YU ISSN 0372-8633 VSEBINA ZELEZARSKI ZBORNIK Stran S m a j i č Nijaz — Metalurški inštitut Ljubljana TERMODINAMIČNE OSNOVE PROIZVODNJE NERJAVNEGA JEKLA, II. DEL 57 Todorovič G., I. L a m u t, V. Prešern — Metalurški inštitut Ljubljana M. Plahuta, I. Zapušek — Železarna Štore RAZŽVEPLANJE SIVEGA GRODLJA S KALCIJEVIM KARBIDOM 63 Brudar Božidar — Železarna Jesenice RAČUNANJE ZAČETNIH POGOJEV PRI OGREVANJU BLOKOV V GLOBINSKIH PEČEH 69 Bratina Janez — Železarna Ravne ZANESLJIVOST PROIZVODNIH NAPRAV 77 TEHNIČNE NOVICE Grešovnik Ferdo — Železarna Ravne LASTNOSTI JEKLA Č 4574 (PROKRON 12 SP) IN JEKLENE LITINE Č 4574 85 Pšeničnik Janez — Železarna Ravne TEŽKE KONICE, DLETA IN SEKAČI ZA HIDRAVLIČNA KLADIVA 93 LETO 17 ŠT. 2 - 1983 ŽEZB BQ 17 (2) 57-76 (1983) IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT ZELEZARSKI ZBORNIK IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT LETO 17 LJUBLJANA JUNIJ 198? Vsebina stran Ni jaz Smajič Termodinamične osnove proizvodnje nerjavnega jekla, II. del 57 UDK: 669.15 —194.56: 669.187.2 ASM/SLA: SS-e, 1—73 Gojko Todorovič, I. Lamut, V. Prešern, M. Plahuta, I. Zapušek Razžveplanje sivega gro-dlja s kalcijevim karbidom 63 UDK: 669.162.275.1 ASM/SLA: Dlln, AD-a Božidar Brudar Računanje začetnih pogojev pri ogrevanju blokov v globinskih pečeh 69 UDK: 621.783.224.2: 621.78.01.6 ASM/SLA: F21b Janez Bratina Zanesljivost proizvodnih naprav UDK: 658.274:621.797 ASM/SLA: T7f, A5, 18—71 Tehnične novice 77 Inhalt Nijaz Smajič Seite 85 Thermodynamische Grund-lagen der Erzeugung von nichtrostenden Stahlen 2. Teli 57 UDK: 669.15 —194.56: 669.187.2 ASM/SLA: SS-e, 1—73 Gojko Todorovič, I. Lamut, V. Prešern, M. Plahuta, I. Zapušek Entschweffelung von Guss-eisen mit Kalziumkarbid 63 UDK: 669.162.275.1 ASM/SLA: Dlln, AD-a Božidar Brudar Mathematische Bestim-mung der Anfangsbedin-gungen beim Ervvarmen von Blocken in Tiefofen 69 UDK: 621.783.224.2: 621.78.01.6 ASM/SLA: F21b Janez Bratina Zuverlassigkeit der Pro-duktionsanlagen 77 UDK: 658.274:621.797 ASM/SLA: T7f, A5, 18-71 Technische Nachrichien 85 Contents Page Nijaz Smajič Thermodynamic Principles of Manufacturing Stainless Steel, Part II 57 UDK: 669.15— 194.56: 669.187.2 ASM/SLA: SS-e, 1—73 Gojko Todorovič, I. Lamut, V. Prešern, M. Plahuta, I. Zapušek Desulphurisation of Grey Pig Iron by Calcium Carbide 63 UDK: 669.162.275.1 ASM/SLA: Dlln, AD-a Božidar Brudar The Calculation of the Initial Conditions with the Heating of Ingots in So-aking Pits 69 UDK: 621.783.224.2: 621.78.01.6 ASM/SLA: F2ib Janez Bratina Reliability of Production Equipment 77 UDK: 658.274:621.797 ASM/SLA: T7f, A5, 18—71 CoAepHiamie črpanima Technical Nevvs 85 Nijaz SMAJIČ TepMOAiiHaMimecKiie ochobm npoH3BOACTBa Hep"/Kni!L'K>meii CTaAH, II MacTb. 57 UDK: 669.15 — 194.56:669.187.2 ASM/SLA: SS-e, 1—73 Gojko TODOROVIČ, I. LAMUT. V. PREŠEREN, M. PLAHUTA, I. ZAPUŠEK YAaAeHne cepfai H3 ceporo ny-rvna c KapoHAO.m i;a\i,mifl. 63 UDK: 669.162.275.1 ASM/SLA: Dlln, AD-a Božidar BRUDAR Bi>iiifCAeH>ie >iaa3H n3r0T0BAeiina HepacaBeiomeft CTaAH no coepeMeHHOM AYHAeKc cnoco6y: AyroBaa 3AeKTponeqb — BPY ycraHOBKa. Ha ocHaBaHHH TepMOAHHaMHHeCKOro 3HaAH3a H31X>TOBAeHHLie aATOpHTMbl nOCAyJKHAH AA» pa3pa6oTKH npOrpaMMLI AAa BbneCAHTCALHOH MaiHHHLI, HpHMeHeHHe MHKpOCieT-ihka aaet bo3mojkhoctb BMnOAHHTb pacqeT bahahhh TeMnepaTypti, vacaliK>rO AaBAeHHS CO OTH. HHTeHCHBHOCTH RaKyy.M:ipOBaniiH a raKMce bahhhhe coaepacahhh yrAepoAa h AerHpyioiiutx saemehtob xpoMa h hhkah Ha ceAeKTUBHoe oKHCAOHHe yrAepoAa h na coAep-acaHHe KHCAopoAa b pacnAaBe npn paaAHMiioii 3kthbhocth cr3oj b iiiAaKe. pe3yafctatm HCCAeAOBaHHs c,\y>KaT kak ocHosa aah bbeaehhh nporpaMMHoro ynpaBAeHHJi OKHCAeHHS c BbiKaBeiomeH ctaAH AvnAeKC cnocoGoM. Razžveplanje sivega grodlja s kalcijevim karbidom UDK: 669.162.275.1 ASM/SLA: Dlln, AD-a Todorovič G., J. Lamut, V. Prešern, M. Plahuta J. Zapušek Čeprav je uporaba kalcijevega karbida kot raz-žveplevalca znana v svetovni strokovni literaturi že dalj časa, se pri nas samo delno uporablja za razžveplanje sivega grodlja. Za razžveplanje grodlja se uporabljajo različni postopki in različne gra-nulacije kalcijevega karbida. Zato smo pri naših raziskavah uporabljali kalcijev karbid različne gra-nulacije ter dva različna načina premešavanja, in sicer z mešalno napravo in polindustrijsko napravo za vpihovanje. Poskusi so opravljeni na elektro-plavžu v Železarni Štore, tako da se rezultati lahko uporabijo v praksi. UVOD Grodlji, ki jih proizvajamo v plavžih in elektro-redukcijskih pečeh, vsebujejo približno od 0,040 do 0,080 % žvepla pri bazičnosti žlindre Ca0/Si02 = = 1,0 —1,2. Vsebnost žvepla v grodlju je lahko večja ali manjša, kar je odvisno od načina vodenja tehnologije. Vse več plavžev v svetu obratuje s kislimi žlindrami in povišano vsebnostjo žvepla v grodlju; posledica je povečanje storilnosti plavžev in zmanjšanje obratovalnih stroškov. Na ta način se lahko zmanjša vsebnost žvepla v grodlju na tiso-činke odstotka. Zato so se v svetu razvili različni postopki razžveplanja grodlja zunaj proizvodnega agregata. Raziskave na tem področju potekajo zelo intenzivno. Usmerjene so v glavnem v osvajanje tehnologije razžveplanja grodlja ter iskanje ustreznega sredstva, ki je tehnološko najbolj ugodno in ekonomsko upravičeno. V najnovejših strokovnih publikacijah največkrat poročajo o uporabi pasiviziranega magnezija v obliki magnezijevega koksa1 in granula2. Pri nas poteka razžveplanje grodlja v Železarni Štore z mešalno napravo. Kot sredstvo za razžveplanje uporabljajo kalcijev karbid in kalcinirano sodo. Poskusi razžveplanja grodlja so izvršeni na mešalni ter polindustrijski napravi za vpihovanje. Kalcijev karbid je imel granulacijo 0,3 — 0,7 mm in 0—1,0 mm. Raziskave na tem področju se nadaljujejo v iskanju optimalnih pogojev razžveplanja na osnovi kalcijevega karbida kot osnovnega sredstva v sintetičnih mešanicah. OPIS POSKUSOV Na voljo so številni postopki in oprema, ki uporabljajo različne reagente. Da bi lahko dosegli zadostno mešanje trdnih reagentov s tekočim gro-dljem, se v novejšem času uporabljata predvsem dva načina premešavanja grodlja: a) sredstvo za razžveplanje pride v kontakt s tekočim grodljem z vpihovanjem skozi posebno Pa - atmosferski pritisk Pc ho - celotni pritisk - globina vpihovanja jFe - gostota Fe Slika i Shematski prikaz razžveplanja grodlja pri vpihovanju kalcijevega karbida Fig. 1 Schematic representation of desulphurisation of pig iron by injection of calcium carbide / [CaC2\sf 5 l \trdenri- reakcijska cona kopje, pri čemer je nosilni, oziroma mešalni plin dušik ali suhi zrak; b) uporaba posebnega mešala za premešavanje tekočega grodlja. Omenjena postopka smo uporabljali pri razžve-planju grodlja. Trdni karbid, ki ga damo v tekoči grodelj, reagira z v grodlju raztopljenim žveplom po naslednji reakciji: (CaCz) + /S/ = (CaS) + 2 AH0 = — 420 kJ/ /mol pri 1773 K Reakcija razžveplanja je eksotermna, pri čemer nastane trdni CaS in prosti atomarni ogljik. Reakcija kalcija z žveplom je ena od reakcij z najnižjo prosto entalpijo in zato je nastali CaS zelo stabilen in netopen v grodlju, ter prehaja v žlindro. Reagenta v reakciji, to je CaC2 in žveplo prideta z difuzijo v reakcijsko cono. Rekcijska cona (si. 1) leži okrog trdnega zrna karbida, oziroma fazna meja je tudi istočasno reakcijska cona. Žveplo se nahaja v tekoči fazi in je zato njegova difuzija večja kot trdnega CaC2. Vpihavanje kalcijevega karbida3 povzroča turbulenco taline, tako da je močno olajšana difuzija. Po drugi strani moramo upoštevati, da poteka reakcija kalcijevega karbida z žveplom samo na poti od izstopa iz kopja za vpihovanje do vrha taline in je zato termodinamično ugodnejša uporaba čimbolj drobnega karbida, kar pospešuje reakcijo razžveplanja. Zato je razumljivo, da je za uspešen potek reakcije razžveplanja zaželjen čim bolj zdrobljen karbid, ki ga vpihujemo. V začetku vpihova-nja CaC2 v tekoči grodelj je reakcija med kalcijem in žveplom zelo burna. Intenzivnost reakcije se počasi zmanjšuje in po desetih minutah vpihovanja postaja zelo počasna, ker je že reagiralo približno 80 % žvepla, ki ga vsebuje grodelj. Pri razžveplanju grodlja na mešalni napravi smo dali kalcijev karbid v ponovco na površino taline, nato pa vključili mešalec za premešavanje. Reakcija je v začetku zelo burna, vendar malo počasnejša, ker se ne doseže taka turbulenca taline kot pri vpihovanju. Gibanje molekul in atomov, ki i? .o t> 'f N p C I Slika 2 Razžveplanje sivega grodlja s kalcijevim karbidom, gra-nulacije 0,3—0,7 mm z mešalno in vpihovalno napravo Fig. 2 Desulphurisation of grey pig iron by 0.3 to 0.7 mm calcium carbide in mixer and by injection sodelujejo v reakciji je v glavnem po plasti ob površini, čeprav tudi ioni žvepla iz notranjosti taline difundirajo v reakcijsko cono in na ta način reagirajo s kalcijevimi ioni. Po razžveplanju grodlja je potrebno posneti žlindro, ki v glavnem sestoji iz CaS in atomarnega ogljika. DISKUSIJA REZULTATOV Sivi grodelj, ki smo ga razžveplali z vpihova-njem kalcijevega karbida, je vseboval od 1,52 % do 1,96 % silicija in 0,7 % mangana ter 0,054 % do 0,130 % žvepla. Temperaturna grodlja v izlivnem žlebu je bila med 1395 in 1490 °C, medtem ko je pri posnemanju žlindre padla za približno 100 °C in po vpihovanju za manj kot 50 °C. Pri vpihovanju CaC2 je zelo važna granulacija. Pokazalo se je, da je granulacija 0—1,0 mm neprimerna za vpihovanje, kar potrjujejo tudi lite-raturni podatki4. Zato smo vpihovali CaC2 granu-lacije 0,3 — 0,7 mm, ki je najbolj primerna za vpihovanje in razžveplanje. Rezultati poskusov so Tabela 1: Vpihovanje CaC2 v sivi grodelj Štev. poskusa Teža grodlja v kg Merjene temperature v »C Poraba CaC2 Stopnja razžveplanja v % v sredini preboda v začetku vpihovanja po končanem vpihovanju kg kg/t gr. 1 16.500 1490 1380 1305 100 6,1 81,7 2 15.000 1470 1320 1310 75 5,0 74,7 3 16.000 1395 1280 1275 120 7,5 66,2 4 16.000 1420 — —■ 100 6,3 66,2 5 16.000 1460 1340 1320 50 3,1 64,7 6 15.000 1470 1360 1310 70 4,7 83,3 UiO°C a H80°C ~ ■ 1490°C A ;500°C P 1520°C • vpihovanje 4 6 8 10 12 14 Poraba CaCz v kg/t grodlja Tabela 2: Razžveplanje grodlja s kalcijevim karbidom, granulacije od 0,3—0,7 mm na mešalni napravi Št. poskusa l 2 3 4 5 6 Teža grodlja v tonah 17 20 16 18 18 15 Temperatura grodlja v °C 1440 1480 1490 1480 1520 1500 Vsebnost žvepla v grodlju pred razžveplanjem Sz v % 0,107 0,108 0,054 0,099 0,090 0,082 Vsebnost žvepla v grodlju po razžveplanju Sk v % 0,007 0,047 0,007 0,020 0,009 0,007 Masa žvepla, ki je odpravljena iz grodlja AS v % 0,100 0,061 0,047 0,077 0,081 0,075 Dodatek CaC2 v ponovco v kg 200 150 150 200 200 150 Čas mešanja v min. 10 10 10 10 12 8 Posnemanje žlindre v min. 5 4 5 4 5 4 Stopnja razžveplanja grodlja v % 93,5 56,5 87,0 77,8 90,0 91,5 Poraba CaC2 v kg po toni grodlja 11,8 7,5 9,4 11,1 11,1 10,0 zbrani v tabeli 1 in grafično predstavljeni na sliki 2. Iz slike je razvidno, da so dosežene stopnje razžve-planja okrog 80 % pri porabi med 5 in 7 kg CaC2/t grodlja. Razžveplanje grodlja na mešalni napravi smo izvršili s kalcijevim karbidom granulacije 0,3 — — 0,7 mm in 0—1,0 mm. Rezultati razžveplanja grodlja so prikazani v tabeli 2 in na sliki 2. Zaradi primerjave rezultatov smo vrisali na isti sliki rezultate razžveplanja sivega grodlja s kalcijevim karbidom, granulacije 0,3—0,7 mm, z vpihovalno in mešalno napravo. Rezultati vpihovanja so nekoliko višji zaradi večje kinetike reakcij