VSEBINA ZELEZARSKI ZBORNI K Stran Jože Rodič, A. Rodič, J. Hrastnik Železarna Ravne PRISPEVEK K TIPIZACIJI POGOJEV PREIZKUŠANJA OBROBNE KALJIVOSTI CEMENTI-RANIH JEKEL.............69 Vizjak Ferdo, Železarna Ravne SODOBNA PROIZVODNJA STROJNIH NOŽEV ZA POTREBE CELULOZNE, LESNOPREDELOVALNE IN GRAFIČNE INDUSTRIJE .... 83 Mesec Janez, Železarna Jesenice NOVE ELEKTRODE ŽVB-Mo, EVB-CrMo IN EVB-2 Cr Mo ZA VARJENJE JEKEL Z GARAN-TIRANIMI MEHANSKIMI LASTNOSTMI PRI VIŠJIH TEMPERATURAH.........93 Kosec Lado, F. Vodopivec, Metalurški inštitut Ljubljana IZ DELA METALOGRAFSKEGA LABORATORIJA ..................107 H a n ž e 1 D., M. S c h a r a , N. Tršan Inštitut »Jože Štefan« Ljubljana KARAKTERIZACIJA VISOKOLEGIRANIH FERITNIH JEKEL Z MOSSBAUERJEVO SPEKTROSKOPIJO ..............111 Dular Milan, Fakulteta za naravoslovje in tehnologijo Ljubljana DOLOČEVANJE CIANIDA V GALVANSKIH ODPADNIH VODAH...........117 1971 • LETO V 2 IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT VSEBINA Stran Rodič Jože, dipl. inž., A. Rodič, dipl. inž., J. Hrastnik — železarna Ravne Prispevek k tipizaciji pogojev preizkušanja obrobne kaljivosti cementiranih jekel ... 69 DK: 543.7:669.71 ASM/SLA: J5d, J28g—1,54, AYb, CNg Vizjak Ferdo, dipl. inž., Železarna Ravne Sodobna proizvodnja strojnih nožev za potrebe celulozne, lesno predelovalne in grafične industrije..............83 DK 672.7:621.785 ASM/SLA: T 6 q, T 29 s, 726, 728 g, 72 g Mesec Janez, dipl. inž., Železarna Jesenice Nove elektrode EVB-Mo, EVB-CrMo in EVB-2 CrMo za varjenje jekel z garantiranimi mehanskimi lastnostmi pri višjih temperaturah 93 DK: 621.791.742.6 ASM/SLA: W,29h Mag. Kosec Lado, dipl. inž., dr. F. Vodopivec, dipl. inž., Metalurški inštitut Ljubljana Iz dela metalografskega laboratorija . . . 107 DK: 620.18 ASM/SLA: M 21,9 Mag. Hanžel D., dipl. inž., dr. Schara M., dipl. inž. in Tršan N., dipl. inž. Inštitut »Jožef Štefan« Ljubljana Karakterizacija visokolegiranih feritnih jekel z Mossbauerjevo spektroskopijo.....111 DK: 543.42:669.14 ASM/SLA: M, N, S19 Dr. Dular Milan, dipl. inž., FNT Ljubljana Določevanje cianida v galvanskih odpadnih vodah...............117 DK: 543.42 ASM/SLA: Sllg INHALT Seite Rodič Jože, dipl. inž., A. Rodič, dipl. inž., J. Hrastnik — Železarna Ravne Beitrag zu der Typisierung der Priifungsbe- dingungen der Randhartbarkeit der zementi- erten Stahle.............69 DK: 543.7:669.71 ASM/SLA: J5d, J28g — 1,54, AYb, CNg Vizjak Ferdo, dipl. inž., Železarna Ravne Die gegenwartige Production von Maschinen-messem fur den Bedarf der Zellstoff, der Holzverarbeitenden und der Graphischen Industrie ...............83 DK 672.7:621.785 ASM/SLA: T 6 q, T 29 s, 726, 728 g, 72 g Mesec Janez, dipl. inž., Železarna Jesenice Neue Schweisselektroden EVB-Mo, EVB-CrMo und EVB-2 Cr Mo fur das Schweissen warm-fester Stahle.............93 DK: 621.791.742.6 ASM/SLA: W,29h Mag. Kosec Lado, dipl. inž., dr. F. Vodopivec, dipl. inž., Metalurški inštitut Ljubljana Einige Beispielen aus dem metalographischen Laboratorium............107 DK: 620.18 ASM/SLA: M 21,9 Mag. Hanžel D., dipl. inž., dr. Schara M., dipl. inž. in Tršan N., dipl. inž. Inštitut »Jožef Štefan« Ljubljana Die Charakterisierung der hochlegierten ferri-tischen Stahle mit der Mdssbauer-Spektro-skopie...............111 DK: 543.42:669.14 ASM/SLA: M, N, S19 Dr. Dular Milan, dipl. inž., FNT Ljubljana Bestimmung von Zyanid in galvanischen Ab-wassern..............117 DK: 543.42 ASM/SLA: Sllg ■ CONTENTS Page Rodič Jože, dipl. inž., A. Rodič, dipl. inž., J. Hrastnik — Železarna Ravne Contrbiution to standardisation of testing conditions for čase hardening of carburized steels...............69 DK: 543.7:669.71 ASM/SLA: J5d, J28g— 1,54, AYb, CNg Vizjak Ferdo, dipl. inž., železarna Ravne Up-to-date production of cutting tools for cellulose, wood-processing, and graphic indu-stry................83 DK 672.7:621.785 ASM/SLA: T 6 q, T 29 s, 726, 728 g, 72 g Mesec Janez, dipl. inž., železarna Jesenice New electrodes EVBMo, EVBCrMo, and EVB 2 CrMo for welding steels with guaran-teed meclianical properties at higer tempera-ratures...............93 DK: 621.791.742.6 ASM/SLA: W,29h Mag. Kosec Lado, dipl. inž., dr. F. Vodopivec, dipl. inž., Metalurški inštitut Ljubljana From metallography lab investigations . . 107 DK: 620.18 ASM/SLA: M 21,9 Mag. Hanžel D., dipl. inž., dr. Schara M., dipl. inž. in Tršan N., dipl. inž. Inštitut »Jožef Štefan« Ljubljana Classification of high alloyed ferritic steels by Mossbauer spectroscopy.......lil DK: 543.42:669.14 ASM/SLA: M, N, S19 Dr. Dular Milan, dipl. inž., FNT Ljubljana Cyanide determination in galvanic wastes . . 117 DK: 543.42 ASM/SLA: SIlg CO AEP5KAHHE Rodič Jože, dipl. inž., A. Rodič, dipl. inž., J. Hrastnik — Železarna Ravne K Tnnn3aijHH vcaobhh HCCAeAOBaHHH noaepx-hocthoh 3akaakh oaan Ana uemeiitauhh . . 69 DK: 543.7:669.71 ASM/SLA: J5d, J28g—1,54, AYb, CNg Vizjak Ferdo, dipl. inž., Železarna Ravne CoBpeMeHoe np0H3B0ACTB0 HovKeii aah no-TpeSHOCTH B npOMblUIAeHHOCTH IieAKJA03bI, oSpaSoTKH Aeqa h b hhavctphh noAnrpahh . 