izvrti-nam pri trajni utripni trdnosti je pri modularni litini manjša kot pri jeklu, posebno je občutljivost proti zarezi majhna pri feritni litini. Pri strojnih delih, kjer nastopajo pri zarezah koncentracije napetosti, je nodularna litina enakovredna jeklu. Vrednosti .trajne utripne trdnosti so navedene v naslednji taheli: feritna litina perlitna litina Natezna trdnost kg/mm2 42—44 56—64 Trajna utripna trdnost pri upogibu z zarezo kg/mm2 15—17 23—25 Trajna utripna trdnost pri torziji z zarezo kg/mm2 / jfjj I 18—20 Dušilnost (slika št. 24) nodularne litine je važna lastnost pri vlitkih, kjer želimo absorbirati vibracije. Mnogo je višja od jekla in nekoliko slabša od sive litine. Sposobnost dušenja znaša 3,5 % pri jeklu, 10—13 % pri nodularni litini in okrog 30 % pri sivi litini. - DIAGRAM DUŠILNOST/ Vpliv temperature na mehanske lastnosti nodularne litine je različen pri posameznih lastnostih. Do temperature okrog 5000 c trdnost materiala in meja plastičnosti bistveno ne padeta, po tej temperaturi se hitro znižata. Trdota začne padati že pri 100° C, žilavost materiala pri 100—200° C močno naraste, po tem maksimumu hitro pade. Trajna utripna trdnost začne z rastočo temperaturo padati takoj pri vseh vrstah nodularne litine. Manjša občutljivost proti zarezi pri trajni, utripni trdnosti se ohrani do 300—4000 C, nato popolnoma izgine. Dušilnost nodularne litine se ohrani skoraj nespremenjena do 6000 c, nakar pade. Nižja temperatura ne vpliva škodljivo na večino mehanskih lastnosti, tako se natezna trdnost pod 0° C celo nekoliko zviša. Žilavost pri nižjih temperaturah (pod 200 c in —400 C) močno pade. Krhkost nodularne litine je odvisna od kemične sestave, strukture, termične obdelave in hitrosti obremenitve pri preizkusu! Padec žilavosti je analogen pri vzorcih z zarezo in brez nje. FIZIKALNE, KEMIJSKE IN DRUGE LASTNOSTI NODULARNE LITINE Pri fizikalnih lastnostih je za konstruktorje posebno važen podatek skrček pri vlivanju in po termični obdelavi. Odvisen je od osnovne strukture, kar vidimo iz podatkov: perlitna nodularna litina (lito stanje ali normalizirano) 1—1,25 % skrčka feritna nodularna litina (žarjena) 0—0,83 % skrčka avstenitna nodularna litina (visoko - legirana) 1,65—2 % . skrčka bela (trda) litina ima 1,9 % skrčka, po žarjenju — grafitizaciji narastè za 2,5 %, tako da je za 0,6 % večja od modela. Od ostalih fizikalnih lastnosti lahko navedemo nekaj podatkov, ki se nahajajo v naslednji tabeli: Fizikalne lastnosti nodularne litine: Feritna litina ' . Perlitna 'litina Specifična teža; kg/dm3 7,1—7,3 1 7,1—7,3 Talilna temperatura o C Toplotna prevodnost 1120—1160 1120—1160 cal/Cm, sek, o C Električna prevodnost 0,06—0,08 0,04—0,06 104/om, cm 1,8—2,2 1,5—1,8 Raztezek 10- * %/° C 11—12 11—12 Remanenca — Gauss Koerc. sila (B = 104 Gaussov) 4.500 5.500 Oersted Histerezne izgube (B = 104 Gaussov) 1,5—3,0 - 8—16 erg/cm3 4000—7000 25000—30000 Max. permeabilnost 1000—2000 200—350 Obrabna |rdnost. Nodularna litina se posebno odlikuje po odpornosti proti obrabi. Pri suhem in mazanem trerfju so laboratorijski poskusi pokazali večkratno yišj& vzdržnost od modificirane litine, v pogostih pomerili je ta litina boljša od visoko-vrednih jeklenih materialov, kaljenih in cementiranih. Pri suhem- trenju ima nodularna litina nižjo DIAGRAM INDUKCIJE, PERMEABLN0S7I IN MAGNETNEGA POLJA GAUS -usnnn -n r 2000 k» «O 1500 § m 1 woo g 500 i 3 f HOOC j li f9/W1 ■ —— ——* » * Sf/mrnl- Y § "i Q OU%MJ “I ? J V iti //Mn JL \ L ■ I ■ i*"r 