med re-aktanti, ki jo povzroča močna turbulenca taline. Temperatura ima velik vpliv na razžveplanje, tako so doseženi boljši rezultati pri višjih temperaturah. Pri izdelavi specialnih grodljev5 z nizko vsebno- je uporaba kalcijevega karbida kot razžveplevalca slabša, zaradi nižje temperature grodlja in vsebnosti mangana. Razžveplanje grodlja s kalcijevim karbidom granulacije od 0 — 1,0 mm je izvšeno samo na mešalni napravi, ker je vpihovanje prahu (ki ga je pri tej granulaciji kar precej) zelo slabo. Rezultati razžveplanja so zbrani v tabeli 3 in grafično prikazani na sliki 3. Dodajali smo različne količine karbida, tj. od 5 do 14 kg/t grodlja ter dobili stopnje razžveplanja od 32,3 do 92,3 %. Če primerjamo rezultate razžveplanja grodlja s kalcijevim karbidom, granulacije od 0,3 — 0,7 mm in od 0—1,0 mm, je videti očitno razliko. To pomeni, da je potrebno dodati večjo količino kalcijevega karbida, granulacije od 0—1,0 mm za približno 2 — 4 kg/t grodlja, da bi dosegli enako sto- stjo žvepla, fosforja, mangana in oligoelementov Tabela 3: Razžveplanje grodlja s kalcijevim karbidom, granulacije od 0—1,0 mm na mešalni napravi Št. poskusa 1 2 3 4 5 6 Teža grodlja v tonah 16 17 19 15 16 16 Temperatura grodlja v °C — 1430 1440 1425 1460 1420 Vsebnost žvepla v grodlju pred razžveplanjem Sz v % 0,110 0,130 0,130 0,043 0,041 0,065 Vsebnost žvepla v grodlju po razžveplanje Sk v % 0,037 0,010 0,011 0,009 0,026 0,044 Masa žvepla, ki je odpravljena iz grodlja S v % 0,073 0,120 0,119 0,034 0,015 0,021 Dodatek CaC2 v ponovco v kg 150 250 200 180 100 90 čas mešanja v min. 10 10 10 10 10 6 Stopnja razžveplanja grodlja v % 66,4 92,3 91,5 79,1 36,6 32,3 Poraba CaC2 v kg po toni grodlja 9,4 14,7 10,5 12,0 6,3 5,6 Slika 3 Razžveplanje sivega grodlja s kalcijevim karbidom, granu-lacije od 0—1,0 mm z mešalno napravo Fig. 3 Desulphurisation of grey pig iron vvith 0 to 1.0 mm cal-cium carbide in mixer pnjo razžveplanja. Čeprav so dosežene nekoliko nižje stopnje razžveplanja, lahko rečemo, da je možno to granulacijo uporabljati, toda pri proizvajalcih karbidov pa predstavlja težave. Poskuse razžveplanja grodlja s kalcijevim karbidom sta delala tudi R. P. Singh in S. P. Pedne-kar6. Grodelj in karbid sta premešavala z mešalni-kom, ki se je vrtel z različno hitrostjo. Na slikah 4 in 5 sta prikazala vpliv časa in hitrosti vrtenja mešalnika ter količine kalcijevega karbida na stopnjo razžveplanja. S povečanjem hitrosti vrtenja in časa se povečuje tudi stopnja razžveplevanja. X1 .D C* .g N 5 .o C1 o. £ 0 0 5 10v 15 20 25 Ca s v min Slika 5 Vpliv hitrosti premešavanja grodlja na stopnjo razžveplanja pri temperaturi 1350 °C in porabi 4 kg CaCi/t grodlja Fig. 5 Influence of stirring ve!ocity on the desulphurisation de-gree at 1350 °C and consumption of 4kgCaC>/t pig iron Razžveplanje traja približno 15 do 25 minut. Temperatura in sestava grodlja močno vplivata na razžveplanje grodlja, kar je tudi razvidno iz slike 6 in 7. o - 100°/min • - 150°/min x ~ 200°/min JO Čas 15 v m in Slika 4 Vpliv porabe CaC2 na stopnjo razžveplanja grodlja pri temperaturi 1350" C in hitrosti mešanja 200 '/min Fig. 4 Influence of CaCz consumption on the desulphurisation degree at 1350 "C and stirring velocity 200 r. p. m. o - 4kgCaC2/tgr - a - 5 —II— A -6 —II — x - 7 -II- _ • -8 -ii-o_7g -ii- 0,02 5 I •n 0,007 <3 .C -Q O 5 0.004 0,001 0 5 10 15 20 25 Ca s. v min Slika 6 Vpliv temperature na stopnjo razžveplanja pri porabi 10 kg CaCi/t grodlja in hitrost mešanja 200 "/min Fig. 6 Influence of temperature on the desulphurisation degree at the consumption of 10kgCaC2/t pig iron and stirring velocity 200 r. p. m. 100 i. D C* o & i. N S D a o <0 80 60 40 20 i / 1 / C Si Mn S % % °/o % o-4,761,4 0,43 0,14 — 3,15 1,2 0,40 0,092 0 10 Čas 25 15 20 v min Slika 7 Vpliv sestave grodlja na stopnjo razžveplanja pri porabi 7 kg CaCi/t grodlja, temperaturi 1350 °C in hitrosti mešanja 200 »/min Fig. 7 Influence of the pig iron composition on the desulphurisa-tion degree at the consumption of 7 kg CaCi/t pig iron at 1350 "C and stirring velocity 200 r. p. m. Da bi imeli čim boljši prikaz razžveplanja grodlja s kalcijevim karbidom, smo prikazali tudi vpliv prenekaterih drugih dejavnikov7' 8>9 kot so temperatura, hitrost mešanja, sestava grodlja in druge. ZAKLJUČKI Porazdelitev žvepla med žlindro in grodljem je odvisna od koncentracije kisikovih ionov v žlindri, tj. bazičnosti žlindre, nasprotno proporcionalno pa koncentraciji kisika, ki je raztopljen v grodlju, in koeficienta aktivnosti žvepla v grodlju. Zato je pri proizvodnji grodlja s kislimi žlindrami povečana vsebnost žvepla v grodlju, ki ga je potrebno raz-žveplati zunaj plavža. Razžveplanje sivega grodlja s kalcijevim karbidom, granulacije od 0,3 — 0,7 mm in od 0— 1,0 mm, je izvršeno z vpihovalno in mešalno napravo. Zaradi boljšega premešavanja taline so rezultati razžveplanja nekoliko boljši pri vpihovanju. Gra-nulacija karbida 0,3 — 0,7 mm je bolj ugodna za razžveplanje kot 0— 1,0 mm, posebno pri vpihovanju. Razžveplanje je bolj učinkovito pri visokih temperaturah in v reduktivni atmosferi ter pri hitrejšem premešavanju taline. Močan vpliv na razžveplanje grodlja s kalcijevim karbidom ima tudi sestava grodlja, ker mangan, silicij in ogljik pospešujejo reakcijo med ioni kalcija in žvepla v talini. Literatura 1. H. Sandberg: Ironmaking and Steelmaking, 1977, No. 5, str. 280—284 2. A. A. Šokal, D. F. Barbakadze: Stal, 1980, No. 5, str. 360 do 361 3. G. Todorovic, V. Prešern, M. Plahuta, N. čobanovič, J. Za-pušek: Razžveplanje grodlja s kalcijevim karbidom I in II del, Poročila MI, 1980, 1981 4. J. Takada, K. Nakanisi: Iron and Steel Japan 1977, No. 4 str.118 5. G. Todorovic: Izdelava specialnih grodljev s posebnim poudarkom na vsebnosti žvepla in fosforja. Poročila MI, 1981 6. R. P. Singh, S. P. Pednekar: Transactions Indian. Inst. Metals 1976, No. 2, str. 140—143 7. H. Schenck, M. G. Frohberg: Arhiv fiir Eisenhuttemvesen 1961, No. 2, str. 63—66 8. V. S. Kočo, V. A. Eroščenko, E. P. Drjanik: Černaja Metalurgija, 1968, No. 8, str. 50—55 9. S. L. Levin: Metalurgija i koksohimija, 1968, No. 14, str. 3—8 ZUSAMMENFASSUNG Der Schweffelgehalt im Roheisen ist abhangig vor allem von der in das Erzeugungsagregat mit dem Moller eingebrachten Schweffelmenge und von der Technologie der Roheisenherstellung. Mehr und mehr Hochofen in der Welt arbeiten mit saueren Schlacken und einem erhohten Schweffelgehalt im Roheisen, was eine Vergrosserung der Hochofenleistung und eine Verminderung des spezifischen Koksverhrauches zur Folge hat. Aus diesem Grunde sind in der Welt verschiedene Entschweffelungsverfahren und verschiedene Entschweffelungsmitteln fiir die Entschwef-felung von Roheisen ausserhalb des Hochofens entvvickelt worden. Auf diese Weise kann der Schweffelgehalt im Roheisen bis auf einige tausendstel prozent erniedrigt wer-den. Bei uns wird hauptsachlich mittels einer Mischanlage mit Soda und Kalziumkarbid entschweffelt. Wir haben uns bei der Entschweffelung von Gusseisen mit Kalziumkarbid von einer Kornzusammensetzung von 0,3 — 0,7 mm und 0—1,0 mm fiir eine Misch und Einblaseinlage entschlossen. Bei der Entschvveffelung von Gusseisen mit Kalziumkarbid der Kornung von 0,3—0,7 mm sind hohe Entschweffelungs-grade und zvvar von 73—85 % bei einem CaC2 Verbrauch von 7— 10 kg/t beim Einblasen, und etwa 90 % beim Verbrauch von 10— 11 kg CaCi/t Gusseisen auf der Mischanlage erhal-ten worden. Schlechtere Ergebnisse sind bei der Kornzusammensetzung von CaC2 von 0—1,0 mm erreicht worden, da diese fiir das Einblasen wegen des hohen Staubanteiles nicht geeignet ist. SUMMARY Sulphur content in pig iron depends mainly on the amount of sulphur which comes from the burden ancT on the control of the pig-iron production process. The number of blast furnaces operating with acid slag and thus \vith higher sulphur contents in pig iron is increasing in the world since it increases the output of the furnace and reduces the coke consumption. Thus various procedures and various synthetic mixtures for desulphurisation of pig iron outside the furnace were developed. They enable to reduce the sulphur content in the pig iron to few thou-sands of per cent. In our plants the desulphurisation of pig iron is done in mixers with calcined soda and calcium carbide. Never-theless, the desulphurisation of pig iron with calcium carbide of 0.3 to 0.7 mm and 0 to 1.0 mm sizes in a mixer and by injection was investigated. Application of 0.3 to 0.7 mm calcium carbide gives liigh degrees of desulphurisation, i. e. 73 to 85'%, and consumption of 7 to 10 kg CaCi./t pig iron in the injection process, and approximately 90 % and consumption of 10 to 11 kg CaC2/t pig iron in the mixer. Not so good results vvere obtained with 0 to 1.0 mm CaC2 vvhich is not suitable for the injection process due to high amount of dust. 3AKAIOqEHHE Co.\ep>Kaii!ie čepu b nyryHe 3aBHCiiT rAamiuM o0pa3OM ot ko-AiraecTBa cepbi, Korapoe BBOAHTbca B npoH3B0ACTBeHHbifi arperaT c iiiiixtoh, h ot crrocooa TexHOAorcraecKoro npoiiecca npoh3boactba iyryHa. EoAbiiiaa nacTb HiipoBbix AOMeHHbix neMefi H3-3a yBeAHMeinia npo;i3BOAHTeAbHOH moiiihocth h yMeHbiuetnia yAeAbHOro pacxoAa KOKca paSoTaiOT c kiicahmii niAaKaMH. 3to noB.venaeT coSoft no-BbiiueuHe coAep>KaHHH cepbi b ttyryHe. IIo3TOMy bcioay pasBHTbi pa3AinHHe cnoco6bt npn npHMeneHiiii pa3AHKe 90 %. MeHee ycneuiHbiH pe3yAbTaTbi noAyHeHbi c npiiMeHeHHe CaC2 rpaHyAaiiHH 0—1,0 mm. 3*ra rpanyAaiiHa Menee noAxoAamaa AAa npoAYBaHiia h3-3a coAepatanna SoAbinoro KOAimecTBa ohah. Računanje začetnih blokov v globinskih pogojev pri ogrevanju pečeh UDK: 621.783.224.2:621.78.01.6 ASM/SLA: F 21 b Božidar Brudar UVOD Tehnologija ogrevanja blokov v globinskih pečeh je predvsem odvisna od tega, koliko toplote prinese s seboj blok iz jeklarne. To upoštevamo na ta način, da razdelimo bloke na vroče, tople in hladne in jih glede na začetno toplotno vsebnost tudi različno ogrevamo. Kako pomembni so začetni pogoji, pove dejstvo, da na primer vroči bloki prinesejo s seboj iz jeklarne tudi do 80 % toplote, ki je potrebna za valjanje.1) Začetno temperaturno porazdelitev in s tem tudi začetno toplotno vsebnost v bloku ob zalaganju v globinsko peč pa lahko določimo na več načinov. Vroče bloke lahko postavimo na tla ob pečeh, da se hladijo na zraku. Nato pa merimo, kako se s časom spreminja temperatura na površini bloka. Iz teh podatkov nato izračunamo začetno temperaturno porazdelitev. Predpostavljamo namreč, da gre za ohlajanje s sevanjem v prostor s konstantno temperaturo. Če na primer predpostavljamo, da pada začetna temperatura v prerezu bloka po paraboli 2. reda, lahko iz tega izračunamo tudi temperaturo v sredini prereza. Ta izračun pa seveda temelji na predpostavki, da se je blok ohlajal s sevanjem in da je začetna temperatura v prerezu razmeroma enostavna funkcija koordinat. Pri višjih temperaturah taka predpostavka v glavnem ustreza, pri nižjih (okrog 500 °C in manj) pa konvekcije ne bi smeli zanemariti. Posledica tega je, da so začetne temperature, izračunane s predpostavko, da gre za sevanje, v takem primeru nekoliko napačne. Da bi se temu izognili, smo razvili posebno metodo, kjer s pomočjo regresijske analize določimo začetne temperature, ne da bi bilo treba vedeti, za kakšne vrste izmenjave toplote pri tem gre. Zaenkrat praktičnih meritev še ni bilo dovolj. Pomagali smo si z izračunanimi vrednostmi, tako da