83 ■DK 672.7:621.785 ASM/SLA: T 6 q, T 29 s, 726, 728 g, 72 g Mesec Janez, dipl. inž.. Železarna Jesenice HoBbie copTa 3acktpoa EVB Mo, EVB CrMo h EVB 2 CrMo aah cuapKH ct3ah c rapaHTH-poBaHHbiMH MexaHimecKHMH KaiiecTBaMH npn BbicoKiix TeMnepaTypax........93 DK: 621.791.742.6 ASM/SLA: W, 29 h Mag. Kosec Lado, dipl. inž., dr. F. Vodopivec, dipl. inž., Metalurški inštitut Ljubljana H3 paSoT MeTaAAyprHHecKora AaGopaTopna 107 DK: 620.18 ASM/SLA: M 21,9 Mag. Hanžel D., dipl. inž., dr. Schara M., dipl. inž. in Tršan N., dipl. inž. Inštitut »Jožef Štefan« Ljubljana OnncaHHe Bbic0K0Aernp0BaHHbix (})eppHTHbix cTaAeft npn noiuontH cneKTpocKonHH no Mossbauer-y.............111 DK: 543.42:669.14 ASM/SLA: M, N, S19 Dr. Dular Milan, dipl. inž., FNT Ljubljana OnpeAeAeHHe UHHHHAOB B raAbBaHHiecKHx CTOHHbDC BOAax............117 DK: 543.42 ASM/SLA: Sllg ZELEZARSKI ZBORNIK IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT LETNIK V JUNIJ 1971 ŠT. 2 Jože Rodič, dipl. inž., Alenka Rodič, dipl. inž., DK:543.7 : 669.71 Ivica Hrastnik, Železarna Ravne AMS/SLA: J 5 d, J 28 g—1.54, AYb, CNg Prispevek k tipizaciji pogojev preizkušanja obrobne kaljivosti cementiranih jekel članek predstavlja povzetek vseh dosedanjih raziskav obrobne kaljivosti v železarni Ravne, upoštevajoč tudi naloge, ki jih je na tem področju opravil po naročilu železarne Ravne Metalurški inštitut v Ljubljani. Članek na osnovi dosedanjih ugotovitev podaja predlog tipizacije pogojev preizkušanja obrobne kaljivosti, kar bi omogočalo medsebojne primerjave in s tem dalo poizkusu reproduktivno vrednost ter širšo uporabnost. Podane so variante preizkušanja za raziskovalne in kontrolne preiskave za direktno in indirekt-no kaljenje. Z jominyjevimi krivuljami in z nomogrami izotrdot so prikazane karakteristične lastnosti tipičnih vrst jekel za cementacijo iz proizvodnega programa železarne Ravne. Uvod Razvoj tehnike, ki je izredno hiter prav na področju motorne industrije, je zaradi velikoserij-ske in avtomatizirane proizvodnje izzval poostrene zahteve zagotavljanja ustreznih in enakomernih lastnosti jekla. Ena najvažnejših tehnoloških lastnosti v proizvodnji konstrukcijskih delov je kalji-vost jekla. Pri jeklih za poboljašnje standardni jominyjev poizkus dokaj dobro karakterizira to lastnost jekla, medtem ko je pri cementiranih jeklih kljub poznanju kaljivosti jedra večji del problemov vezanih s kaljivostjo cementiranih delov ostal precej časa nerešen. Potrebe po novi metodiki preizkušanja cementiranih jekel je še pospešilo uvajanje plinske cementacije in direktnega kaljenja. Plinska cemen-tacija je prinesla polno novosti v tehnologijo in ekonomiko cementacije, obenem pa je ta tehno- loški postopek postavil tudi nove zahteve glede značilnih lastnosti jekel. Precej dolgo je prevladovalo mnenje, da je kaljivost osnovnega jekla za cementacijo (t. j. jedra) sama zadosten kriterij za izbiro jekla in da je s kaljivostjo jedra dovolj definirana tudi kaljivost cementirane plasti. To mnenje danes nima več nobene vrednosti, saj je praktično in teoretično dokazano, da enako povečanje vsebnosti ogljika nikakor nima enakega vpliva na kaljivost pri različnih osnovnih sestavah jekel. Danes lahko celo trdimo, da so lastnosti jekla, ki jih ugotovimo s preizkušanjem kaljivosti jedra, v nekaterih primerih popolnoma neuporabne za ocenjevanje pričakovane kaljivosti cementirane plasti. Poznati moramo kaljivost jedra in kaljivost cementirane plasti. Samo poznanje te kombinacije nam omogoča izbiro optimalne vrste jekla, določanje in kontroliranje pogojev tehnološkega postopka za določene namene in za doseganje zahtevanih lastnosti. V zadnjem desetletju se je zelo intenzivno razvijala metodika preizkušanja kaljivosti cementiranih jekel. Danes smo na tem področju tudi pri nas dosegli tako stopnjo razvoja, da smo se z raziskavami prepričali o vrednosti nove metode preizkušanja obrobne kaljivosti, obenem pa je prišel čas, da pogoje preizkušanja poenotimo na tak način, da bodo mogoče medsebojne primerjave rezultatov tako pri raziskovalnem, kakor tudi pri kontrolnem preizkušanju. Za metodo preizkušanja kaljivosti cementirane plasti se je že udomačilo ime preizkušanje obrobne kaljivosti. Razvoj metode je poznan1-2, zato se bomo v nadaljnjem omejili le na osnovni namen članka — na tipizacijo postopka in pogojev preizkušanja ter na nekatere praktične rezultate preizkušanja, ki ilustrirajo uporabnost metode za medsebojne primerjave lastnosti različnih vrst jekel. Postopek preizkušanja obrobne kaljivosti cementiranih jekel Osnovni princip metode je določanje kaljivosti cementirane plasti na jominyjevi probi, cementi-rani v ostrem sredstvu. Po čelnem kaljenju se nato jominyjeva proba zbrusi do različnih globin cementirane plasti, ustrezno paralelno določenim vsebnostim ogljika. S tem določamo odvisnost trdote od ohlajevalne hitrosti in obenem od vsebnosti ogljika. Kemijsko določanje krivulje naogljičenja s stopenjskim struženjem, nato pa brušenje jomi-nyjeve probe do različnih globin cementirane plasti, ki jih določimo iz krivulje naogljičenja, je precej zamudno in ovira širšo uporabnost metode. S številnimi poizkusi smo ugotovili, da pri natančno tipiziranih pogojih cementacije prob določevanje krivulje naogljičenja praktično ni potrebno, ker krivulje naogljičenja pri posameznih vrstah jekel s svojim odstopanjem ne presegajo natančnosti drugih meritev. V literaturi in pri naših dosedanjih raziskavah v železarni Ravne in na Metalurškem inštitutu so bili pogoji preizkušanja tako različni, da rezultatov in ugotovljenih značilnih lastnosti skoraj ni mogoče med seboj primerjati. Prav to nas je navedlo k temu, da predlagamo v prihodnje preizkušanje pri enotnih pogojih, ki