3*0001- v 1 OERSTED *5 50 75 no NAPETOST MAGNETNEGA POLJA Slika št. 25 obrabo od brona in medenine, pri mazanem trenju je nekoliko slabša od njiju. Najboljše rezultate proti obrabi je pokazala izotermično kaljena nodularna litina (trustitna), nato perlitna in potem perlitno feritna (do 40 % ferita). Če vzamemo vzdržnost proti obrabi za perlitno feritno nodularno litino 100 %, potem ima sorbitna litina 107 %, trustitna celo 200 % in martenzitna 215 %. V primerjavi s sivo in temper litino dobimo podatke: antifrikcijska siva litina 100 % temper litina 62,8 % normalizirana perlitna nodularna litina 15,8;® izotermično kaljena nodularna litina 3,9 °/o Kritični pritisk, pri katerem začne obraba močno naraščati, smatrajo pri nodularni litini 35 kg/cm2, DIAGRAM KOEE TRENJA IN PRITISKA PRI BRZINI Im/sek dočim je pri modificirani litini 25 kg/cm2, pri cementiranem jeklu C-22 je 40 kg/cm?. Pri abrazivni obrabi (npr. s kremenčevim peskom) je kaljena (martenzitna) nodularna litina 2 — in večkrat boljša od kaljenega in cementiranega jekla in jo lahko primerjamo z obrabno odpornostjo bele litine. To izredno odpornost proti Obrabi nodu-larne litine si razlagam s fino osnovno strukturo in okroglo obliko grafita. Produkti obrabe so pri nodularni litini najfinejši in imajo najvišjd količino grafita, ki zmanjšuje trenje in ugodno vpliva na obrabo. Koeficient trenja je odvisen od pritiska in hitrosti. Pri suhem in mokrem trenju (pritisk približno 12 kg/cm?) je koeficient trenja približno trikrat višji od koeficienta pri bronu in medenini. Na povišanje koeficienta trenja (npr. zavorni segmenti) vpliva v veliki meri fosfor, ki ga tudi v posebnih primerih dodajamo kot legirni element. Na slikah vidimo odvisnost koeficienta trenja od pritiska. Pri prvem diagramu je hitrost 1 m/sek., drugi diagram velja za hitrost 2,2 m/sek, (Sl. 26.) Odpornost proti koroziji in oksidaciji. Razlikujemo dve vrsti korozije, pri katerih uspešno uporabljamo nodularno litino: korozijo v slabo kislih sredinah in korozijo v nevtralnih do rahlo bazičnih sredinah. V slabo kislih sredinah kaže feritna nodularna litina dvakrat boljše rezultate od sive litine, dočim perlitna nodularna litina ni boljša. Pri tej vrsti korozije je hitrost propadanja odvisna od katodne reakcije (katoda ^ grafit), čim večja je površina katode, hitreje poteka korozija. Zato so boljši rezultati no-dularne litine razumljivi, ker je velikost grafita (velikost površine katode) pri nodularni litini najugodnejša. Pri koroziji v nevtralnih in bazičnih sredinah (npr. morska voda, navadna voda, zemlja, atmosfera, itd.) kaže nodularna litina približno enake rezultate kot siva litina. Seveda moramo pri tem upoštevati visoko trdnost nodulafne litine, ki jo vkljub isti korozivnosti postavlja pred sivo litino, V nevtralnih in bazičnih sredinah se ustvari na površini odlitka zaščitna plast, ki brani dostop kisika do železa. DIAGRAM KOEF TRENJA IN PRITISKA PRI BRZIM 22 m/sek 1 •S * 8 — 1 V 'Pii OOUL ARN, un VA 7. BR A o - • ■ i 9 j 4 \ J k • V ÓV/Y/ M ETtA INA 11 ►aSìSffi 0 ff 20304050007000 90100 PRITISK Kg/caf Od značaja in debeline te plasti je odvisna odpornost proti koroziji. Pri sivi in nodularni litini je ta zaščitna plast sorazmerno trdna in enovita in ščiti odlitke pred korozijo ter postavlja obe vrsti litine močno pred jeklo navadne kvalitete. Antikorozijske sposobnosti nodularne litine se močno izboljšujejo z nizkim legiranjem (npr. 1,5 % Ni), še boljše pa so pri avstenitni nodularni litini. Podatki