smo si izmislili neko začetno temperaturno porazdelitev in študirali ohlajanje s sevanjem s dr. Božidar Brudar je vodja razvoja matematičnih raziskav v Železarni Jesenice pomočjo matematičnega modela. (Računalniški program za ta model je katalogiziran pod oznako ARO 15). Izračunali smo, kako se spreminjajo temperature na površini. Nato pa smo po posebnem postopku poskušali iz tako dobljenih temperatur na površini nazaj izračunati začetno temperaturno porazdelitev po prerezu. Metoda je zanimiva predvsem zato, ker z njo določimo začetne pogoje, ne da bi poznali robne pogoje. Z drugimi besedami povedano: računalnik sam poišče najbolj ustrezne robne in začetne pogoje. ENODIMENZIONALNI PRIMER Za začetek smo si izbrali preprost primer, iz katerega se vidi osnovna ideja za računanje nazaj. Predpostavljamo, da imamo opraviti z dvostranskim ohlajanjem neskončne plošče. Debelino smo razdelili na 8 enakih delov z dolžino 1. Imamo torej opraviti z 9 mrežnimi točkami, začetna temperatura naj bo povsod 1000 °C. Toplotno enačbo rešujemo numerično z metodo končnih diferenc. Temperaturo v posameznih mrežnih točkah zapišemo v obliki T (I, J), pri čemer pomeni I mrežno točko, J pa zaporedno številko časovnega koraka. Predpostavljamo, da je časovni korak izbran tako, da je temperatura v točki nekje v sredini plošče ob nekem času enaka aritmetični sredini temperatur v sosednjih točkah v predhodnem koraku: T (I, J + 1) = — • [T (I — 1, J) + T (I + 1, J)] (1) 2 Po tem predpisu lahko izračunamo temperature v notranjih točkah ob diskretnih časih, ki se ločijo med seboj za 1 časovni korak, ki naj bo tudi enak 1. Na robu naj se toplota ves čas izmenjuje z okolico s temperaturo 0°C s konvekcijo s konvek-cijskim koeficientom 1. Mislimo si, da so vse enačbe že zapisane v brezdimenzijski obliki in tudi brez-dimenzijska toplotna prevodnost naj bo 1. Temperaturni gradient zapišemo v enostavni obliki: grad T (1, J) = T (2, J) — T (1,J) (2) Če upoštevamo omenjene predpostavke, lahko trdimo, da je: T (2, J) — T (1, J) = T (1, J) (3) oziroma: T (1, J) = — T (2, J) (4) 2 Po teh predpisih lahko za omenjeni primer izračunamo temperature v vsaki točki ob določenih časih. Tabela I. prikazuje, kako takšno računanje poteka v času naprej. Vsaka vrstica v tabeli I. predstavlja temperature v posameznih časovnih korakih. Poskušajmo sedaj obdelavo obrniti nazaj! Mislimo si, da natančno poznamo robne vrednosti (1 = 1 ali I = 9) in poskusimo izračunati začetne vrednosti. Če vemo, da je na robu ohlajanje s konvekcijo z a = 1 v prostor s temperaturo 0 °C, vemo tudi, da je temperatura v točkah, ki so za 1 mrežno razdaljo pod površino (I = 2 in I = 8) v tem primeru enaka dvakratni temperaturi na površini. T (2, J) = 2 • T (1,J) (5) Tako dobimo v naši shemi na levi in na desni po 2 stolpca. Iz formule (1) pa lahko izrazimo tudi: T (I + 1, J) = 2 • T (I, J + 1) — T (I — 1, J) (6) Če začnemo tako računati od točke na robu v zadnjem časovnem koraku (J = 10), lahko postopno določimo temperaturo v točki, ki je za 1 časovni korak prej in 1 krajevni korak bliže sredini. Na ta način zgradimo v obratni smeri celotno shemo številk iz tabele I. Natančnost žepnega kalkulatorja zadošča. Manjka nam le sredina pri končnih korakih (J 8). Če želimo na ta način izračunati začetno temperaturo (J = 0) v vseh točkah, moramo očitno imeti zadosti izmerjenih temperatur na površini, da pridejo enkrat do izraza na površini tudi temperature v najbolj notranjih točkah. V našem primeru bi potrebovali vsaj 3 časovne korake. Zanimivo je, da s takim računanjem dobimo popolnoma enake vrednosti, kot so zapisane v tabeli I nad lomljeno črto. Če torej natančno poznamo robni pogoj, lahko iz tega izračunamo prave začetne vrednosti. Če pa bi začeli z napačnimi robnimi pogoji, bi postopek seveda enako potekal, le v stolpcu v sredini (I = 5) bi dobili dvoje vrednosti temperatur, z leve in z desne strani, za katere pa toplotna enačba ne bi bila izpolnjena. To bi bilo tudi znamenje, da z robnim pogojem nekaj ni v redu. Robni pogoj je treba izbrati tako, da je tudi v stičnih točkah izpolnjena toplotna enačba. Naše raziskave so potekale v tej smeri. Prva težava, ki se je pojavila, je bila v natančnosti robnih temperatur. Če temperature na robu zaokrožimo na celo stopinjo in uporabimo opisani postopek za računanje temperatur v času nazaj, pridemo do rezultatov, ki jih prikazuje tabela II. Razlike med tabelo I in II so očitne, saj se temperature v stolpcu 5 razlikujejo tudi za več kot 20 °C od pravih vrednosti v tabeli I. To je razumljivo, če si ogledamo formulo (6). Ko namreč računamo temperature v notranjih točkah, se napaka, ki smo jo pri zaokrožitvi naredili na robovih, samo še veča. Druga težava je v tem, ker v splošnem ne poznamo robnih pogojev. Če zadosti natančno poznamo vrednosti na robovih, lahko izračunamo začetne temperature dokaj točno. TABELA I. J/I 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 1000 1000 1000 1000 1000 1000 1000 1000 1000 1 500 1000 1000 1000 1000 1000 1000 1000 500 2 375 750 1000 1000 1000 1000 1000 700 375 3 343,75 687,5 875 1000 1000 1000 875 687,5 343,75 4 304,6875 609,375 843,75 937,50002 1000 937,50002 843,75 609,375 304,6875 5 287,109375 574,21875 773,43751 921,87501 937,50001 921,87501 773,43751 574,21875 287,10937 6 265,13672 530,27344 748,04688 855,46876 921,87500 855,46876 748,04688 530,27344 265,13672 7 253,2959 506,5918 692,8711 834,96094 855,46882 834,96094 692,8711 506,5918 253,2959 8 236,54175 473,0835 670,77637 774,16996 834,96094 774,16996 670,77637 473,0835 236,54175 9 226,82953 453,65906 623,62673 752,86865 774,16996 752,86865 623,62673 453,65906 226,82953 10 212,614065 425,22813 603,26385 698,8983 752,86850 698,8983 603,26385 425,22813 212,61406 Postopek računanja nazaj smo poskušali izpopolniti s tem, da smo predpostavljali, da velja na robu v splošnem: T (2, J)— T <1, J) = a, • T (1, J) + a2 • T2 (1, J) + (7) a, + a3 • T3 (1, J) Uporabili smo robne vrednosti, zapisane v tabelah I in II. V enačbah (5) in (6) smo upoštevali nastavek (7). Tako smo postopoma izračunali temperature v stolpcu (5), izražene s koeficienti a„ a2 in a3. Nato pa smo zahtevali, da morajo biti alF a2 in a3 takšni, da je toplotna enačba izpolnjena. Trdili smo, da mora veljati, da je vsota kvadratov razlik (S) med T (5, J + 1) in T (4, J) minimalna: 6 S = ^ [T (5, J + 1) — T (4, J)? J = l Veljati morajo tudi enačbe: as d a, as d a2 as aa3 = o — = o = o Tako smo dobili 3 enačbe za 3 neznanke a1( a2 in a3. V primeru, ko smo upoštevali robne temperature iz tabele I, smo dobili pravilen rezultat: a, pa 1, a2 a3 - 0. V primeru zaokroženih vrednosti robnih temperatur iz tabele II, pa so bili rezultati a, ^ a2 ž £ a3 ^ 0 in tudi napaka v začetnih vrednostih temperature je bila več kot 20 °/o. Očitno je, da zaradi naraščajoče napake pri računanju nazaj ni mogoče zadosti dobro ugotoviti začetnih pogojev. Robne temperature bi morale biti izredno natančno poznane. Ker v praktičnih primerih ni možnosti, da bi merili temperature na robovih tako natančno, smo metodo iskanja začetnih pogojev nekoliko spremenili. V večini primerov, ki nas v praksi zanimajo, navadno vemo, kakšna je v grobem začetna porazdelitev temperature. Pri vročih blokih na primer, ki jih pripeljemo v valjamo, že vemo, da gre za vroče jedro, oziroma da je v središču temperatura najvišja in da potem pada proti površini bloka po bolj ali manj komplicirani funkciji oddaljenosti od središča. Poleg tega navadno vemo tudi, da gre pri tem na površini za ohlajanje in da je toplotni tok na površini neka funkcija temperaturnih razlik med površino in okolico. DOLOČANJE ZAČETNIH IN ROBNIH POGOJEV PRI ENODIMENZIONALNEM PRIMERU Uporabili smo robne vrednosti za temperature, ki smo jih izračunali za prvih 10 korakov, zaokroženo na stopinje. Ker je problem s tabele II simetričen, smo študirali le eno polovico, t. j. od prvega do petega stolpca. Predpostavili smo, da lahko začetno temperaturo zapišemo v obliki: T (I, 0) = a, + a2 • (5 - I) + a3 ■ (5- I)2 (8) Pri tem so koeficienti a,, a2 in a3 še neznani. Za začetne temperature v notranjih točkah dobimo naslednje izraze: T (5, 0) = a, T (4, 0) = a, + 1 • a2 + 1 ■ a3 T (3, 0) = a, + 2 ■ a2 + 4 ■ a3 T (2, 0) = a, + 3 ■ a2 + 9 ■ a3 TABELA II. J/I 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 1000 1000 1000 1000 1004 1000 1000 1000 1000 1 500 1000 1000 1002 1004 1002 1000 1000 500 2 375 750 1001 1002 995 1002 1001 750 375 3 344 688 876 998 996 998 876 688 344 4 305 610 843 936 997 936 843 610 305 5 287 574 773 920 947 920 773 574 287 6 265 530 747 860 925 860 747 530 265 7 253 506 695 836 857 836 695 506 253 8 237 474 671 776 776 671 474 237 9 227 454 625 625 454 227 10 213 426 426 213 Temperature na površini (I = 1) so pa znane vrednosti, konstantne, in jih ne izražamo s parametri a„ a2 in a3. Temperature v naslednjih vrsticah (J > 0) pa izrazimo s pomočjo formule (1), podobno kot smo zgradili tabelo I. Temperature, ki jih tako dobimo v notranjih točkah naše sheme, se v splošnem izražajo kot linearna kombinacija parametrov au a2 in a3 ter robnih vrednosti temperatur (I = 1). V splošnem bi lahko zapisali temperaturo na mestu (I, J) v obliki: T (I, J) = ^ (I, J) ■ a, + n2 (I, J) ■ a2 + n3 (I, J) • • a3 +n4 (I, J) • 1 V n4 (I, J) se skrivajo robne temperature T(1,J). Neznanke a„ a2 in a3 bomo določili iz pogoja, da je toplotni tok na površini neka še neznana funkcija površinske temperature in da velja pri J>0: T (2, J) — T (1, J) = a4 - T (1, J) + a5 ■ T2 (1, J) + + a6 • T3 (1, J) (10) n, (2, J) • ai + n2 (2, J) • a2+ n3 (2, J) • a3+ + n4 (2, J) ■ 1 — T (1, J) = a4 T (1, J) + a5 • . T2 (1, J) + a« • T3 <1, J), oziroma T (1, J) — n4 (2, J) = nt <2, J) • a, + n2 <2, J) ■ . a2 + n3 <2, J) • a3 — a4 • T (1, J) — ■ . T2 (1, J) — a6 • T3 (1, J) (11) Takih izrazov (11) lahko zapišemo J. Parametre a1; a2, a3, a4, a5 in a6 je treba izbrati tako, da bo to ustrezalo sistemu J enačb s 6 neznankami. Pomagamo si z multiplo linearno regresijo2) Leve strani enačb so odvisne spremenljivke, na desni pa so zapisane neodvisne: n[ (2, J), n2 (2, J), n3 (2, J), T (1, J), T2 (1, J), T3 (1, J). Parametri a,, a2, a3, 84, a5 in a^, ki nas zanimajo, so pa regresijski koeficienti. Izraz (11) je v bistvu regresijska enačba, v kateri je konstantni člen (presek) enak nič. Zato poiščemo pri vseh 63 možnih kombinacijah neodvisnih spremenljivk tisto regresijsko formulo, pri kateri je presek2) minimalen. Robne vrednosti smo vzeli iz tabele II. V tabeli III. so navedene odvisne in neodvisne spremenljivke (X) po formuli (11) za ta primer za prvih 10 korakov: Iščemo torej odvisnost X7 (X„, X2, X3, X4, X5, X6). Pri tem upoštevamo vse možne kombinacije neodvisnih spremenljivk. Najboljša je tista regresijska kombinacija, pri kateri je vsota absolutnih vrednosti preseka in standardne napake ocene minimalna. S = |o-E| + | presek | Standardna napaka ocene, ki predstavlja odstopanje od regresijske formule, se manjša z naraščajočim številom neodvisnih spremenljivk. Najboljša kombinacija, tista, pri kateri je S minimalen, je x7 (X1; X4). V tabeli IV. so navedeni regresijski koeficienti (r. k.) za najboljše kombinacije s pripadajočimi vrednostmi tr k Izboljšava, ki v regresijski analizi nastopi, ko zajamemo več spremenljivk, navadno nima statističnega pomena (nizke vrednosti t). Zato je edina prava rešitev X7 (X,, X4) z regresijskima koefici-entima aj = 1000 in