smo jih v dosedanjih raziskavah ugotovili za najprimernejše. Pri teh pogojih smo v železarni Ravne že preizkusili vse glavne vrste jekel za cementacijo. Postopek in obseg preizkušanja za eno šaržo določene vrste jekla je odvisen od namena preizkušanja in od dokumentacije že izvršenih raziskav lastnosti te vrste jekla. Pri tem gre torej lahko za širšo raziskavo lastnosti in uporabnosti neke vrste jekla ali pa samo za kontrolo enakomernosti kakovosti neke vrste jekla, za katerega so osnovne značilne lastnosti že poznane. Upoštevati moramo tudi način kaljenja v proizvodnji, za katerega želimo izvršiti preizkušanje obrobne kaljivosti. Pogoji preizkušanja so seveda za direktno kaljenje drugačni kot za indirektno kaljenje. Poglejmo najprej prvo varianto, ki predstavlja postopek raziskave obrobne kaljivosti z najširšim obsegom, ko želimo pri nepoznanem jeklu preizkusiti kaljivost v celotnem območju. Popolna raziskava kaljivosti cementi ranega jekla 1. Priprava prob Kaljivost je značilna lastnost šarže neke vrste jekla, zato se vedno nanaša preizkušanje na eno šaržo in se običajno izvaja pri proizvajalcu jekla že v medfazni kontroli polizdelkov. Za popolno raziskavo je potrebno skovati palico 0 30 mm, dolžine 800 mm in to po kovanju obvezno normalizirati na 900°C s časom avstenitizacije 30 minut. Pri nekaterih legiranih vrstah jekla je potrebno za olajšanje mehanske obdelave prob še žarjenje na 600° C. ca. 1 uro. Nato sledi mehanska izdelava prob: — 4 standardne jominyjeve probe in — 2 valjčka 0 25 mm dolžine 150 mm. Pri vseh probah je predpisana toleranca premera ± 0,05 mm. 2. Kaljivost jedra Za preizkušanje kaljivosti jedra izvršimo standardni jominyjev preizkus za dve različni temperaturi avstenitizacije: — 925°C za »direktno kaljenje« jekla s temperature cementacije; — normalno standardizirano temperaturo, ki ustreza za kaljenje jedra — za »indirektno kaljenje« posameznih vrst jekla za cementacijo. Kot standardni temperaturi za preizkušanje pri pogojih indirektnega kaljenja uporabljamo le dve temperaturi: — 790° C za jekla Č.1220, č.1221, — 820°C za jekla C.4320, C.4321, C.4720, Č.4721, Č.5420, C.5421, Č.7420. Za ta jekla pri navedenih pogojih indirektnega kaljenja ima železarna Ravne izdelane pasove garantirane kaljivosti. Mimogrede naj omenimo, da določanje kaljivosti jedra po jominyjevi metodi v zadnjem času zelo izpodriva preizkušanje trdote po slepem kaljenju jekel za cementacijo. Pri cementiranih probah merjenje trdote po Rockwellu ni mogoče, zato se zaradi enotnosti celotne dokumentacije največkrat tudi pri meritvah trdot kaljivosti osnovnega jekla uporablja merjenje trdote po Vickersu z majhno obtežbo HV10 kp. Tabele za pretvarjanje vrednosti trdote HV — HRC so večkrat precej različne, zato je potreben dogovor o uporabi določene tabele za pretvarjanje. Predlagamo, da se za pretvorbe uporablja tabela po DIN 50150. Po Grossmann-Jominyjevi metodi2 določimo idealni kritični premer D! za kaljivost jedra preiskovanega jekla. 3. Cementacija prob Za reproduktivnost rezultatov preizkušanja je odločilne važnosti, da so pogoji cementiranja prob točno precizirani oziroma standardizirani. Na osnovi dosedanjih raziskav predlagamo naslednje standardizirane pogoje: —- za cementacijo je treba uporabiti ostro trdno sredstvo. Najenakomernejšo cementacijo smo dosegli z Durferrit-Granulat 30 z dodatkom 8 % svežega, neosušenega BaC03 za aktiviranje. Tako sredstvo je potrebno zato, ker je potrebno v cementirani plasti doseči vsaj 1,1 % C na globini 0,2 mm pod površino cementirane probe. Dodatek neosušenega karbonata se priporoča na osnovi izkušenj Metalurškega inštituta v Ljubljani3.'', kjer so ugotovili, da primešani osušeni karbonat povzroča lokalno neenakomerno cementacijo. Pri teh poizkusih je potrebno uporabiti vedno sveže sredstvo za cementacijo. — v zaboj za cementacijo vložimo vedno dve jominyjevi probi in dva valjčka 0 25 x 150 mm po skici na sliki 1. Pri pakiranju je treba paziti, da so posamezne probe od vseh strani obdane z najmanj 12 do 15 mm debelim slojem sredstva za cementacijo. Zabojček je treba zamazati pri pokrovu tako, da je preprečen dostop zraka. » o 25 m o <=> -120 Slika 1 Pakiranje prob za cementacijo — Temperatura cementacije mora biti standardna 925° C. Za določeno peč je potrebno preizkusiti in nato predpisati standardizirani postopek ogrevanja, držanja na temperaturi in hlajenja. Priporočljivo je, da se zabojček vloži v peč na temperaturi 400 do 450° C, nato pa se segreva na temperaturo cementacije 925°C. Z merjenjem temperature s termoelementom v sredini zabojčka je potrebno določiti čas ogrevanja in čas, ki je potreben za izenačevanje temperature v zabojčku, kakor tudi razliko temperature peči in temperature v sredini zabojčka. Upoštevajoč vse to mora potekati cementacija pri 925° C 9 ur po izenačitvi temperature. Po cementaciji vzamemo iz zabojčka jominyje-vo probo, namenjeno za direktno kaljenje, vse ostale probe pa se ohlajajo v zabojčku na mirnem zraku. Pri nekaterih vrstah jekla je potrebno za boljše struženje po ohladitvi kratko žarjenje na 600° C ca. 1 uro. 4. Kaljenje cementiranih jominyjevih prob Takoj po cementaciji 9 ur na 925°C se vzame eno jominyjevo probo iz zabojčka in se z njo po standardnih predpisih za jominyjev poizkus kal j i-vosti izvede čelno kaljenje v ustrezni napravi. Važno je, da za prenos probe iz zabojčka na temperaturi 925°C do začetka čelnega kaljenja ne porabimo več kot 5 sekund. To je poizkus, ki je namenjen določanju kaljivosti cementirane plasti za pogoje »direktnega kaljenja«. Po ohladitvi preostalih prob v zabojčku se druga jominyjeva proba v ustrezni zaščitni atmosferi s potencialom ogljika 1,1 do 1,2 % C ali v grafitnem loncu ogreje na temperaturo avsteniti-zacije za določanje kaljivosti pri pogojih »indi-rektnega kaljenja«. Tudi to probo čelno kalimo v skladu s standardnimi predpisi jominyjevega poizkusa. 