korozije pri laboratorijskih poskusih so dali naslednj e rezultate : H2S04 5% pri 300 c 81,3 2,6 NaCl 3,4% pri 300 c 0,79 — (1,5% Ni) Korozija zemlje 1,19 — Morska voda pri 270 C — o,46 Pitna voda 0,058 203,2 0,66 (1,5% Ni) 1,75 KOROZIJA JEKLA IN UTINE Slika št. 27 (Nadaljevanje) Novosti v strokovni tehnični knjižnici (Od 25. V. do 1. XII. 1964) KURT ELLERSIEK, FRITZ HÜBNER u. OTTO FÄRBER: Die BEFÖRDERUNG von stückingen, körnigen und mehligen Baustofen. Verlag Wiesbaden, 1957. PROTASOV A.: Kalibrovka prokatnih valj kov. Metal-lurgizdat 1963. JOING G. V.: Instrumentalni j e metodi himičeskogo analiza. Perevod s anglickogo. Moskva 1963. DUBIELZIG F.: Neue Arbeitsmethoden in der Stahl-und Graugiesserei, VEB-Leipzig 1961. Die ERARBEITUNG von Materialverbrauchsnormen fuer die Industrie. VEB-Leipzig 1961. KOSMAČEV I. G.: Spravočnaja knjiga instrumental-šČika. 1963. PRIRUČNIK za armirani beton. Branko širola. Zagreb 1961. SPRAVOČNIK mašinostrojitelja. Tom 5. knj. 2. Moskva 1964. Die VERUNREINIGUNG der Luft. Ursachen. Wirkungen. Gegenmassnahmen. Verlag Chemie. Weinheim. 1964. PRIRUČNIK O ISPITIVANJU I TEHNOLOŠKIM UVJETIMA PRIPREME pogonske vode. Zagreb ' 1961. ZBORNIK prvog republ. simpozija održavanja i zaštite strojeva, opreme, i tehn. materiala. SR Hrvatska, Zagreb 1962. LUEGER — Lexikon der Technik. Werkstoffe ünd Werkstoffprüfung. Band 3. Stuttgart cop. r. 1961. LUEGER Lexikon der Technik. Lexikon der Hüttentechnik. B. 5. 1963. ENGLESKO - SRPSKOHRVATSKI tehnični rečnik. Elektronika. Bgd. 1964. KRAMER I. L Vlij ani je sredji na mehaničeskije svoi-stva metallov.' Moskva 1964. BOREVSKIJI V. M.: Podgotovka sostavov s izložnica-mi dlja razlivki stali. Moskva 1964. óslavleniji vrednogo vlijanija fosfora na kačestvo MOLDAVSKII O. D.: Rolj kremnija i aljominija v stali. 1964. PREVRASčENIJA v splavah i vzajmodejstvije gaz. Riga 1963. GOLDENBERG L, I.: Prirodnolegirovaniji čugun — rezerv promišljenosti. Metallurgija -#;Moskva 1964. MRIŠTAL M. A.: Vnutrenoe trenije v metallah i splavali. Moskva 1964. PRIMENENNIE Zazov II zamenitelei acetilena pri gazoplamennoj obrabotki metallov. 1964. M. V. MALJCEV.: Modificirovanije strukturi metallov i splavov. Moskva 1964. NESOVERŠENSTVA v kristallah poluprovodnikov, Moskva 1964. P. I. SOKOLOVSKI.: Armaturnije stal, Moskva 1964. A. Ja. BOLJINSKIJ: Konstruirovanje čugunih detalej i ih litejnaja tehnologičnost. Moskva 1964.. I. P. ŽETVIN.: Udalenije okalinji s poveršnosti metal-la. Moskva 1964. V. V. STEPIN.: Analiz čornjih metallov, splavov i margancovih rud. Moskva 1964. riallov. Moskva 1964. SPEKTRALNIJE i hemičeskije metodi analiza mate-erriallov. Moskva 1964. GRAFIT kak visokotemperaturnij material. Pervod. L. G. BELUHA: Tablici dlja vičeslenija razmerov form ognjeupornih izdelij. »Metallurgija« 1964. N. N. KAČANOV: Prokalivaoemostj stali. Moskva 1964. G. DREIER: Učenije o pročnosti i uprugosti. Perevod. Moskva 1964. S. A. FILIPPOV : Spravočnik termista. Moskva 1964. R. V. HONIKOMB: Vlijanije temperaturi i legiru-juščih elementov na deformacij monokristallov. Moskva 1964. METÄLLOVEDENIJE i termičeskaja obrabotka. Moskva 1964. B. TRIFUNOVIČ: Standartni alatni čelici. Beograd 1964. PRETNAR Stojan: Pronalasci! tehnička unapređjenja. Zagreb 1961. SPRAVOČNIK mašinostrojitelja. Tom 6. Moskva 1964: BIBLIOGRAFIJA Jugoslavije št. 1, 2, 3, 4, Beograd 1964. SEDANJA in PERSPEKTIVNA dejavnost raziskovalnih organizacij s področja matematično-tehničnih ved. Ljubljana 