a4 = 1, kar odlično ustreza izbranim začetnim pogojem. Začetno temperaturno porazdelitev lahko zapišemo v skladu z enačbo (8) in z upoštevanjem vrednosti t takole: T (1,0) = (1000,70 ± 5,15) Tudi če bi upoštevali katero drugo selekcijo iz tabele IV, bi prišli do praktično enakih pogojev. Na ta način s pomočjo računalnika iz vrednosti na površini izračunamo temperaturno porazdelitev in poiščemo tudi pravi robni pogoj. V našem primeru sta spremenljivki 5 in 6 praktično odpadli. Tabela III. J X. ni (2, J) X2 na (2, J) X3 m (2, J) X, m (2, J) X5.10J ns (2, J) X6.103 ns (2, J) Xt T (1, J) — n< (2, J) 1 0,5 1 2 375 250 1250 0 2 0,5 1 2,5 344 141 527 125 3 0,375 0,5 1,0 305 118 407 31,5 4 0,375 0,625 1,375 287 93 284 70,5 5 0,3125 0,375 0,750 265 82 236 25,125 6 0,3125 0,5 1,0625 253 70 186 47,25 7 0,26563 0,3125 0,625 237 64 162 12,0625 8 0,26563 0,42188 0,890625 227 56 133 29,6875 9 0,226563 0,265625 0,531250 213 52 117 — 0,32812 10 0,226563 0,359375 0,757813 204 45 97 14,28125 Tabela IV. S = 1,05 X,(X,,X4) S = 1,79 x7 (Xi, X2, X») S = 1,59 XJ (Xi, X}, Xi) S = 2,02 X7 (X,, Xz, Xi, Xj) regresi j ski koeficient tr. k. r. k. tr. k. r. k. tr. k. r. k. t r. k. 3l 1000,70 194 994,16 111 994,19 87 1002,02 66 a2 2,39 0,90 10,52 0,87 a3 0,71 0,65 3,29 0,69 34 1,002 167 1,001 163 0,999 129 1,012 58 a« ___ DOLOČANJE ZAČETNIH IN ROBNIH POGOJEV PRI DVODIMENZIONALNEM PRIMERU Izbrali smo si primer, ko študiramo ohlajanje četrtine pravokotnika (9x5 mrežnih točk) z začetno temperaturno porazdelitvijo, ki jo prikazuje tabela V: Temperatura vzdolž simetrale pravo- Tabela V. I/J 1 2 3 4 5 1 570 640 690 720 730 2 633 703 753 783 793 3 688 758 808 838 848 4 735 805 855 885 895 5 773 842 892 923 933 K = 0 6 802 872 922 952 962 7 823 893 943 973 983 8 836 906 956 986 996 9 840 910 960 990 1000 kotnika pada po paraboli 2 reda od začetnih 1000 °C v središču (I = 9, J = 5) na 730 °C (J = 5), oziroma 840 °C (I = 9). Ta primer bi ustrezal ohlajanju jeklene gredice z dimenzijami 0,530 X 0,285 m (p = 7850 kgm-\ X = 21 Wm—1 K-1, Cp = 714 Jkg-1 K~]) s sevanjem (e = 1) v prostor, ki ima stalno temperaturo 0°C. Če si izberemo takšen krajevni korak, znaša časovni korak 1 min. Ohlajanje zasledujemo 11 minut. S pomočjo računalniškega programa ARO 15 smo izračunali temperature na robu pravokotnika v posameznih časovnih korakih K. V tabelah VI. in VII. je prikazano, kako se s časom spreminjajo temperature vzdolž posameznih robov pravokotnika (Stopinje so zaokrožene na cele vrednosti). Na podlagi vrednosti iz tabel VI. in VII. smo poskušali najti začetne temperature v prerezu pravokotnika. Podobno kot pri enodimenzionalnem primeru smo tudi tu zapisali začetno temperaturno porazdelitev v obliki: T (I, J, O) = a, + a2 • (9 — I) + a3 - (9 — I)2 + + a4 ■ (5 — J) + a5 ■ (5 — J)2 +a6. (9 — I) • • (5 —J) (12) Tabela VI. K/I 1 2 3 4 5 6 7 8 9 0 570 633 688 735 773 802 823 836 840 1 642 642 688 727 758 782 798 808 812 2 642 642 684 721 750 773 788 797 801 3 640 641 681 715 743 764 780 788 792 4 637 638 677 710 737 757 772 781 784 5 634 635 673 705 731 751 765 774 776 6 630 632 669 700 726 745 759 767 769 7 627 629 665 696 721 740 753 760 763 8 624 625 660 691 716 734 747 755 757 9 621 622 657 686 710 729 742 749 752 10 617 618 653 682 705 724 737 744 747 11 614 615 649 678 701 719 731 739 741 Tabela VII. K/J 1 2 3 4 5 0 570 640 690 720 730 1 642 641 683 708 716 2 642 641 677 701 709 3 640 639 673 695 701 4 637 635 668 688 696 5 634 632 664 683 690 6 630 629 660 679 685 7 627 626 656 674 680 8 624 623 652 669 676 9 621 620 648 665 670 10 617 616 644 661 666 11 614 613 639 657 662 Temperature na robovih T (1, J, K) in T (1,1, K) so konstantne in se ne izražajo s parametri a, — a6. V dveh dimenzijah naj formuli (1) ustreza formula (13): T (I, J, K + 1) = — • [T (I + 1, J, K) + T(I — 4 — 1, J, K) + T (I, J + 1, K) + T (I, J — 1, K)] (13) Podobno kot pri enodimenzionalnih primerih dobimo v splošnem za temperaturo v mrežni točki (I, J, K) naslednji izraz: T (I, J, K) = n, (I, J, K) - a, + n2 (I, J, K) ■ a2 + + n3 (I, J, K) ■ a3 + n4 (I, J, K) ■ a4 + n5 (I, J, K) • ■ a5 +n6 - (I, J, K) • a6 + nv (I, J, K) • 1 (14) V spremenljivki n7 (I, J, K) se skrivajo vrednosti na robovih, ki jih po K korakih »potegne« v notranjost formula (13). Neznanke a, — a6 bomo določili iz pogoja, da je toplotni tok na površini neka še neznana funkcija površinske temperature in da velja pri K > 0: — 3 T(1,J,K) + 4 • T (2, J, K)-T (3, J, K) = = a7 • T (1, J, K) + a8 ■ T2 (1, J, K) +a9 T3 (1, J, K) + a10 • [T (1, J, K) + 273? (15) oziroma: — 3 ■ T (1,1, K) + 4 ■ T (1,2, K) - T (I, 3, K) = = a7 • T (1,1, K) + a8 • T2 (1,1, K) + a9 • . T3 (1,1, K) + a10 ■ [T (1,1, K)+ 273? (16) Tabela VIII S Spremenljivke a, a; a3 a. a5 a<, a7 a8 a, a,0 2,38 1, 3, 5, 10 997,49 (435) — 4,19 (133) — 9,86 (85) -159,17 (56) 3,86 1, 2, 3, 5, 10 997,44 (188) — 0,07 (0) — 4,18 (32) — 9,85 (35) 159,09 (24) 7,30 1, 2, 3, 4, 5, 10 997,42 (88) — 0,08 (0) — 4,16 (14) — 1,41 (0) — 9,43 (3) 158,11 (10) 8,55 1, 3, 4, 5, 10 997,49 (71) — 4,18 (20) — 1,44 (0) — 9,44 (2) 158,19 (8) 9,47 1, 3, 5, 9 995,14 (717) — 4,15 (218) — 9,78 (138) — 391,61 (90) 10,90 1, 2, 3, 5, 9 995,24 (226) + 0,21 (0) — 4,18 (38) — 9,81 (41) — 392,30 (28) 13,97 1, 3, 5, 6, 10 984,16 (38) — 3,95 (9) — 8,85 (5) — 0,34 (D - 146,66 (5) 16,16 1, 2, 3, 4, 5, 9 995,26 (72) 0,19 (0) — 4,16 (12) — 2,23 (0) — 9,14 (2) — 388,59 (8) 16,41 1, 3, 4, 5, 6, 10 984,10 (27) — 3,94 (6) — 0,10 (0) — 8,84 (2) — 0,34 (0) — 146,64 (4) 16,99 1, 3, 4, 5, 9 995,18 (66) — 4,13 (18) — 2,29 (0) — 9,11 (2) — 387,70 (7) 18,57 1, 3, 4, 10 991,16 (286) — 3,88 (88) — 30,66 (54) — 129,84 (33) 19,17 1, 2, 3, 4, 10 990,97 (214) — 0,69 (1) — 3,79 (35) — 30,42 (39) — 129,37 (24) 19,65 1, 3, 4, 5, 6, 9 984,33 (41) — 3,94 (10) — 1,19 (0) — 8,60 (3) — 0,27 (0) — 364,20 (6) Če v izrazih (15) in (16) upoštevamo nastavek (14), lahko zapišemo na primer izraz (15) v taki obliki: — 3 • T (1, J, K) + 4 • n7 (2, J, K) — n7 (3, J, K) = = a, • [ — 4 ■ n, (2, J, K) + n, (3, J, K)] + + a2 • [— 4 • n, (2, J, K) + n2 (3, J, K)] + + a3 • [—4 ■ n3 (2, J, K) + n3 (3, J, K)] + -f a4 • [— 4 ■ n4 (2, J, K) + n4 (3, J, K)] + + a5 • [- 4 ■ n5 (2, J, K) + n5 (3, J, K)] + + a6 ■ [—4 ■ n6 (2, J, K) + n6(3,J,K)] + + a7 ■ T (1, J, K) + a8 • T2 (1, J, K) + a9 ■ ■ T3 (1, J, K) + a10 • [T (1, J, K) + 273]4 (17) Namesto izraza (16) bi dobili nekaj podobnega. Takih enačb (17) lahko zapišemo l[(5 — 1) + + (9-1)] • K. Odločili smo se za K = 10 in prišli na ta način do sistema 120 enačb z 10 neznankami. (ARO 03) Iščemo torej takšno regresijsko odvisnost, pri kateri je standardna napaka ocene minimalna in obenem tudi minimalen presek. Zasledovali smo vsoto absolutnih vrednosti: S = | crE | + | presek | Možnih kombinacij neodvisnih spremenljivk je nekaj čez 1000. (Če bi namesto absolutnih vrednosti računali vsoto kvadratov, bi dobili minimum pri istih selekcijah). V tabeli VIII. so zapisane samo tiste selekcije, pri katerih je S < 20. Obenem so navedeni regresijski koeficienti, ki pripadajo posameznim spremenljivkam. V oklepajih so navedene pripadajoče vrednosti t. Najboljša selekcija je seveda prva v tabeli VIII. Tudi zaradi nizkih vrednosti t pri raznih dodatnih spremenljivkah ostanemo pri prvi selekciji. Če upoštevamo še standardne napake regresij-skih koeficientov, zapišemo rezultat takole: T (I, J, 0) = (997,49 ± 2,29) — (4,19 ±0,03) • (9 — I)2— (9,86 ± 0,12) • (5 — J)2 (18) Zanimivo je primerjati vrednosti iz tabele V. z vrednostmi, ki bi jih izračunali po formuli (18). Tabela IX. I/J 1 2 3 4 5 1 572 (2) 641 (1) 690 719 (1) 729 (1) 2 634 (1) 703 753 782 (1) 792 (1) 3 689 (1) 758 807 (1) 837 (1) 847 (1) 4 735 804 (1) 853 (2) 883 (2) 893 (2) 5 773 842 391 (1) 921 (2) 930 (3) 6 802 871 (1) 920 (2) 950 (2) 960 (2) 7 823 892 (1) 941 (2) 971 (2) 981 (2) 8 836 905 (1) 954 (2) 983 (3) 993 (3) 9 840 909 (1) 958 (2) 988 (2) 997 (3) V tabeli IX. so zapisane izračunane temperature, zaokrožene na stopinjo. V oklepaju so podane absolutne vrednosti razlik temperatur med tabelama V. in IX. Povprečno odstopanje temperatur v mrežnih točkah od pravih vrednosti znaša 1,6 K. Tako smo torej s tem postopkom tudi za dvodimenzionalni model poiskali pravilen začetni pogoj. Poskušali smo s kombinacijami več spremenljivk od X7 — X10, vendar se to ni obneslo zaradi tega, ker programa za multiplo regresijo in postopno regresijo ne dasta enakih točnosti pri izračunu regresijskih koeficientov. Zanimiv je tudi regresijski koeficient a10 = = 159,2 ± 2,8. Iz tega bi lahko določili Štefanovo konstanto sevanja ff = -10 ' ^ , kar bi dalo v našem primeru vrednost 2 • R o- = 5,58 (1 ± 0,018) . 10-8 VVnH2 ZAKLJUČEK Z opisano metodo reševanja toplotne enačbe v obratni smeri je torej mogoče z dokaj veliko natančnostjo izračunati začetne pogoje in robne pogoje. Prednost te metode je v tem, ker ne izhajamo iz predpostavk o sevanju črnega telesa'). Tudi najbolj ustrezni robni pogoj izračunamo, čeprav ga morda niti ne bi mogli opredeliti z znanimi fizikalnimi zakoni o prevajanju toplote. To pa nič ne škodi. Blok sam je neke vrste računalnik in s toplotno enačbo, ki jo rešujemo v notranjosti, odloča o tem, kakšni so bili začetni in kakšni robni pogoji, da se je hladil tako, kot smo izmerili. Metoda je pomembna za določanje začetne toplotne vsebnosti v blokih, ki jih ogrevamo v globinskih pečeh. Zelo uporabna bi bila tudi pri spremljanju EPŽ postopka. Temperature na površini bloka namreč lahko zelo natančno merimo in nato po opisani metodi izračunamo temperaturno porazdelitev v notranjosti, tudi v tistem delu bloka, ki se nahaja v kristalizatorju. Literatura 1. B. Brudar: Izdelava matematičnega modela za ogrevanje jekla v industrijskih pečeh, železarski zbornik 8, (1974) št. 4, str. 223—234 2. IBM Scientific Subroutine Package (360 A — CM — 03 X) Version III., str. 404—407 ZUSAMMENFASSUNG Die Zeit die notig ist dass sich ein stahlerner Block im Tiefofen auf die Walztemperatur ervvarmt ist vor allem von den Anfangsbedingungen abhangig. Da die gegossenen Blocke, noch heiss und ungestrippt zusammen mit den Kokillen, aus dem Stahhverk ins Walzwerk transportiert werden, ist die anfangliche Temperaturverteilung nicht bekannt. Wenn aber ein Block aus der Kokille gezogen wird und an der Luft abkiihlt, kdnncn aus den Abkuhlungs-kurven die Anfangstemperaturen ausgerechnet werden. Es wird dabei allgemein angenommen, dass es sich um eine Abkiihlung durch Strahlen handelt, und auf diesem Grund vverden dann die Parametern ausgerechnet, mit welchen die anfangliche Temperaturverteilung in der Mitte des Querschnittes beschrieben werden kann. Diese Parametern vverden so bestimmt, dass der ausgemessene und aus-gerechnete Zeitverlauf der Temperatur an der Blockober-flache moglichst gut iibereinstimmen. In diesem Artikel vverden mit Hilfe mathematisch sta-tischer Methoden die Anfangsbedingungen ausgesucht, ohne vorauszusetzen um was fiir Arten der Randbedingungen sich dabei handelt. Auch diese vverden nahmlich durch unbekannte Parametern beschrieben. Danach vverden mit Hilfe des Rechners optimale Anfangs und Randbedingung-gen zugleich ausgesucht. Die Rechnung beruht auf dem Temperaturverlauf der Oberlache die gemessen vverden kann. Die Methode ist sehr erfolgsversprechend vor allem bei der Simulierung des ESU Verfahrens. SUMMARY The time of heating of a steel ingot in a soaking pit to the temperature necessary for hot rolling strongly de-pends on the initial conditions. In our čase the initial temperature distribution is not knovvn because the hot ingots are transfered in moulds from the steel plant to the rolling mili. If the ingot is stripped and left to cool in the air the initial temperatures could be calculated from the time dependence of the surface temperatures. Usualy the radia-tive boundary condition is supposed and the parameters characterizing the initial temperature in the crosssection are calculated. These parameters are chosen so that the experimental and the calculated time dependence of the surface temperatures agree as much as possible. In this article using the methods of mathematical sta-tistics the initial conditions are found vvithout knovving the type of the boundary conditions. They are namely also described by the unknovvn parameters. By means of the computer the optimal initial and boundary conditions are found simultaneously taking in to account the temperatures measured on the surface. The method seems to be very promising vvith the mathematical simulations of the ESR procedure. 