5. Določevanje krivulje naogljičenja Probni valjčki 0 25 X 150 mm služijo za določevanje krivulje naogljičenja, ki jih dobimo s kemijsko analizo ogljika v ostružkih, ki jih s struženjem pazljivo posnemamo po slojih. Vse analize je treba izvršiti v dveh paralelkah, zaradi česar sta potrebna dva valjčka. Do globine 0,50 mm se posnema sloje v stopnjah po 0,1 mm, dalje do globine 3,0 mm pa sloje v stopnjah po 0,25 mm. Pri struženju je treba zelo paziti, da se ostružki ne segrejejo, kar zagotovimo z manjšo hitrostjo rezanja in z manjšim pomikom. Pri struženju ni dopustno hlajenje, ker bi hladilno sredstvo motilo pri kemijski analizi ostružkov. Poprečne vsebnosti ogljika nanašamo v diagram odvisnosti vsebnosti ogljika od globine cementirane plasti (glej primer na sliki 2). Iz takih diagramov se določa grafično globine cementirane plasti, ki ustrezajo posameznim vsebnostim ogljika v odstotkih: 14 _ 1,0 _ 0,9 — 0,8 — 0,7 — 0,6 — 0,5 — 0,4 — 0,3 — vsebnost ogljika v osnovnem jeklu. 6. Brušenje jominyjevih prob Na osnovi krivulje naogljičenja se določi za posamezne vsebnosti ogljika ustrezne globine cementirane plasti, do katerih je potrebno jominy-jeve probe zbrusiti za merjenje trdot vzdolž probe. Tako na posameznih vzdolžnih brušenih ploskvah izmerjene trdote ustrezajo pripadajočim konstantnim vsebnostim ogljika. Brušenje mora biti izredno pazljivo in precizno, ker lokalno popuščanje zaradi pregretja pri brušenju privede do napačnih rezultatov. Pri brušenju mora biti zato zagotovljeno zadostno hlajenje. Na površini prob pride do delnega razogljičenja ali pa do neenakomernega naogljičenja, zato so meritve trdote v površinski plasti do globine ca. 0,2 mm praktično neuporabne. Ta globina predstavlja najmanjšo debelino plasti, ki se posname vzdolž jominvjeve probe z brušenjem. Omenjene neenakomernosti na površini cementirane plasti pa nimajo pomembnega vpliva na kaljivost cementirane plasti pod površinsko plastjo. o (o 10 M 'N O oj i5« r^ Premer probe v mm -j u> o rj 1,40 1,30 1,20 1,10 1,00 0.90 0,80 (j S? 0,70 0,60 0,50 0/0 0,30 Q20 0J0 rs t*) tN 03 O S s s s s 1 M 4 — ^ 22 iJ iC £ 5 Ji Ni 1 1 M m — m H— K+4+* >»M« 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,6 globina v mm 2,0 2,2 2,4 2/5 2,8 3,0 načinu merjenja in vsebuje vse podatke, potrebne za dokumentacijo poizkusa. Naj omenimo, da za brušenje jominyjevih prob in merjenje trdot lahko uporabljamo dva načina, ki sta prikazana na sliki 4. Obe varianti sta razmeroma enakovredni: za varianto A se odločimo takrat, ko lahko pri brušenju zagotovimo zahtevano natančnost; za varianto B pa takrat, ko želimo brušenje poenostaviti, lahko pa izvedemo meritve trdot z večjo natančnostjo. V železarni Ravne smo se za nadaljnje poizkuse odločili za postopek variante A. 8. Shema postopkov preizkušanja obrobne kaljivosti cementiranih jekel za določene namene Rezultati dosedanjih raziskav obrobne kaljivosti so pokazali, da so odločilnega pomena standardizirani pogoji preizkušanja, zato smo izdelali za 6 možnih variant po namenu preiskave sheme, ki naj bi posamezne postopke predpisale na tak način, da bi bili pogoji preizkušanja čimbolj enotni in rezultati med seboj res primerljivi. Na sliki 5 je prikazan postopek najširše raziskave obrobne kaljivosti, ki smo ga pravkar v celoti opisali. Če nas pri določenem jeklu zanima le obrobna kaljivost pri pogojih direktnega kaljenja (slika 6), odpade v shemi na sliki 5 veja preizkušanja name- C V. Si % MnV. Cr % Ni % Ho % AltH •/. Alk •/. Ohlajevalna hitrost v "C/sek.pri 704°C Slika 2 Krivulja naogljičenja za jeklo č.1221 Če se na brušeni vzdolžni ploskvi meri trdota, se lahko na istem položaju po meritvi proba brusi še na večjo globino za merjenje trdote pri nižjem nivoju vsebnosti ogljika, pri tem pa je potrebno odstraniti plast debeline najmanj 0,5 mm, da bi se izognili vplivu predhodnih meritev. 7. Merjenje trdote Na različnih globinah cementirane plasti, ki ustrezajo določenim vsebnostim ogljika, se meritve trdote izvajajo po Vickersu z majhno obtežbo HV5kp vzdolž jominyjeve probe. (V predhodnih raziskavah smo merili trdote HVikp, pri čemer pa smo ugotovili, da hrapavost brušene površine otež-koča natančnost meritve trdot.) Meritve trdot se normalno v oddaljenosti 16 mm od kaljenega čela izvajajo na vsaka 2 mm, dalje pa na vsake 4 mm. Ta način dopušča tudi dodatna merjenja, če je potek krivulje trdot neenakomeren. Meritve trdot pridejo praktično v poštev le do oddaljenosti 50 mm od kaljenega čela. V železarni Ravne vnašamo rezultate meritev trdot neposredno v ustrezen formular (slika 3), ki je prilagojen 900 800 700 (S 1 e i1 ■40 S ■30 o. ■20 ^ 0 2 4 6 8 10 12 14 16 20 24 28 32 36 40 44 48 1.1% C Legenda: mm ■- 1.0%C t Q9%C t __£S%£o_.