1964. ELEKTROSTAHLERZEUGUNG. F. Sommer. »Stahleisen« — Düsseldorf 1964. The TECHNOLOGY of scandium, ytryum and the rare earth metals. E. V. Kleber and B. Love. Oxford 1963. VENTILATOREN. Entwurf der Radial-, Axial- und Querstromventilatoren. Berlin 1962. VERGASER HANDBUCH. H. Ulgen. Berlin 1963. INDUSTRISKO OSVETLJENJE I BUKA. M. Jovano-vič-Stefanovič i O. Piškorič, Beograd 1964. SPECTRAL-ISOTOPIC METHOD for the determination of Hydrogen in metals. Translated, London 1961. F. HENZE: Atlas der Messgeräte. Berlin l961/1962. SCHEER: VASSERINSTALATION. Berlin 1964. PAJK M.: Kalkulacija gradbenih del. Ljubljana 1964. SERDAR J.: Prenosila i dizala. Zagreb 1963. RANT Z.: Termodinamika. Knjiga za uk in prakso. Ljubljana 1963. WAGNER B.: Elektronische Verkstärker. Berlin 1961. SLUŽBA tehnične informacije v podjetju in njene ekonomske novosti. Ljubljana 1963. BIBLIOGRAFIJA Jugoslavije 1. 1964 št. 5 do 8. SLOVENAČKO-SRPSKOHRVATSKI rečnik. Beograd 1964. SAMAL E.: Grundriss der praktischen Regelungstechnik. München 1964. N. J. TAIC: Metodičeskie nagrevateljnije peči. Metal-lurgizdat, Moskva 1964. A .A. GORŠKOV : Litije kolenčatije valj i. Moskva 1964. IVANČENKO F. K. Mehaničeskoe oborudovanje stalo-plaviljnih cehov. Metallurgija. Moskva 1964. A. M. Zaharov: Diagrammi sàstojanii dvojnjih i troj-njih sistem. Metallurgija, Moskva 1964. V. I. BÉROGOVSKI: Kompleksnoj e ispolzovanije pi-ritnih ogarkov. Metallurgizdat, Moskva 1963. E. M. BLANK: Spravočnik formovščika. Mašgiz, Moskva 1963. METODOLOGIJA uporabe enotnih pokazovalcev in primerjanja poslovnih režmtatov gospodarskih organizacij. Ljubljana 1964./ MINERALÖLPRODUKTE. Band 2: Prüfverfahren. Teil 2. Handbuch. 1963. SELBSTERREGTE SCHWINGUNGEN an Werkzeugmaschinen. VEB — Verlag Technik Berlin Co. 1962. RAZLIVKA I ZATRDAVANJE metalla. Izdanje vtoròé pererabotnoe. »Mašinostrojenje«, Moskva 1964. K. M. SKÖBNIKOV: Ekonomija metalla v litejnom proizvodstve »Mašinostrojenje«, Moskva 1964. KONSTRUKCIJONNIE i žaropročnije splavi;, Kiev 19631. PROIZVODSTVO krupnjih mašin. Vipusk V. 1964. BIBLIOGRAFIJA Jugoslavije 1964, št. 9, 10, 11. KOGOJ P.: Organizacija in psihologija dela. Založba Življenje in tehnika, Ljubljana 1963. WERKSTOFFNORMEN, -§§ Stahl und Eisen, Taschenbuch 4, Berlin 1964. PROSNJAKOV A. A.: Plastičnost tehničeskih splavov. Spravoénije materiali. Alma Ata 1964. SAMSONOV G. V.: Proizvodstvo železnogo poroška. Moskva 1957. ŠIROLA B. S.: Statika gradževnih konstrukcija. Prva i druga, knjiga. »Tehnička knjiga«, Zagreb 1962. MOSKJIN V. S-: Osnovji legirovanja stali. Izd. »Metallurgija Moskva«. VOLPJANSKI: šihta dlja čugunnogo i staljnogo litja,: Izd. vtoroe. »Mašinostrojenje«, Moskva 1964. MALEROVITZ K.: Unternehmenspolitikj Band I, Band II, Freibung 1963. BOBOR Jo. G.: Aljuminovje čuguni. Harkov 1964. GUSSEISEN Er Handbüch. Giesserei-Verlag GmbH, Düsseldorf 1963. BRUNKLAUS Henri J.: Industrieofenbau, Vulkan-Verlag, Essen 1962. AGHTE Klaus: Kostenplanung und Kostenkontrolle im Industrie-Betrieb. Baden-Baden 1963. INDUSTRIEOFEN und Ölfeuerung. Feuerfeste Baustoffe. Essen 1961. LITTERSCHEIDT W.: Über die Regelung von gas-geheitzten Industrieöfen, Heft I. Essen 1953. Heft II. MEHANIZACIJA I AUTOMATIZACIJA litejnogo pro-izvodstva. Kiev 1962. TABLES of Physical and Chemical Constants} 1958. A. N. HAHALIN: Ekonomika, organizacija i planiro-vanje martenovskogo proizvodstva stali. Moskva 1964 A. N. OGLOBIN: Priručnik za metaloglodaöe, Rad, Beograd 1964. STALEPLAVILJNOE proizvodstvo. SpxavoÖnik Tom I, JI, Moskva 1964.