3AKAKDMEHHE BpeMH, KOTopoe hco6xoahmo, hto6m 6aym corpeAca b narpe-BaTeAbHOM KOAOAUe Ha TeMiiepaTYPY, KOTopan cooTBeTCTByeT npoKaTKH 3aBHCHT TAaBHblM 06pa30M ot HaMaAbHMX ycaobhhx. TaK KaiC 6AyMM BMecre C H3AO>KHHHaMH AOCTaBAJieTCH H3 CTaAenAaBH,\bHOrO uexa b npoKaTHbiH uex eme b ropsrneM coctoshhh mm eme He 3HaeM hanaalhlie TeMnepaTypHbie pacnpeaeaehhh. Ecah >ke mli 6aym bm- THHHM h3 H3AOJKHHUM h OCTaBHM, HTC)6m OH OXAaAHACH Ha B03AYXe, M BI HMeeM BO3M02KH0CTB H3 KpHBLIX OXAa>KAeHHH BbIMIICAHTL. HaMaAb- Hbie TeMnepaiypbi. IIpH stom mm oGmkhobchho npeAnoAaraeM, hto OXAa>KAeHHe IipOHCXOAHT H3AyHeHHeM TeilAOTM, H Ha stom OCHOBaHHH m bi bmmhcanem napaMeTpbi, c KOTopbiMH onpeacaheivi namaabhoe tem-nepaTYPHoe pacnpeAeAeHHe b cepeAHne pa3pe3a. 3th napaMeTpbi mm onpeAe.viim TaK hm 06pa30M, hto6m oTMepeHHbift h bmmecahhhbiii BpeMeHHMH TeMneparYPHbiH xoa Ha noBepxHocra 6AyMa Me«ay co-6oh MeM 6oAbine corAacoBaAcn. b CTaTbe npHBeAeHO, hto HaM naAO npn noMomn MaTeMaTime-ckoiI ctathcthkh onpeaeahtb HanaAbHbie ycaobhh he b3hb bo bhh-Maniie bham okohenhbix ycaobhn na koto p me aro othochtbch. tak^ce h sth m m oiihihh c HeH3BecTiibiMH napaMeTpaMH. 3atem mm, npH npuMeHeHHH cneTHHKa onpeAeAHM 0AH0Bpe.\ieHH0 oirrHMaAbHbie ha^aabhbie h okohehhbie ycaobhh. Ilpn stom mm SepeM bo BHHMaHHe TeMnepaTypHMH xoa Ha riOBepxHOCTH, KOToporo mm HMeeM B03M02KH0CTb H3Mep«Tb. 3TOT mctoa MHOTO' OČemaeT B OCX)6eHHOCTH npn chm ya HposaH h h cnocoGa 3IIin-a. Zanesljivost proizvodnih naprav DK: 658.274:621.797 ASM/SCA: T 7 f, A 5, 18-71 Janez Bratina Važen parameter proizvodnih tehniških sistemov je njihova razpoložljivost, tj. delež časa, ko so naprave sposobne obratovati; razpoložljivost je ekonomski parameter, pa tudi merilo tehniške opremljenosti in proizvodne organiziranosti. Odvisna je od zanesljivosti, oz. od pričakovane življenjske dobe elementov, iz katerih je proizvodna naprava sestavljena, od načina gradnje teh naprav ter od vrste ukrepov in potrebnih opravil posluže-valnega in vzdrževalnega osebja. Okvare, ki prekinjajo proizvodnjo, povzročajo škodo zaradi zastojev v proizvodnji in zaradi stroškov popravil. Poznavanje vzrokov okvar in zakonitosti, s pomočjo katerih se dajo zgraditi proizvodne naprave Z večjo stopnjo razpoložljivosti, je pri današnji, vedno bolj kompleksni in avtomatizirani proizvodnji važno za vodenje in planiranje proizvodnje, pa tudi za gradnjo teh naprav in njih vzdrževanje. Poostreni ekonomski odnosi, ki so posledica vedno višjih cen surovin in energije, kakor tudi vedno večjih naložb kapitala v proizvodne naprave ter postroje in njihovega usodnega vpliva na človekovo okolje, postavljajo za zanesljivost, oz. optimalno izkoriščanje teh naprav vedno ožje in ostrejše zahteve. Vsaka proizvodna naprava, oz. pos-troj je kompromis med tehniškimi možnostmi in ekonomsko upravičenostjo: hiter razvoj novih tehnologij zahteva gradnjo naprav s kratko ekonomsko življenjsko dobo, oz. gradnjo naprav z določeno življenjsko dobo, v kateri se dosegajo maksimalni efekti ob največji izkoriščenosti materiala in energije. Specifične obremenitve se premikajo vedno bliže mejnim vrednostim: ti premiki so posledica naraščajočih stroškov materiala, pa tudi popolnejše konstrukcije in skrbnejših izračunov. Razvoj proizvodnih naprav k vedno kompleksnejši avtomatizaciji pa povzroča večjo povezanost proizvodnih enot v proizvodne sisteme, hkrati pa vedno bolj onemogoča človeku neposreden vpliv na proizvodni proces (si. 1). Količina proizvodnje in kvaliteta sta z rastočo avtomatizacijo vedno manj odvisna od posluževalca: programsko krmiljeni stroji, mikroprocesorske vodene proizvodne linije in produkcijski roboti to dokazujejo. Tudi proizvodnja Janez Bratina, diplomirani inženir elektrotehnike je ravnatelj TOZD Elektrotehniške storitve v Železarni Ravne in prenos energije je z vedno večjimi potrebami in z zahtevo, da mora proizvodnja biti v vsakem trenutku enaka porabi, že davno prešla v tako obsežno avtomatizacijo, da smo lahko le še presenečeni ki nemočni opazovalci, ko nepredvidljivi dogodki podirajo obratovalne sisteme. Nepredvideni dogodki so predvsem okvare elementov proizvodnih sistemov pred predvidenim potekom njihove pričakovane življenjske dobe in človeške napake. Vzroke okvar, ki prekinjajo normalni obratovalni ciklus, lahko delimo v tri skupine: 1. Sistemske tehnične napake, tj. napake v konstrukciji, v izračunu, v izdelavi ali montaži. 2. Napake v eksploataciji, tj. zaradi staranja, obrabe, prevelikega segrevanja, itd. 3. Napake zaradi nepravilnega upravljanja in nepravilnega vzdrževanja. Komunikacija i. _o o .i 10 OQO c=5 ^ Upravljanje Avtomatika Krmiljenje Regulacija ^ ** Zaščita ^^ o C .Ch to :C 10 Slika 1 Upravljanje proizvodnega procesa Fig. 1 Operation of the production process Na podlagi statističnih podatkov nekaterih zahodnih zavarovalniških družb (Alianz Versiche-rung) lahko za skupino električnih strojev, postro-jev in napeljav ugotovimo, da se pogostost navedenih napak giblje v razmerju 45:45:10, da pa je razpored njihove materialne škode v razmerju 75:15:15. Presenečajo predvsem zelo pogoste in materialno zelo boleče sistemske tehnične napake. Domače izkušnje govore o bolj enakomerni porazdelitvi navedenih napak, kar je posledica večje pogostosti napak v eksploataciji, pa tudi večje starosti proizvodnih naprav, saj se sistemske napake pojavljajo predvsem pri zagonu, oz. na začetku obratovanja. Ne gre pa le za škodo, ki na napravah in napeljavah nastane zaradi okvar. Količina proizvodnje in kvaliteta sta odločilno odvisni od stanja naprav, stroški proizvodnje pa so sorazmerni izpadu obratovanja teh naprav. Dokler proizvodnja poteka na več paralelno delujočih strojih z rezervnimi proizvodnimi kapacitetami, je izpad stroja zaradi okvare le motnja v proizvodnji in dodaten proizvodni strošek za popravilo stroja. Pri visoko avtomatizirani in integrirani proizvodnji pa je zaradi velikih stroškov in zaradi velikih proizvodnih zmogljivosti vsak izpad proizvodnje tako vpliven na gospodarnost (ali varnost), da je potrebno obratovalno zanesljivost obravnavati z vseh vidikov te posebne tehnične discipline: z vidika merjenja, ocenjevanja, s potrebo po napovedovanju in opti-miranju obratovalne zanesljivosti. Če naj bo naš cilj preventivno preprečevanje nepredvidenih dogodkov na proizvodnih napravah, postrojih in napeljavah, katerih posledica je izpad proizvodnje in nastanek škode, je potrebno predvsem ugotavljati njihove zakonitosti in analizirati vzroke. 1. SISTEMSKE TEHNIČNE NAPAKE Prično se pri načrtovanju, konstruiranju in projektiranju. Nastajajo zaradi subjektivnih slabosti (napak, neznanja), najpogosteje pa zaradi premajhnega poznavanja zahtev in razmer, ki bodo v eksploataciji nastale. V vsakem primeru je osnova načrtovanja analiza zahtev in presoja delovnih razmer. Premalo nam je v zavesti, da je polovica projekta razčiščena projektna naloga in da predstavlja projekt sintezo danih vhodnih količin s predvidenimi izhodnimi efekti. Izbira zaščitnih tehničnih in varnostnih sistemov lahko bistveno vpliva na obratovalno zanesljivost. Gradnja sistemov za upravljanje, ki loči različne nivoje krmiljenja (ročno, avtomatsko, računalniško), lahko omogoča normalno proizvodnjo tudi ob izpadu enega ali več nivojev. Gradnja merilno regulacijske opreme mora biti stopenjska, tako da so v osnovni stopnji kljub defektom še vedno delujoči elementi, ki skrbe za signalizacijo in varnost. Integrirna vezja omogočajo vrsto rezerv v krmilnoregulacijskih zankah (statična, dinamična, hibridna, modularna redundanca), ki za več velikostnih redov zvečujejo obratovalno zanesljivost naprave. Pri obravnavi sistemskih napak moramo imeti pred očmi dejstvo, da predstavlja vsaka naprava ali postroj organski sistem, ki je sestavljen iz elementov omejenega trajanja, oz. iz ustrezne količine uporabljivosti. Ta količina se s časom zmanjšuje, stroj postaja star, vedno manj uporaben. Življenjsko dobo elementov merimo s povprečnimi obratovalnimi urami, s številom operacij, manevrov, ki jih element zdrži, itd. Merilo za obratovalno zanesljivost sistema je tako imenovani srednji čas do pojava napake MTTF (mean time to failure), oz. njegova recipročna vrednost X, ki se imenuje faktor izpada. Če je faktor izpada časovno neodvisen, dobi zanesljivost sistema znano ekspo-nencialno funkcijo. R (t) = e-" Razvidno je, da obratovalna zanesljivost s časom pada in da je po preteku časa življenjske dobe enega elementa obratovalna zanesljivost sistema le še 36,7 %, če ne bi drugače ukrepali (si. 2). Predpostavka o konstantnem MTTF času, oz. o konstantnem faktorju izpada \ pa ne drži povsem, niti za vse elemente niti za celoten opazovani čas. Če opazujemo večje število enot (in le tako dobimo verjetne zakonitosti) skozi daljše časovno obdobje, ugotovimo, da je pogostost pojavljajočih se napak porazdeljena po karakteristični krivulji, ki nosi zaradi svoje oblike ime »krivulja kopalne kadi« (si. 3). Na njej ločimo tri območja: — začetno področje je območje otroških bolezni (burn in), ko se napake pojavljajo v prvih nekaj obratovalnih urah, v poizkusnem obratovanju ali v garancijskem času; — srednje ali zrelo področje najboljše obratovalne zanesljivosti (najmanjši X), ki nastopi po pre- ... i j Sistem z dinc z rezervnim n' milno redundanco odulom \ \ \ /v Normalen \ sistem v Sistem ^Shibridn \ s o redunda r^N. ' 0 0,5 1,0 1,5 2 2,5 Al Slika 2 Zanesljivost tehniških sistemov: X — faktor izpada Fig. 2 Reliability of technical systems: X-factor of failure 70" 10'' iJio \ 10 70"' Začetne leiave , "T""" 1 Obdobje konst. življenske dobe Odmira !je "1" | 1 \ 1 1 1 1 \ \ j 1 1 1 1 i 1 l 1 1 1 1 l 1 l 70 /o2 f [hI 103 10' 10 Slika 3 Krivulja kopalne kadi: faktor izpada X (h) kot funkcija časa t (h) Fig. 3 Curve of bath tube: factor of failure X (h) as function of time t (h) bolelih otroških boleznih; X je v tem področju konstantna in je uporabna za račun zanesljivosti; — področje odmiranja (burn out) nastopi, ko se prično vrednosti za X ponovno večati: nastopa vedno več defektov; to je primeren čas za odpis odprave. Zanesljivost elementa kot funkcijo časa R (t) lahko okarakteriziramo tudi kot verjetnost, da ta element preživi določen čas. Iz zgornje enačbe torej sledi, da obstaja le 36,7 % verjetnost, da bo neki element doživel svojo povprečno življenjsko dobo (MTTF). če opazujemo množico elementov N, ki imajo konstanten faktor izpada X, dobimo verjetnost, da bo iz elementov N izpadlo v času t v celoti x delov kot kumulativno Poissonovo porazdelitev: F(x/r) = exP(— r) i = 0 pri čemer je y — srednje število izpadov Y = N.X.t Težko uporabne tabelarične preglede navedene funkcije dobro ponazarja Thorndikeov diagram (si. 4), ki je za običajne izračune dovolj primeren. S pomočjo diagrama lahko: — iščemo verjetnost F (x/y), če so dani: N, X, x, t — iščemo faktor izpada X, če so dani: F (x/r), N, x, t — iščemo število izpadov x, če so dani: F (x/r), N, X, t N. pr.: 20 elementov s faktorjem izpada X = = 10~15 h-1 mora obratovati 1000 h. Kakšna je verjetnost, da v tem času ne bo nobenega izpada? T = N . X . t = 20 .10-5. 