__ _ osnovno jeklo____*/• C Normalizacija:____°.C____min —m-zrak Cementacija :____°C____ h; Durferrit granulat 30* 8 % BaCOj Velikost zrna po Mc Cluaid Ehn-u /________ASIM .... o« direktno Kaljenje: ____°C____mm indirektno Meritve trdote cementirane plasti HV5kp osnovnega jekla HVlOkp Aparat____________ Pretvorba H V—+-HRC po tabeli _QJN 50J50_ Slika 3 Formular železarne Ravne za dokumentacijo meritev trdot pri preizkušanju obrobne kaljivosti (originalni format A4) C. 1221 - Cl< IS Cementacija 92S°C - 9h Durferrit granulat 30'8'/. BaCOj O 0,2 0,1 0.6 0,8 1,0 1,2 IA l.s l,B 2,0 21 mm - njena indirektnemu kaljenju. Opozarjamo pa, da je treba pri cementaciji obdržati odnos teže prob in teže sredstva za cementacijo, zato v zabojček vložimo staro jominyjevo probo ali pa nek kos ustreznih dimenzij, ki ga nato zavržemo. Slika 4 Primer krivulje naogljičenja in predpisa za brušenje ter merjenje trdot pri preizkusu obrobne kaljivosti gOS mm Kal/ms 1 paralel kt Knruljo naogljtienjo io 2 porote« in daloietonje globin brušen/a » odgnor/ajole •/.C_ Rezultati preizkušanja Slika 5 Shema standardiziranega postopka preizkušanja za popolno raziskavo obrobne kaljivosti cementiranega jekla Slika 6 Shema standardiziranega postopka preizkušanja pri raziskavi obrobne kaljivosti cementiranega jekla samo za direktno kaljenje Postopek se ustrezno spremeni, če nas pri jeklu zanima le obrobna kaljivost pri pogojih indirekt-nega kaljenja (slika 7). Slika 8 prikazuje shemo postopka, kakršnega izvajamo, če obrobno kaljivost jekla poznamo, želimo pa kontrolirati le enakomernost in nivo karakterističnih lastnosti jekla — v tem primeru obrobne kaljivosti. Če imamo za določeno jeklo dovolj podatkov preizkušanja, potem lahko ob standardiziranih pogojih cementacije z zadostno natančnostjo vnaprej določimo pogoje brušenja, ne da bi ugotavljali Jommy kaljenje 925 "C ..direktno " Žarjenje 600° C-1" po potrebi Priprava oslruikov po plasteh za kemijsko analizo v 2 paralelkah Kemijska analiza % C Krivuljo naogljičenja iz 2 poralelk in določitev globin brušenja ■ Potreben material z 2 kom 30 x 100 m. 2 kom $ 30 t ISO m Katji vosi jedra I kom Jommy proba Brušenje normalne Jominy probe I kom sloro Jominy ' proba v odpadek Kaljivost^cementirane proba kom si ara Jominy proba krivuljo naogljičenja z analizo ostružkov. Krivuljo naogljičenja izdelamo v takih primerih samo po potrebi v slučaju ugotovljenih nenormalnosti. Zato seveda cementiramo valjčke za določanje krivulje naogljičenja, struženje in kemijske analize pa izvršimo le v slučaju potrebe za izvršitev določenih naknadnih korektur. Ta del preiskave je na sliki 8 prikazan črtkano. Precej obsežno preizkušanje je namreč pokazalo, da se krivulje naogljičenja pod standardiziranimi pogoji cementacije zelo malo razlikujejo med seboj. Za kontrolno preizkušanje nas prav tako ne zanima ugotavljanje kaljivosti za vse vsebnosti ogljika. Normalno se omejimo le na sledeče: 1,1 % C — 1,0 % C — 0,9 % C — 0,8 % C in % C osnovne sestave jekla. Standardiziranje postopka brušenja cementiranih jominyjevih prob zelo olajša laboratorijsko delo pri preizkušanju obrobne kaljivosti, ker nismo odvisni od priprave ostružkov in kemijske Slika 7 Shema standardiziranega postopka preizkušanja pri raziskavi obrobne kaljivosti cementiranega jekla samo za in-direktno kaljenje analize. Tudi v slučaju, da je krivuljo naogljičenja potrebno kontrolirati, izvršimo to po skrajšanem postopku, pri katerem zadošča 5 vzorcev ostružkov, kakor je to prikazano na shemi. Slika 8 Shema standardiziranega postopka preizkušanja za kontrolo enakomernosti obrobne kaljivosti cementiranega jekla pri direktnem in indirektnem kaljenju Na slikah 9 in 10 sta zopet prikazani varianti z ozirom na namen preiskave. Postopek na sliki 9 pride v poštev, kadar nas zanima le direktno kaljenje, postopek na sliki 10 pa takrat, kadar nas zanima le indirektno kaljenje. Prikazovanje rezultatov preizkušanja 1. Jominyjeve krivulje za različne vsebnosti ogljika predstavljajo način neposrednega prikazovanja rezultatov preizkušanja. Tako lahko prikažemo jominyjeve krivulje za vse vsebnosti ogljika od najvišje v cementirani plasti do vsebnosti ogljika osnovnega jekla. Za medsebojne primerjave se kot standardne vsebnosti ogljika največkrat uporabljajo 1,1 — 1,0 — 0,9 — 0,8 % C. Kaljivost za druge vsebnosti ogljika se določa in prikazuje le po potrebi in interesantnosti. Iz takih diagramov vidimo velike razlike kaljivosti osnovnega jekla, še bolj pa razlike kaljivosti cementirane plasti pri raznih vrstah jekla. Tako lahko jekla razdelimo v: Janiny kaljenje 92S°C ..direktno " Potreben material zo 2 kom $ 30 x ICO mm 2kam 30x 150 mm Slika 10 Shema standardiziranega kontrolnega postopka pri preizkušanju obrobne kaljivosti cement iranega jekla samo za indirektno kaljenje Slika 9 Shema standardiziranega kontrolnega postopka pri preizkušanju obrobne kaljivosti cementiranega jekla samo za direktno kaljenje — skupino jekel slabe kaljivosti (nelegirana jekla za cementacijo in jekla z vsebnostjo mangana do 0,9 % ter molibdena do 0,4 %. Prevojna točka jominyjeve krivulje osnovnega jekla je okrog 5 do 6 mm od kaljenega čela probe.), — skupino jekel močne kaljivosti (višje legi-rana jekla tipov Cr-Ni-Mo, Cr-Mn-Mo, Cr-Ni, Cr-Mo z vsebnostjo mangana nad 0,9 % ali molibdena nad 0,4 %), — skupino jekel srednje kaljivosti (jekla, ki so po karakteristični kaljivosti in po kemijski sestavi med navedenima skupinama). Pri jeklih vseh teh različnih skupin je lahko začetna trdota