1000 = 0,20 x = 0 Iz slike 4 sledi F (x/r) = 0,82 Glede na srednjo življenjsko dobo v proizvodnih sistemih uporabljenih funkcionalnih elementov le-te grupiramo v štiri razrede: a) srednja življenjska doba 107 obratovalnih ur (1150 let) — zelo majhna verjetnost napake; b) srednja življenjska doba od 105 do 107 obratovalnih ur (11,5 do 1150 let) — majhna verjetnost napake; c) srednja življenjska doba 104 do 105 obratovalnih ur (1,15 do 11,5 let) — srednja verjetnost napake; d) srednja življenjska doba do 104 obratovalnih ur (do 1,15 let) — velika verjetnost napake. Če želimo neki sistem analizirati glede na obratovalno zanesljivost, moramo poleg predvidene pogostnosti defektov na posameznih elementih (Failer Effect) upoštevati še, kako vsaka taka napaka vpliva na zanesljivost sistema (Failer Mode). Prav ta vpliv na zanesljivost sistema je pogosto mnogo lažje oblikovati s premišljenimi samokon-trolnimi in redundančnimi podsistemi, sestavljenimi iz kvarljivih elementov, kot pa za vsako ceno segati po elementih, ki zagotavljajo izjemno življenjsko dobo. Vplive napak na sistem delimo podobno kot same napake glede omejenega trajanja prav tako na štiri razrede: a) napaka nima vpliva, b) vpliv napake je neznaten, mogoče ga je kompenzirati; c) vpliv napake je kritičen, samo izredni posegi preprečujejo nevarnosti; d) vpliv napake je katastrofalen, sistem ob tej napaki razpade. Tako zgrajena logična shema vzrokov in posledic, ki nam jo da metoda, ki se imenuje drevo napak (Fault Tree), se da matematično zajeti po pravilih Boolove algebre. Kritično pot predstavlja veriga dogodkov, ki da največjo vsoto verjetnosti nastanka katastrofalnega dogodka. Pri tem predstavljajo členi »ali« (vrata »ali«) vsoto posameznih verjetnosti, členi »in« pa produkt posameznih ver- 0,0001 opoooi 0,1 Q2 Q3Q4Q5Q7 10 2 3 4 5 6 78910 20 30 --- /• Slika 4 Thorndike-ov diagram: verjetnost F (x/y) v odvisnosti od srednjega števila izpadov y jetnosti. Nastanek kritičnega dogodka je ob »in« verigi dogodkov manj verjeten od verjetnosti posameznih dogodkov, saj morajo ti za realizacijo posledice nastopiti istočasno. Pri »ali« verigi dogodkov pa je verjetnost kritičnega dogodka večja od verjetnosti zatajitve posameznega člena, saj se verjetnosti enostavno seštevajo. Predaleč bi nas zanesla tako obsežna matematična obdelava obratovalne zanesljivosti neke naprave, saj se tudi v praksi takšne verjetnostne analize redko izdelujejo. Kljub temu pa nam že same zakonitosti o povečanju ali zmanjšanju verjetnosti nastopanja napak govore, na kaj je potrebno pri snovanju proizvodnih sistemov paziti, da se jim povečuje obratovalna zanesljivost. Varnostni verižni sistemi in samozaščitne blokade pri krmiljenju obdelovalnih strojev, stiskalnic, dvigalnih napravah zagotavljajo tudi po nastanku okvar na posameznih elementih še vedno normalno obratovanje ali pa nevarno zaustavitev obratovanja. Prednostni cilj je seveda delovna varnost, ki pa se skoraj vedno dosega z visoko obratovalno zanesljivostjo. Napotki, ki nam jih daje verjetnostna analiza obratovalne zanesljivosti, so duhovito strnjeni v vse premalo poznanem in upoštevanem Morphijevem zakonu, ki pravi: Če je kakršnakoli možnost, da lahko gre kaj napak, bo zagotovo šlo. (If anything can go vvrong it will). A: Proizvodne naloge Nadzor ugotavljanje količin Max 1 ' Količina uporabljenosti Količina uporabljivosti Obnova Nega: ohranjanje količine uporabljivosti B: Vzdrževalne naloge Nadzor .ugotavljanje količin Mm Količina obrabljenosti Količina obrabljivosti Negaj ohranjanje količine obmbljivosti Slika 5 Model vzdrževanja Fig. 5 Maintenance model 2. NAPAKE V EKSPLOATACIJI so zelo raznolike; sem uvrščamo izpade in poškodbe zaradi okvare zaščitnih in varnostnih naprav, zaradi obrabe, erozije staranja, ali pa so posledice zaradi delovanja škodljivih zunanjih vplivov, kot so poškodbe, deformacije, prenapetosti, vlaga, temperatura. S pričetkom eksploatacije proizvodne naprave postane zanesljivost obratovanja odvisna od upravljalca stroja in njegovega vzdrževalca, saj je v tem trenutku količina (zaloga) uporabljivosti stroja, oz. količina (zaloga) obrabljivosti največja. Na si. 5 je prikazan model obrab-ljanja, oz. model vzdrževanja proizvodnih naprav, kakršen sledi iz DIN 31051, po katerem je vzdrževanje celota ukrepov določanja in obnavljanja že-ljenega stanja in ugotavljanja ter vrednotenja dejanskega stanja; glavni cilj je ugotavljanje dejanskega stanja, tj. zasledovanje obratovalnih parametrov (pritisk, temperatura, tok, napetost, vibracije, čas), ki se morajo gibati znotraj nazivnih vrednosti in pogojev obratovanja (mazanje, hlajenje). Potrebno je občasno in stalno ali samodejno nadzorovati merne regulacijske in zaščitne naprave; pregledovati v rednih časovnih intervalih vse elemente, ki se starajo ali obrabljajo; zasledovati in ugotavljati dotrajanost komponent, kar pomeni predčasno odkrivanje slabih mest. 3. NAPAKE ZARADI NEPRAVILNEGA POSLUŽEVANJA in nepravilnega vzdrževanja vnašajo v vedno bolj zapleten upravijaisko-regulacij ski proizvodni ciklus s svojimi posledicami boleča spoznanja o' omejeni zanesljivosti človeka, ki ostaja še vedno kritičen element v delovnem procesu. Če bi ga obravnavali ergonornsko (Human Factor Engineering) s stališča sistemskih napak, bi ugotovili, da ima glede na svoje obratovalne ure (80.000 ur) srednjo verjetnost za nastanek napake, da pa je njegov vpliv na zanesljivost proizvodnega sistema resnično katastrofalen. To najbolj izpričuje statistika okvar na strojih z ročno obdelavo materiala, kjer je delež okvar zaradi napačnega upravljanja 75 % vseh nastopajočih okvar. Napake zaradi nepravilnega upravljanja in vzdrževanja izvirajo iz pomot, malomarnosti in neznanja, zato je eno izmed vodilnih načel sodobnega koncipiranja proizvodnih naprav predvsem v težnji, kaiko iz sistema izključiti nezanesljivi element — človeka ali pa njegovo nezanesljivost kar najbolj zmanjšati. Na področju zanesljivega sporazumevanja med človekom in strojem so zadnja desetletja razvoja elektronike, mikroprocesorske tehnike in računalništva prinesle nove rešitve, ki gredo predvsem v smeri humani-zacije dela in delovnega mesta. Od enostavnih ročnih ukazov za posamezen gib je potekal razvoj tako, da pomeni določen ukaz že skupino logično med seboj povezanih operacij, ki so med seboj in vsaka zase nadzorovane. Ustrezne signalizacije javljajo nevarna stanja, oz. stanja zunaj dovoljenih limit. Te prijeme obravnava avtomatizacija delovnih procesov, ki združuje zaikonitosti krmiljenja in regulacijske tehnike. Nadaljnjo osvoboditev človeka od stroja ter istočasno povečanje proizvodne zmogljivosti in zboljšanje kvalitete pomeni uvedba mikroprocesorjev in procesnih računalnikov v sisteme vodenja. Komaj pričeti proces uvajanja teh novih pripomočkov omogoča uporabo prostoprogramiranega krmiljenja in regulacije, upravljanja po modelu, adaptivnega vodenja in regulacije ter gradnje najzahtevnejših po kibernet-skih principih vodenih tehničnih sistemov. Tudi sam sistem upravljalec stroja ali vzdrževalec stroja — stroj je kibemetsko zaključen upravljalski krog s povratno vezavo. Pri proizvodni nalogi upravljalec stroja ugotavlja še preostale količine uporabljivosti stroja ter jo z -ustrezno nego ohranja, pri vzdrževalni nalogi pa vzdrževalec ugotavlja količino obrabljenosti in jo po potrebi z obnovo nadomešča. Kljub temu, da sta si pojma uporabljivost in obrabljivost ekvivalentna, sta bistveno različna. Upravljalec stroja določa potrebno količino uporabljivosti stroja, saj ta odgovarja za izdelek, vzdrževalec stroja pa ugotavlja količino obrabljivosti in minimum te količine, ki ne sme biti prekoračena, saj ta odgovarja za sposobnost in varnost obratovanja stroja. Količina uporabljivosti je n. pr. dana s toleranco, s katero stroj lahko izdeluje strojne dele, ali z zmogljivostjo zavor. Toleranco izdelkov in zmogljivost zavor mora nadzirati uporabnik; ta s tem sprotno ugotavlja še preostalo količino uporabljivosti. Vzdrževalec pa z nadzorom (s preizkusom, z meritvijo) ugotavlja izrabljenost, dotrajanost in s tem preostalo količino obrabljivosti. Količina uporabljivosti in količina preostale obrabljivosti sta vrednosti, ki nimata le različnih nivojev, ampak se s časom tudi različno hitro zmanjšujeta — tako pri strojih kot pri ljudeh. Z avtomatizacijo proizvodnje prihaja do vedno bolj enakovredne delitve dela med proizvodnjo in vzdrževanjem. Določanje in ugotavljanje stopnje (količine) uporabljivosti strojev in naprav je dolžnost proizvodnje, medtem ko je določanje in ugotavljanje preostale količine obrabljivosti naloga vzdrževalcev. Tak pristop obravnavanja proizvodne zanesljivosti omogoča izpeljavo nalog sodobnega vzdrževanja: a) Ugotavljanje in nadziranje dejanskega in želenega stanja; nadzor je osnovni vir informacij, ki dajejo pregled nad stanjem naprav. b) Ohranjanje želenega stanja naprav zahteva vrsto različnih dejavnosti: čiščenje, mazanje, zamenjava obrabljivih delov, skratka, nega. Ta dejavnost je skupna naloga vzdrževalcev in upravljalcev. c) Obnova strojev in naprav je potrebna v določenih časovnih obdobjih, ko pade količina obrabljivosti na minimum. Model vzdrževanja, prikazan na si. 5, dokazuje vse premalo upoštevano dejstvo, da na »zalogo obrabljivosti«, oz. na »zalogo uporabljivosti« proizvodne naprave vplivata tako upravljalec stroja kot njegov vzdrževalec. Končni cilj, tj. čimbolj nemotena proizvodnja, je isti, le opravila so specifična in imajo v različno opremljenih obratih različno težo. Dosedanja razmišljanja o obratovalni zanesljivosti proizvodnih naprav in sistemov ter pristop k ohranjanju obratovalnih sposobnosti teh naprav in sistemov so imela cilj doseči njihovo čim več j o proizvodno razpoložljivost, tj. da so le-ti čimveč proizvodnji namenjenih ur pripravljeni za obratovanje. Razpoložljivost proizvodnih kapacitet neike proizvodne enote ni samo zanimiv ekonomski dejavnik, temveč je tudi merilo tehnične opremljenosti in proizvodne organiziranosti. Razpoložljivost proizvodnih zmogljivosti pa ni odvisna le od njihove obratovalne zanesljivosti, temveč tudi od vrste dejavnikov, ki smo jih sicer združevali pod imenom vzdrževanje, pa zaslužijo osvetlitve, posebno še, ker omogočajo analitski pristop k pojmu razpoložljivost, če je nasprotna vrednost razpoložljivosti (R) — nerazpoložljivost (NR), lahko pišemo, da je: NR =1 — R Če predpostavljamo, da imamo tehnični sistem sestavljen iz n identičnih enot, od katerih ima vsaka enota faktor izpada: \ = 1/življenjska doba, da imamo m rezervnih enot, za zamenjavo vsake enote je karakterističen: faktor zamenjave v = l/čas zamenjave in za popravilo vsake enote pa: faktor popravila \i = l/čas popravila, lahko enostavno pišemo: NR = nX/v za m > 0 Nerazpoložljivost sistema, (tj. zastoj) je neposredno odvisna od faktorja izpada elementa (1) in obratno sorazmerno od faktorja zamenjave, če imamo dovolj rezervnih delov (m > 0). Če pa rezervnih delov ni (m = 0), dobi navedeni izraz obliko: NR = .nX/p. V tem primeru je nerazpoložljivost sistema sorazmerna faktorju izpada in obratno sorazmerna faktorju popravila. Zgornji relaciji sta prikazani na si. 6 in predstavljata najenostavnejši mejni vrednosti (m = 0, m > ). V vsakem primeru pa je nerazpoložljivost sistema v najširšem območju proporcionalna faktorju izpada. Maksimalno vrednost doseže nerazpoložljivost pri NR = 1 v primeru, da je X = m . n / / f T1=0 ' m -10 icr6 io~5 10icr3 u2 u1 > M Slika 6 Nerazpoložljivost NR kot funkcija faktorja izpada X pri v = 0,1 h-i in n = 0,001 h-i za n = 5 Fig. 6 Non-availability, NR, as the funetion of the factor of failure X at v = 0.1 h—i and u = 0.001 h—' for n = 5 kar pomeni, da so vse rezervne komponente v popravilu in da je okvara naslednje komponente usodna. Iz si. 6 je tudi razvidno, da je NR = 1 tudi v primeru, da je n . X = v, kar pomeni, da po vsaki zamenjavi elementa odpove naslednji element, oz. tudi v primeru, da je n. X = p, kar pomeni, da po vsakem popravilu elementa odpove naslednji element. Poleg teh enostavnih relacij pa je važno spoznanje, da za vse prej obravnavane faktorje obstaja za vsak n neko optimalno število rezervnih enot m. Nobeno povečanje števila rezervnih enot nad to vrednostjo ne vpliva več na NR. Podobno se da dobiti tudi optimalno število popravljalcev elementov, oz. zamenjevalcev elementov. Funkcija vzdrževanja se od splošnih nalog in spoznanj konkretizira na potrebne čase za zamenjavo pokvarjenih elementov, na potrebne čase za popravilo pokvarjenih elementov ter na optimira-nje zalog rezervnih delov. S tem postane vzdrževanje s svojo zahtevo po kadrovski strukturi, ki je sposobna opraviti naštete naloge, s svojo zahtevo po tehnični opremljenosti, ki omogoča opravljanje nalog, in z zalogami materialov specifična proizvodna organizacija z zahtevno organizacijo dela. Poleg že omenjenih zahtev za zasnovo in gradnjo proizvodnega sredstva morata zagotoviti kupec in dobavitelj posebne obveznosti pri postavitvi, zagonu in eksploataciji naprave. Poleg splošnih zahtev za postavitev (okolje, varnost) mora biti zagotovljen čas za zagon in čas za poizkusno obratovanje stroja; opravlja se pod nadzorom dobavitelja in to je skrajni čas, ko se s strojem morajo spoznati upravljaloi — neposredni uporabniki in vzdrževalci. Pri zahtevnejših napravah je potrebno na posebnih proizvajalčevih tečajih omogočiti tem delavcem potrebna specifična znanja. Zagon nove proizvodne naprave je delikatno osvajanje ne samo novih proizvodov, ampak tudi novih opravil delavcev, ki z njimi upravljajo in jih vzdržujejo. Poizkusno obratovanje mora dokazati, da so dosežene dogovorjene vrednosti za proizvodnost in kvaliteto, da so pri tem bile obremenitve stroja v normalnih mejah in da ni pripomb ne na funkcionalnost in ne na delovno varnost. Vzdrževalci se morajo seznaniti s tehnično dokumentacijo, z meritvami na-zivnih vrednosti, z nastavitvami zaščit, regulatorjev, merilnih instrumentov, s karakterističnimi mejnimi vrednostmi. Izdelani morajo biti seznami vgrajenega materiala, v skladišču morajo biti rezervni deli, ki jih priporoča dobavitelj. V času obratovanja stroja se morajo vodilni delavci občasno seznanjati s proizvodnimi dosežki ter z drugimi posebnostmi, kot n. pr. ali se v eksploataciji uporabljajo obratovalna in vzdrževalna navodila in kakšne posledice nastajajo, če se jih posluže-valci in vzdrževalci ne drže. Pri današnjem stanju vedno večje tehnološke integracije postaja proizvodnja vedno bolj neodvisna od neposrednega po-služevanja, dobiva pa vzdrževanje takih proizvodnih naprav večjo važnost in pomen za proizvodnjo. Tako se n. pr. za nekatere zahodnonemške industrijske panoge ugotavlja, da je že 40 % vseh škodnih primerov — okvar posledica nepravilne nege in vzdrževanja. Ko smo torej zaradi nezanesljivosti človeka temu odvzeli neposredno vodenje proizvodnih procesov, nam ista nezanesljivost moti proizvodnjo in povzroča škodo pri vzdrževalnih opravilih. Ne menjajo se torej le proizvodne tehnologije in ne stopamo le v naslednjo revolucijo gradnje proizvodnih naprav, temveč se z njo menja in spreminja tudi tehnologija vzdrževanja. Generacije proizvodnih naprav se menjajo in zastarijo v dveh, petih letih. Pri takem razvoju ni mogoče govoriti o kaki večji tipizaciji elementov in naprav v proizvodnih postrojih. Nove, popolnejše, bolj domišljene, bolj avtomatizirane in produktivnejše delovne naprave izpodrivajo popolne, domišljene in produktivne. Tipizacijo elementov nadomešča modularna gradnja, ki omogoča zamenjavo kompletnih ali delnih proizvodnih celic; krmilja dobivajo samodiagnostiko, informatiko in mikroprocesorska tehnika humanizirata proizvodno delo. »Uporabi in zavrzi« postaja tudi na področju proizvodnih naprav neizprosno geslo tržišča. S tem pa funkcija vzdrževanja preneha biti le reparatura proizvodnih strojev, vzdrževalčevo poznavanje naprav in delovne izkušnje z eksploatacijo teh naprav ga postavljajo v funkcijo poznavalca, ki ve, kaj v proizvodnih sistemih zamenjati in kaj zavreči, kako izboljšati delovno zanesljivost in varnost in kdaj pristopiti k obnovi le-teh. ZAKLJUČEK Z vedno večjo avtomatizacijo postaja integrirana tehnološka proizvodnja vedno bolj neodvisna od neposrednega posluževanja. Važen ekonomski dejavnik proizvodnje postaja talko imenovana razpoložljivost naprav, tj. del časa, ko so naprave sposobne proizvajati. Okvare zmanjšujejo razpoložljivost, povzročajo škodo zaradi zastojev v proizvodnji, pa tudi zaradi stroškov za popravilo. Okvare, ki nastajajo, so: — okvare zaradi sistemskih napak, ki so posledica neupoštevanja fizikalnih zakonitosti in razmer, neupoštevanja življenjske dobe elementov in vpliva defektov na zanesljivost proizvodne naprave; — okvare zaradi eksploatacije, ki nastajajo zaradi obrabe, staranja in nepazljivega nadziranja količin uporabljivosti in obrabljivosti strojev in naprav ter zaradi preslabe nege; — okvare zaradi nepravilnega posluževanja in vzdrževanja so moderna bolezen; naloge vzdrževanja so izpeljane dz zakonitosti o razpoložljivosti proizvodne naprave, ki ni odvisna le od obratovalne zanesljivosti, temveč tudi od časov zamenjav in časov popravila pokvarjenih elementov, od zalog rezervnih delov, kadrovske strukture vzdrževalcev in njihove organizacije dela. Seznam literature 1. Messerschmidt-Bolkovv-Blomm, Technische Zuverlassig-keit, Springer Verlag 1977 2. Allianz Versicherungs — AG, Handbook of Loss Pre-vention Springer Verlag 1978 3. Joachim Kund, Optimierung das Arbeitskrafteinsatzes in der Instandhaltung VEB DVG Leipzig 1971 4. Hans Fery, Hohe Verfiigbarkeit komplexer technischer Systeme durch geplatne Erzatz und Reparaturstrategie ETZ 12, 1980 5. Friedrich Ruf, Aspekte bei der Zuverlassigkeit integrier-ter Schaltungen, Elektronik 23, 1980 6. P. Miiller, E. Sch\varz, Zuverlassigkeitssicherung Siemens 1982 7. DIN 31051 Instandhaltung (Begriffe) ZUSAMMENFASSUNG Mit immer grosser vverdenden Automatisierung vvird die integrierte technologische Produktion immer mehr unabhangiger von der unmittelbaren Bedienung. Wichtiger okonomischer Faktor der Produktion ist die sogenannte Verfiigbarkeit der Anlagen, dass ist der Teil der Zeit in dem die Anlagen Produktionsfahig sind. Beschadigungen vermindern die Verfiigbarkeit, verursachen Schaden, so vve-gen der Stockung in der Produktion wie auch wegen des Reparaturaufwandes. Die entstanden Schaden konnen wie folgt unterteilt vverden: — Schaden vvegen der Fehler im System die eine Folge der Nichtberiicksichtigung der physikalischen Gesatzmas-sigkeiten und der Umstande sind, vveiter Nichtberiicksichtigung der Lebenslange der Elemente und der Ein- fliisse der Defekte auf die Zuverlassigkeit der Produktions anlagen; — Schaden vvegen der Ausbeutung die eine Folge der Abniitzung, der Alterung, und der achtlosen Verfolgung der Grossen der Anvvendbarkeit und der Abniitzung der Maschienen und Anlagen, und der schlechten VVartung sind; — Schaden vvegen der unrichtigen Bedienung und Wartung sind moderne Krankheit; die VVartungsaufgaben sind ausgefuhrt aus den Gesetzmassigkeiten uber die Verfiigbarkeit der Produktionsanlagen die nicht nur von der Betriebszuverlassigkeit abhangig ist sondern auch von den Umtausch und Wartungszeiten der beschadigten Teile, von den Resen-eteilen am Lager, der Struktur der Instan-dehaltungsleute und deren Arbeitsorganisation. SUMMARY The increased degree of automation makes the inte-grated technological production process less dependant on the direct manipulation. Important economic parameter of the production process is the so called availability of the set, i. e. portion of time vvhen the equipment can operate. The breaks reduce the availability, cause the damage due to the interrupted process, and cause the repair costs. The breaks are: — due to system faults as the consequence of disregar-ding physical laws and conditions, life of constituents, and influence of deffects on the reliability of the production set, — in exploiting due to vvear, ageing, uncareful control of applicability and wear parameters of machines and set, and due to bad attendance, — due to uncorrect manipulation and maintenance vvhich is a modern disease; maintenance tasks are deduced from the rules on the availability of the production set vvhich does not depend only on the operating reliability but also on time of replacing or repairing broken parts, on stock of spare parts, professional structure of main-tainers, and their organization of maintenance. 3AKAK»qEHHE C cymecTBeHHLiM yBeAHqeniieM npHMeHeHHS aBTOMaTraauHH CTa-HOBHTbCH HHTerpHpyiomee TexHOAOf]iqecKGe np0H3B0ACTB0 Bce SoAee He3aBHCHMO ot HenocpeAcrBeHHoro o6cAy?KHBaHH5i'. KpynHbiH 3KO-HOMHMeCKHfi (J)aKTOp npOH3BOACTBa CTaHOBHTbCH B03M0>KH0CTb nOAb-30Banna ycTpoHGTB t. e. aoasi BpeMeHH 3 reMCHHH KOToporo ycTpon-CTBa cnocoCiibi BbinOAHHTb pa6oTy. /\c4)eKT1>I VMeubrnaiOT pa60T0-cn0C06H0CTb ycTpoHciB, npintHHKioT ymep6 He toabko bcacactbhh npOCTOea b npOH3BOACTBe h BblCTOeB OTACAbHbIX MexaHH3MOB, a TaKace bcacactbhh peMOHTHbix pacxoAOB. AeeKTbi, KOTOpue MoryT noAVHHTbcs CACAy;omne: — HeHenpaBHoeTH BCAeACTBHii CHCTeMaTiraecKiix nporpeniHOCTeft, ko-ropbie npeACTaBAHiOT co5ofi nocAeACTEne neco6AH)AeHiiH AOATOBeM-hocth c)>H3H»jecKHX 3aKOHOMepHOCTefl n cooTHomeHHH Heco6AK>Ae- HHS AOATOBeeKTOB Ha HaA&KHOCTb np0II3B0ACTBeHH0r0 yCTpoiiCTBa; — HeHenpaBHoeTH npn 3KcnAyaranHH, KOTop&ie npoHcxoAHT bcacactbhh H3Hoca, CTapeiruH, h3-3a MeGpOKiiora HaA3opa HaA BpeMeHH npHMeHHMOCTH H H3HOCa MexaHH3MOB H IipHCnOCoSAeHHH, a TaKJKe loja HeBHHMaTeAbHoro TexHH^ecKoro (xx:.