za enake vsebnosti ogljika praktično enaka. Za olajšanje ocenjevanja kaljivosti cementiranih jekel na osnovi jominyjevih krivulj za različne vsebnosti ogljika prikazuje slika 11 shematično primerjavo treh tipičnih jominyjevih krivulj cementiranih jekel različnih vrst. Pri tem gre predvsem za primerjavo sposobnosti zakaljenja in prekaljivosti, pri čemer ob teh treh ekstremnih primerih poseben komentar ni potreben. Zelo važno pa je dejstvo, da je lahko ob tako različni kaljivosti cementirane plasti kaljivost osnovnega jekla praktično enaka. To nam potrjuje vrednost in potrebo obravnavane metode preizkušanja. Na slikah 12 do 14 so podani rezultati preizkušanja obrobne kaljivosti jekla Č.1221 in C.5421. Prikazovanje jominyjevih krivulj za vse vsebnosti ogljika postane večkrat nepregledno, zato se največkrat prikazujejo jominyjeve krivulje samo za izbrane vsebnosti ogljika, kakor to prikazujejo primeri na slikah 15 do 17 za tipične vrste jekel za cementacijo. 2. Jominyjeve krivulje za določene globine cementirane plasti se uporabljajo le v primerih naknadno korigiranih vsebnosti ogljika. Ta način prikazovanja pa pride v poštev posebno v primerih kontrolnih preiskav, pri čemer gre predvsem za enakomernost kaljivosti v določeni globini cementirane plasti. c •/. siv. Mn V. Cr V. Ni •/. s •/. Cu % P % V % AIM% o.u 0.25 0,37 0.03 0.02 0,026 0,13 0.015 0,01 0,029 Ohlajevalna hitrost v °C/sek.pri 70i"C » 9 S- S S 900------1—------- °0 2 4 6 S 10 12 H 16 20 2t 28 32 36 40 it 48 mm - _ osnovno jekloS—— % C Normalizacija■ J&__°CJO__ min—— zrak Cementacijo: °C _9__h ■ Durferrit granulat 30+ SV. Ba C03 Velikost zrna po Mc duaid Ehn-u /___fsL__ASTM direktno Kaljenje■■ ___ 0___min ,nd>r+kk»o Meritve trdote cementirane plasti HVskp osnovnega jekla HV lOkp Aparat:_______ Pretvorba HV—~HRC po tabeli JHfJ°?°. _ Slika 13 Obrobna kaljivost cementiranega jekla Č.1221 (Ck 15) pri pogojih direktnega kaljenja Oddaljenost od kaljenega čela [mmj Slika 11 Shema kaljivosti cementirane plasti in jedra v zvezi s trdoto na površini in v sredini palic različnih premerov® Kaljivost cementirane plasti pri različnih vrstah jekel Kaljivost jedra oz. osnovnega jekla C */. Si •/. Mn •/. CrV. Ni •/. s •/. Cu'/. P V. V •/. Ai„r/. O.U 0.25 0. 37 0.03 0.02 0,026 0,13 0.015 0,01 0,029 mm--w - osnovno jekloJUJ—V* C Normalizacija: min —-zrak Cementacijo: JL5_°C„?__h ; Durferrit granulat 30+ 8 '/, Ba C03 Velikost zrna po Mc Quaid Ehn-u /_____ASTM Kaljenje: J90_ °C_3£ _min. :„dir,klm> Meritve trdote cementacije plasti HV5kp osnovnega jekla HVIOkp Aparat__vis*?r±____. Pretvorba HV——HRC po tabeli JZfLSSM. Slika 12 Slika 14 Obrobna kaljivost cementiranega jekla C.1221 (Ck 15) pri Obrobna kaljivost cementiranega jekla C.5421 (ECN 200) pogojih indirektnega kaljenja pri pogojih indirektnega kaljenja 0,010 0,006 Ohlajevalna hitrost v °C/sek pri 70C°C osnovno jektoSJO. '/»C Normalizacija: _?00_ °C min—zrak Cementacijo: J°?_°C_l,J_ h ; Durferrit granulat 30 brez dodatkov! 2/3 svez in 1/3 Velikost zrna po Mc Quaid Ehn-u /__t>zj__ASTM enkrat rabljen) Kaljenje: J25_ °C___min mdirektno Meritve trdote cementirane plasti HVSkp osnovnega jekla HV 10 kp Aparat__ujlz_Durimct_ _ Pretvorba HV-— HRC po tabeli 3. Nomogrami za primerjavo trdot v odvisnosti od vsebnosti ogljika pri določenih hitrostih ohlajevanja oz. pogojih kaljenja nam precej olajšajo medsebojne primerjave pri izbiri najustreznejše vrste jekla in toplotne obdelave. Pri tem načinu prikazovanja so podane trdote za določene oddaljenosti od kaljenega čela (na sliki 18 npr. za 2, 20 in 40 mm). Trdota pri 2 mm karakterizira sposobnost zakaljenja, trdote pri 20 in 40 mm pa sposobnost prekaljivosti. Na ta način se zelo jasno izražajo razlike med vrstami jekel in razlike med direktnim in indirektnim kaljenjem. C % Si % Mn % Cr % Ni % Mo % Al„i % Alk •/. 0.17 0,25 1,10 0,97 Ohlajevalna hitrost v "C/sek pri 704 "C Kr> !a uoo v '•■i n Drektno kali.:925cC 10 12 14 16 20 24 28 32 36 40 44 48 mm -p- Ohlajevotna hitrost v "C/sek pri 704 °C 800 700 600 I "5 500 300 200 /r direkt no kali :62S >c N s s — N X V \ fs— ^— v t- v v N —N - \ — -v \ s —V —»v V <--- 0 2 4 6 B 10 12 14 16 20 24 28 32 36 40 44 48 mm -— Legenda: '■'%C i?2LC______°JM__ Normalizacija: JLQ0_° C _30_ min —zrak C?mentaci)a ■ _ h; Durferrit granulat 30*8% BaCOj Slika 15 Obrobna kaljivost jekla č.4320 (EC80) C % Si •/. Mn % Cr •/. Ni Mo •/. Al al '/• A lii % 0.16 0.30 1,04 1,21 0.26 ^ Ohlajevotna hitrost v °C/sek pri 704 "C 700 ■Si | 500 l 0 2 4 6 8 10 12 14 16 20 24 28 32 36 40 44 48 mm - Ohtajevatna hitrost v °C/sek pri 704°C -50 2 5 ■to I k i -35 a« ■30 ^ O ■2S!H±°11°__ Slika 20 Nomogram izotrdot jekla č.1221 (Ck 15) za direktno kaljenje s; o,6 C •/. Si % Mn % Cr •/. Ni •/. MoV. Al«! •/• A!k •/. 0.20 0,30 0. 