\y>KiiBa!ii! :i HeHenpaBHoeTH BCAeACTBHH HenpaBHAbHOro o£>CAyjKHBaHHH H coAep>KaHHa npeACTaBASHOT co5oii možkiio CKa3aTb coBpeMeHHbiit 6o-Ae3HeHHbiH C11MI1TOM. 06i!3aHHOCTH, KOTOpbie KacaiOTCSI COAepJKaHHH BblAeHbl H3 3aKOHOMepHOCTH BO3MO5KHOCTH nOAbSOBaHHS npOH3BOA" CTBeHHOrO yCTpoiiCTBa, KOTOpCie He 3aBHCHT TOAbKO OT 3KCIL\yaTa-UHOHHOH HaAe>KHOCTH, HO TaiOKe OT npOM«KyTKOB BpeMeHH 3aMeHbI H nOHHHOK HeHCIipaBHbIX 3AeMeHTOB, OT HaAHMHH 3anaCHbIX AeTaAeil, ot CdCTaBa kaapa aah o6cayjkhbahhh h ot opraHH3au«h hx pa6oTU. Tehnične novice Lastnosti jekla Č.4574 I Prokron 12 sp. in jeklene litine ČL.4574 I Prokron 12 sp. L j * Železarna Ravne Ferdo Grelovnik UVOD Za izdelavo korozijsko najbolj odpornih jeklenih armatur se uporabljata jeklo Č. 4574 (Prokron 12 sp.) in jeklena litina ČL. 4574 (Prokron 12 sp. L). Kemični sestavi teh dveh materialov sta zelo podobni; glavna razlika je v dodanem legirnem elementu za stabilizacijo karbidov (pri Č. 4574 je to Ti, pri ČL. 4574 pa Nb), v predpisani vsebnosti Si (pri Č. 4574 okrog 0,6 °/o, pri ČL. 4574 pa 1,3 %), pri jeklu Č. 4574 je dovoljena za 0,02 % večja vsebnost ogljika (do 0,10 %) kot pri jekleni litini ČL. 4574. Mnoge lastnosti so zato podobne. Občutne razlike so samo pri tistih lastnostih, ki so odvisne od zrnatosti in razporeditve faz; to dvoje je pri plastično predelanem jeklu mnogo ugodnejše kot pri litini. V tem sestavku bodo opisane tiste lastnosti prej omenjenih materialov, ki so pomembne pri konstruiranju, izdelavi, preizkušanju in uporabi armatur. Smerni kemični sestavi: Č. 4574 PROKRON 12 special: max.0,l%C — 0,6 % Si — 1,4 % Mn — 17,5 % Cr — 12 % Ni — 2,3 % Mo — dod. Ti ČL. 4574 PROKRON 12 special L: max. 0,08 % C — 1,3 % Si — 1,4 °/o Mn — 18 o/o Cr — 12 % Ni — 2,3 % Mo — dod. Nb. 1. INTERVAL STRJEVANJA Izmerili smo ga z enostavno termično analizo pri jekleni litini ČL. 4574, ker je to lastnost, ki jo je pri določitvi tehnologije litja nujno treba upoštevati. Začetek strjevanja je pri 1435 °C, konec pa pri 1400 «C. 2. STRUKTURA Fazno sestavo določamo z rentgensko strukturno analizo. Tako pri jeklu č. 4574 kot pri jekleni litini ČL. 4574 zavzema glavni delež (vsaj 90 %) faza ki je neferomagnetna. Do 10 % je v strukturi feromagnetne faze a. Vseh ostalih faz je pod 1 % in jih določimo tako, da jih z elektrolitskim * To je povzetek referata, ki ga je avtor imel na posvetovanju o razvoju in plasmanu armatur (27. in 28. maja 1982 na Ravnah) raztopom osnovne mase jekla izoliramo in nato izolat analiziramo z rentgensko strukturno analizo. Jeklena litina ČL. 4574 vsebuje okrog 0,5 % karbidov vrste NbC in okrog 0,05 % faze cr, če je gašena s temperature 1050 °C. V surovem stanju je karbidov nekoliko -manj, faze a pa več. Če povečamo temperaturo gašenja, faza cr povsem izgine. Temperature gašenja nad 1100°C niso priporočljive, ker začne oksidirati krom — v izolatu dobimo Cr203. Na rentgenogramu izolata je mogoče identificirati še reflekse sulfidnih vključkov. p:-."/ Posnetek vzdolžnega Slika 1 obrusa iz gredice 150 mm x 150 mm; jeklo Č.4574 (pov. 100 x) O f Hi'K 99,9 «/o R2 = 0,168 R = 0,41 1,96 Sxy = 27,2 N/mm1 Tudi po različnih načinih toplotne obdelave se bistveno ne spremeni. Navadno damo poprečno vrednost temperaturnega koeficienta dolžinskega razteaka med sobno in določeno temperaturo T, to je aT, ki je definiran takole: 1„ t — 20 »c Odvisnost tega koeficienta od temperature je prikazana na si. 5. b) Toplotno prevodnost izmerimo tako, da v va-ijastem preizkušancu vzpostavimo osno simetrično stacionarno temperaturno polje in izmerimo razliko med temperaturama v dveh točkah, ki sta za r, Slika 9 Peč 5 Prokron 12 sp. L, gašeno v lab. kal. v letu 1980 Obdelava 503305, enačba št. 2, korak 7 N = 551 P. EN. > 99,9 % R2 = 0,352 R = 0,59 1,96 Sxy = 21,1 N/mm2 Tabela 1 2 p.] C 4574 ČL 4574 lastnost aritmetična srednja vrednost standardni odklon aritmetična srednja vrednost standardni odklon N K v- 295 28 296 15 mm2 N Rm v-- 580 21 512 13 mm2 A 5 v % 50,7 3,5 37,8 5,2 Z v % 70,5 2,2 34,7 6,0 W v J 173 29 47,6 14,3 HB 155 7 159 5 X = p 2t.\ ln »«'»! =0,02B) Nb(R!„i =0,2331 QSO Jp.70 0,90 w 130 «007 qots f.023 503; 0039 g 047 K)B JI* I!6 T 12,0 12,1 12,6 Slika 10 Peč 5 Prokron 12 sp. L, gašeno v lab. kal. v letu 1980 Obdelava 503305, enačba št. 3, korak 3 N = 551 P. EN. > 99,9 % R* = 0,313 R = 0,56 1,96 Sxy = 8,5 °/o •/, «4 % P •/.Ni T35- 0,50 0.10 Q90 i10 1» Q030 Q0S0 0,090 o,m 'V.Nb ► •/.C in r2 oddaljeni od simetrijske osi, ter moč P, ki je potrebna za vzdrževanje temperaturnega polja. Toplotno prevodnost potem določimo po obrazcu (2) T,-T2 Odvisnost toplotne prevodnosti od temperature je prikazana na si. 6 in je skoraj enaka za Č. 4574 in ČL. 4574. c) Modul elastičnosti E je enak odvodu funkcije cr — f (e) v koordinatnem izhodišču, cr je napetost, £ pa deformacija. Krivuljo a = f (e) posnamemo z elektronsko registracijo pri enoosnem na- Slika 11 Peč 5 Prokron 12 sp. L, gašeno v lab. kal. v letu 1980 Obdelava 503305, enačba št. 4, korak 2 N = 551 P. EN. > 99,9 % R2 = 0,216 R = 0,46 1,96 Sxy = 10,4 % teznem preizkusu. Modul elastičnosti je skoraj enak za Č. 4574 in ČL. 4574 in se tudi s toplotno obdelavo teh dveh materialov bistveno ne spreminja. Njegova temperaturna odvisnost je prikazana na si. 7. 5. MEHANSKE LASTNOSTI a) Meritve osnovnih mehanskih lastnosti (meje plastičnosti R,., natezne porušitvene trdnosti R,,,, raztezka A 5, kontrakcije Z, žilavostnega dela W na preizkušancu DVM 1 in trdote HB) jekla Č. 4574 in W(WMt) [Jj IR',, =00501 {R2C =0,029J JferittR} =1)1X21 ■Nb (/<>„„ =01131 dso 0,20 H —¥~ A v 2f> F AO Q006 POK 0/122 X 0030 0,038 Q0i6 0,03 V.Nb •/.olftr« V. P •/.c Slika 12 Peč 5 Prokron 12 sp. L, gašeno v lab. kal. v letu 1980 Obdelava 503305, enačba št. 5, korak 4 N = 551 P. EN. > 99,9 % R2 = 0,254 R = 0,50 1,96 Sxy = 24,2 J 200 300 400 500 Temperatura v "C Slika 13 Spreminjanje mehanskih lastnosti jekla C. 4574 s temperaturo jeklene litine ČL. 4574 v gašenem stanju so del tekoče kontrole vseh talin. V tabeli 1 so zbrani osnovni statistični podatki o zgoraj naštetih lastnostih za enoletno obdobje — leto 1980. Največja razlika med litino in jeklom je v ži-lavosti, precejšnja je tudi v kontrakciji, zaznavna pa v raztezku. Z regresijsko analizo podatkov je mogoče ugotoviti tudi parcialne vplive legirnih elementov na posamezne mehanske lastnosti. Primeri so prikazani na slikah 8, 9, 10, 11 in 12. Na osnovi tega lahko v okviru predpisanih analiznih mej najugodneje prilagajajo konkretno kemično sestavo taline. b) Rezultati meritev mehanskih lastnosti jekla Č. 4574 (talina 18500 z 0,04 % C) pri povišanih temperaturah so prikazani na si. 13. Trajni statični preizkus istega jekla pri temperaturi 450 °C je pokazal, da se raztezek med 1000-urno obremenitvijo z napetostjo 200 N/mm2, to je v plastičnem področju, skoraj nič ne spreminja — lezenja praktično ni. c) Za materiale, ki so med uporabo izpostavljeni nihajočim obremenitvam, je potrebno izvesti še preizkus utrujanja. Med take materiale gotovo spadajo jekla za armature, ki morajo ostati nepoškodovane tudi pri nihanju tlaka pretakajočega se medija in pri potresnih sunkih, še posebej skrbno je treba ugotoviti obnašanje materiala pri napetostih, ki nihajo z amplitudami, za katere je znano, da lahko povzročijo zlom po končnem številu nihajev. Taka preizkušanja imenujemo malociklično utrujanje in se izvaja pri nizkih frekvencah obremenjevanja — manj kot 1 nihaj v sekundi. Za potrebe naše železarne izvajajo tovrstne preizkuse na Metalurškem inštitutu v Ljubljani, in sicer is servohidravličnim strojem INSTRON 1255. Ta omogoča preizkušanje s krmiljenjem sile (napetosti) ali raztezkov. Krmiljena veličina ima sinusni časovni potek, možne pa so še druge periodične odvisnosti od časa. Pri nizkih frekvencah je mogoče s koordinatnim pisalom registrirati odvisnost napetosti od deformacije. Doslej je bilo preizkušeno jeklo č. 4574 (talina 18500). Na si. 14 je prikazana odvisnost števila zdržanih nihajev od amplitude napetosti pri čistem izmeničnem nihanju. Znak x pomeni, da se je preizku-šanec zlomil, znak o-» pa, da je preizkušanec vzdržal 10s nihajev. Vidimo, da je časovna dinamična trdnost za 105 nihajev 216 N/mm2, kar je za okrog 15 % več od meje plastičnosti preizkusnega jekla. Na si. 15 je prikazan zapis odvisnosti med napetostjo in deformacijo za prvih pet nihajev pri preizkušanju z amplitudo napetosti 216 N/mm2. Zaradi plastičnega obnašanja materiala dobimo histerezne zanke, ki se ožijo. To pomeni, da se material med dinamičnim obremenjevanjem utr- 240 230 <\i I 220 $ * 210 I 200 190 180 X t x Zlom o Ni zloma KAHHE UDK: 669.162.275.1 ! ASM/SLA: Dlln, AD-a MeiaAAypnia — qepnaa MeTaAAyprHS G. Todorovič, J. Lamut, V. Prešern, M. Plahuta, J. Zapušek YAaAeKHe čepu H3 ceporo >»yryHa c KapBHAOii KSAiipia. Železarski zbornik 17 (1983) 2 C 63-68 IIpHBeAeiio onncaHHe npouecca VAaAeHHa cepu H3 ceporo wyryna c nphmehehhem KapSuAa KaAbuna rpaHyAaimax 0,3—0,7 mm h 0—1,0 mm. hccaeaobahhe Guao BEjnoAiieno irpoMuniAeHHHM chocoSom c npHMeHeHHeM c.MecHALHOfl h np0AyB0iH0fl ycTaiiOBOK. B o6ohx bhao-H3MeHeHHS!x OnblTOB KHCAOTHOCTb UIAaKa Ca0/Si02 COCTaBAltAa npuSA. 0,8. HccAeAOBaHHa noKa3aAH, »ito npii BAyBaHHH Kap6HAa KaAtima rpaHyAHmm 0,3—0,7 mu b KOAnraecTBe 7 ao 10 Kr Ha TOHy iyryna CTenem. aecyaw{>ypaunh 6hiAa MeatAV 73 h 85 %. EoAee bh-coKyro crenem. AecyAbYpaimn ceporo iyryna b CMecHTeAbHofl ycTa-HOBKe noAyMena c yBeAnneiniM KOAimecTBa KapGiua KaAMiHa. Ho npa pacxoAe OAHHaKOBoro KOAiraecrBa AecyAbyparopoB pe3yAbTaxu c BAYBawieM CaCj Ayane. ABtope4>. UDK: 669.15 —194.56:669.187.2 ASM/SLA: SS-e, 1—73 MeTaAAypraa — BaicvvMiiaa MeTaAAypraa — Tcp.\io,v«iaMHKa. N. Smaji<5 Tcp.\ioAHHaAiiiMCCKHC ociioBU np0H3B0ACTBa nepataBeiomeii cTa,ui, II MaCTb. Železarski zbornik 17 (1983 ) 2 C 57—62 B pačoTe paccMOrpeH Bonpoc ceACKTHBHOro oKiicAcHiia vrAepoAa bo BpeMa AeiicTBHa OKHCAHTeAbHoii a3bi H3TOTOBAeHHa HepacaBeio-meft cTaAH no C0BpeMeHH0M AynAeicc-npoiieccy: Ayroaaa SAeKTpo-ne^b-BPV vcranoBKa. ABTope4>. UDK: 658.274:621.797 ASM/SLA: T7f, A5, 18—71 IIpOH3BOACTBeHHbie yCTpOHCTBa — HaA&khoctb — coAepacamie — TexHireecicne chctcmu. J. Bratina IlaACHCHOCTb npOH3BOACTBCUHbIX VCTpOliCTB. Železarski zbornik 17 (1983) 2 C 77—84 CymecTBeHHbiii napaneTp np0H3B0ACTBeHHbix TexHinecKux cii-CTeMOB HBAHeTCH B03M05KH0CTb nOAb3aBaHllH HMH, T. e. AOAH BpeMeHH pa6or0cn0C06H0CTH ycrpoficTB. Bo3Mo;iuiocTb n0Ab30Banna ycTpoHcrB npeactabaaet He toabko sKOHOMimecKini napaMeTp, ho »BAHeica TaiOKe ksk oueHKa TexHHliecKoro o6opyAOBaiina h npora-BOACTBeHHOH 0praHH30BaHH0CTII. B03M03CH0CTb n0Ab3OBaii;ia npOH3-BOACTBCHHbIX yCTpofiCTB SaBHCHT TaiOKe ot HaA&KHOCTH OTHOCHTeAbHO ot npeABHAeHHoii AOAroBeeKTOB h 3aKOHOMepHOCieii npa noMoinH, KOTOpbIX eCTb b03.MOJKHOCTb BbllTOAHHTb KOHCTpyKUHKJ npOH3BOA" CTBeHHbix ycTpoScTB c 6oAee BbicoKofi CTeneHH HcnoAbsosaima HMeei SoAbuioe 3HaHenne npn TenepeiimeS Bce SoAee KOMnAeKCHOM a sbto-MaTH3HpOBaHHOM HpOH3BOACTBe, TTO BeCbMa CymeCTBeiIHO He TOAbKO npH ynpaBAeHHH h nAaHHpoBaHHH np0H3B0ACTBa, ho TaiOKe npa co-opyaceHHH H coAepacaHHH stik ycTpoficTB. ABTope^). UDK: 621.783.224.2:621.78.01.6 ASM/SLA: F21b MeTaAAypriiH — HarpeBaTeAbiibie koaoahu — iiarpeB 6aokob — HaiaAbHbie ycAOBHa. B. Brudar BbraHCAeHHe naqaAbHBix ycAOBiiii npii narpese Gaokob b uarpeBaxeAbabK KOAOAHax. Železarski zbornik 17 (1983) 2 C 69—76 Ao 3arpy3KH 6AOKa b HarpeBaTeAbHbiii KOAOAeu ero naAO bu-THiryTb H3 h3Ao>kiiiiiiu h oxAaAHTb Ha B03Ayxe. HaiaAbnoe TeMnepa-iypHoe pacnpeAeAeHHe bo BHyTpeHHOCTii SAOKa oCbiKHOBeHHO bbi-6HpaeTca TaK, htoGij BUHecAeiiHbiH h oraepeHHbiii BpeMeiiHbiii TeM-nepaTypHbiil xoa Ha noBepxHoCTH SAOKa me5kay co6oii mcm CoAbme corAacoBaAHCB. Ilpn stom mu hcxoahm h3 npeanoaojkehha, mto ham OKOHOHHOe yCAOBHe H3BeCTHO. B CTaTbe AaHO omicanue cnoco6a, KaK pa3peuiHTb stot Bonpoc, ecAH oKoneiHue ycAOBna Hen3Becxnu. IlpiiBeAeHU ABa npHMepa b oahom h b abyx pa3Mepax. ABTope^t.