56 2.03 2, OS - 0.010 0.006 mm - osnovno jeklo %C Normalizacija: ?90_ °c J0__ min. —zrak Cementacija: °C It'- h ; Durferrit granulat 30brez dodatkov/i/3 svež in '/3 Velikost zrna po Mc Quaid Ehn-u /__L\l___ASTM enkrat rabljen} Kaljen je: _J2 5__ °c ___ min. qEHHE CTaTLH npeACTaBAHeT OCMOTP HCCAeAOBaHHH nOBepXHOCTHOH 3aKaAKH bbinoaehehux b MeTaAAyprHqecKOM 3aBOAe PaBHe (Železarna Ravne, Ravne), npn «jeM npHHsrra bo BHHMaHHe TaiOKe paSoTH KOTopue pa3pa6oraA no 3aica3Y KOMČHHaTa PaBHe MeiaAAvprHMecKHii Hhcthtyt b Aio6A3He. B craTbe noAaHO npeAAoaceHne o THnn3auHH ycAOBnii noBepxHocTHofi 3aKaAKH hto n03B0AHT B3aiiMHoe cpaBiieiiilc npouecca a TaKJKe AacT HCCAeAOBaHHio ueHHOCTt no KacaeTca bo3-M05KH0CTH penpoAVKUHH H 6oAee unipoKora npHMeHeHHH. noAaHBI BapHHHTM HCnHTaHHS Heo6xOAHMH Mi H3ytjeHHH H aaji KOHTpOAbHOra HCCAeAOBaHHfl npaMOlI H KOCBeHHOH 3aKaAKH. npH no-moiuh KpHBbix Jominy u H0M0rpaMM0B h3otbBpaocth H3HeceHbi xa-paKTepHbie KaiecTBa THnmecKHx coptob CTaAH aas ueMeHTanHH H3 nporpaMMa np0H3B0ACTBa MeTaAAr. KOM6HHaTa PaBHe. Ferdo Vizjak, dipl. inž. Železarna Ravne DK: 672.7:621.785 ASM/SLA: T 6 q, T 29 s, 726, 728 g, 72 g Sodobna proizvodnja strojnih nožev za potrebe celuloze, lesnopredelovalne in grafične industrije Uporaba klasičnih vrst legiranih in visoko legi-ranih orodnih jekel ter postopkov termične obdelave za proizvodnjo strojnih nožev celulozne, lesnopredelovalne in grafične industrije ne daje garancije za izpolnitev vseh zahtevanih pogojev sodobne proizvodnje. Navedeno je vzrok nenehnim raziskavam in osvajanju novih vrst orodnih jekel, postokov termične obdelave in ugotavljanja »optimalnih kompromisnih« značilnih pogojev obratovanja in lastnosti strojnih nožev. Z izbiro vrste jekla ni mogoče zadovoljiti vseh zahtev nastopajočih pogojev obratovanja, zlasti obrabne obstojnosti ob istočasni odpornosti rezine proti udarcem in neobčutljivosti na pojav brusilnih razpok. Samo s kombinacijo pravilnega izbora vrste jekla in načina termične obdelave dosežemo, da ima strojni nož vse tiste lastnosti, ki pri normalnih pogojih obratovanja omogočajo maksimalno možno vzdržnost, ekonomičnost in kakovost proizvodnje. Na osnovi raziskav pogojev obratovanja, vzdržnosti in vzdrževanja so renomirani proizvajalci in koristniki strojnih nožev ugotovili naslednje: Strojni noži termično obdelani po celotni širini na enako trdoto imajo majhno odpornost proti udarnim obremenitvam ter vibracijam in so pri brušenju zelo občutljivi na pojav brusilnih razpok. Karakteristično za strojne nože termično obdelane po postopku »conskega kaljenja« je oster prehod od kaljene trde rezne širine noža v neka-Ijeni mehak hrbet. Navedeno je vzrok, da imajo noži majhno odpornost proti vpenjalni in rezni sili. Zato pogostoma ob vpenjalnih utorih nastopajo lomi nožev. Ravno tako so noži pri brušenju zelo občutljivi na pojav brusilnih razpok. Strojni noži celulozne, lesnopredelovalne in grafične industrije, izdelani iz jeklarsko, kovaško ali valjarsko platiranega materiala, imajo majhno odpornost proti poškodbam. Slaba mesta so na stični površini med reznim in nosilnim materialom. Ker je razmerje po debelini med rezilnim in nosilnim materialom ca. 1:3, so noži znatno manj občutljivi na nastanek brusilnih razpok. Cementirani strojni noži celulozne in grafične industrije imajo majhno odpornost proti obrab-nim, udarnim in reznim obremenitvam. Zaradi ostrega prehoda med cementirano in necementi-rano plastjo so pogosti primeri, da se odkruši cementirana plast. Razmerje po debelini med cementirano in necementirano plastjo zmanjšuje pojav brusilnih razpok. Najugodnejša vzdržnost, produktivnost, kakovost in ekonomičnost proizvodnje v celulozni, lesnopredelovalni in grafični industriji je bila dosežena s površinsko kaljenimi strojnimi noži. To je vzrok, da je površinsko kaljenje v proizvodnji industrijskih nožev postalo najsodobnejši postopek termične obdelave strojnih noževl<2. Uvod članek navaja postopke termične obdelave strojnih nožev celulozne, lesnopredelovalne in grafične industrije. Navedene so 'karakteristične lastnosti strojnih nožev, doseženih z uporabo posameznih postopkov termične obdelave. Večji poudarek je podan za indukcijsko površinsko kaljenje, ki ga v svetu ocenjujejo kot najprimernejšega za termično obdelavo strojnih nožev. Nastopajoča in vedno prisotna konkurenca tržišča zahteva od predelovalne industrije kakovostne in cenene proizvode. Za dosego navedenih zahtev je v tej industriji bilo nujno in neizogibno izvršiti določene tehnološke izboljšave in uvedbo visoko produktivnih strojev, ki obratujejo z velikimi iin spreminjajočimi dinamičnimi obremenitvami ter velikimi obratovalnimi hitrostmi ob nastopu minimalnih stroškov vzidrževanja in zastojev. Osnovni element stroja za rezanje je strojni nož, ki s svojo kakovostjo v glavnem odloča o gospodarnosti obratovanja in o kakovosti proizvodnje. Uporaba klasičnih vrst jekla, klasičnih postopkov in tehnologije izdelave ter termične obdelave ne dajo garancije vseh kakovostnih lastnosti, iki naj bi v proizvodnji ob ustreznih pogojih dopustile velitko proizvodnost in gospodarnost rezanja. Na ta način je v fazi proizvodnje naivno strojni nož postal osnovni faktor pri uvedbi visolko produktivnih predelovalnih strojev za ocenitev tehničnih vrednosti stroja im sposobnosti proizvajalca za vključitev v obstoječo konkurenco tržišča. Iz navedenega sledi, da je osnovni pogoj za dosego vseh zahtev predelovalne industrije upora- ba strojnih nožev, izdelanih iz takšne vrste jekla, ki bodo z ustrezno termično obdelavo omogočili veliko in kakovostno proizvodnjo. To zahteva v proizvodnji strojnih nožev nenehno osvajanje novih vrst jekla in novih postopkov izdelave ter termične obdelave. Iz navedenega razloga se je v določeni meri udomačila v ta namen uporaba visoko legiranih in brzoreznih jekel ter celo kar-bidnih trdin. Pri izbiri jekla in tehnološlkih postopkov izdelave ter termične obdelave strojnih nožev moramo v prvi vrsti poznati pogoje obratovanja posameznih vrst strojnih nožev. Osnovni faktorji, ki so odločilni za kakovost strojnih nožev, so naslednji: — -velika obraibna obstojnost, — velika rezna sposobnost, — velika žilavost, — velika odpornost proti udarcem, — velika meroobstojnost, — velika popuščna obstojnost. Razen navedenih zahtev moramo izpolniti tudi pogoje enostavnega in cenenega vzdrževanja. Pri tem je potrebno upoštevati opremljenost potrošnika z brusilnimi stroji in sredstvi za brušenje. Znano je, da je velikokrat glavni vzrok slabe kakovosti oz. vzdržnosti ali celo neuporabnosti strojnih nožev neustrezno brušenje ali nepravilna vgraditev noža v stroj. Najugodnejši izbor vrste jekla in tehnoloških postopkov izdelave, ter termične obdelave dosežemo na osnovi sistematičnega zbiranja podatkov ter praktičnih izkušenj o vzdržnosti določenih vrst strojnih nožev in če te podatke ovrednotimo s statističnimi metodami za določitev »optimalnih kompromisnih« lastnosti strojnih nožev. Navedene zahtevane lastnosti strojnih nožev so v določeni meri v medsebojni odvisnosti, kar omogoča, da z izboljšanjem ene poslabšamo drugo lastnost. Taiko npr., če ugotovimo, da se zaradi majhne žilavosti strojni nož lomi, lahko z ustrezno termično obdelavo (ne vedno!) povečamo žilavost na račun znižanja trdote do takšne vrednosti, da ne ugotovimo zaradi tega nedopustno obrabo strojnega noža. Takšna razmišljanja nam jasno nakazujejo, kako pomembno je sistematično zbiranje podatkov o obnašanju strojnih nožev pri obratovanju in kako je potrebno ugotavljati vzroke nizke vzdržnosti strojnih nožev. Ravno tako moramo upoštevati stroške nabave, brušenja, menjave in s tem v zvezi stroške zastojev ter kakovost proizvoda. Napačna je ocenitev vrednosti strojnega noža na osnovi nabavne cene kot odločilnega faktorja za ocenitev gospodarnosti uporabe strojnega noža. Tako je npr. podjetje Sandvik — Švedska ugotovilo, da je v grafični industriji z uporabo nožev iz visoko legiranega Cr-C jekla porasla nabavna cena nožev za 30 %, medtem ko so se s tem znižali stroški brušenja za 50 %. Kljub temu, da v tej ocenitvi gospodarnosti niso upoštevani zmanjšani zastoji in izboljšava kakovosti proizvoda, nam navedeni primer jasno dokazuje nepravilnost ocenitve gospodarnosti strojnega noža na osnovi nabavne cene. Ravno tako je s tem načinom ocenitve gospodarnosti potrjena pravilnost uporabe grafičnih nožev iz legiranega Cr-C jekla z višjo nabavno ceno1. Proizvodnja strojnih nožev celulozne, lesnopredelovalne in grafične industrije V preteklosti im še danes v podjetjih z zastarelimi postopki proizvodnje navedenih strojnih nožev uporabljajo v ta namen legirane vrste orodnih jekel ter nože termično obdelajo na zahtevano trdoto po celotnem prerezu, kot je to razvidno iz slike 1. Slaba stran tako termično obdelanih strojnih nožev je majhna odpornost proti udarcem in vibracijam — nož je zelo krhek1'2. pP Slika 1 Strojni nož termično obdelan po celotnem prerezu Slika 2 Consko termično obdelan strojni nož Zaradi navedenih pomanjkljivosti so tehnologijo termične obdelave strojnih nožev izpopolnili z uvedbo »conskega kaljenja«. Po tem postopku termično obdelani strojni noži imajo na zahtevano trdoto kaljeno samo uporabno širino noža, medtem iko je hrbet noža rnehalk, kot je to razvidno iz siilke 2. Za strojne nože termično obdelane po tem postopku je značilen oster prehod iz kaljenega v nakaljeni del noža, kar je vzrak majhni odpornosti noža proti vpenjalni in rezini sili. Zato ob vpenjailimh utorih nastopajo pogosti lomi nožev1-2. \ Slika 3 Kovaško platiran strojni nož Sodobnejši postopek proizvodnje strojnih nožev je zasnovan na uporabi jeklarsiko, kovaško ali valjarsiko platiranega jekla. Iz takega jekla izdelani strojni noži imajo trdi rezni del koristne širine iz legiramega orodnega jekla, medtem ko je preostali nosilni del mehak in je iz nizko ogljionega jekla, kot je to razvidno na sliki 3. Slaba mesta strojnih nožev, izdelanih iz platiranega jekla, so vezne površine med stičnimi površinami posameznih vrst jekla. Zaito imajo platirani strojni noži majhno odpornost proti poškodbam zlasti pri udarnih obremenitvah1'13>15. V tehnično razvitih deželah proizvajajo določene vrste strojnih nožev za potrebe celulozne in grafične industrije iz jekel za cementacijo in sicer tako, da (koristno širino rezne strani strojnega noža cementirajo v globino 3—4 mm, medtem ko je preostali del iz jekla za cementacijo z osnovno ikemijslko sestavo, kot je razvidno iz sliike 4. S kaljenjem dobi cemenitirani koristni del rezine zahtevano trdoto, medtem ko preostali del ostane mehak in žilav. S tem načinom termične obdelave, vključno z difuzij skim žarjenjem, dobimo počasen prehod iz trde cementirane rezne plasti v necementirani mehek in žilav nosilni del noža. Slaba stran cementiranih strojnih nožev je v pojavu odkrušitve cementirane od necementira-ne plasti zaradi možnosti nastopa nezadostne debeline prehodne plasti med cementiranim in nece-mentiranim delom strojnega noža. Za consko kaljene in cementiraine strojne nože ter strojne nože iz platiranega jekla je značilno, da pri termični obdelavi zaradi različne strukture po preseku noža kot posledica načina kaljenja oz. kemijskih sestav nosilnega in reznega dela nožev nastopijo napetosti. Te napetosti povzročajo po termični obdelavi deformacijo oblike nožev. Zato jih moramo ravnati z mehanskimi udarci. Pri ravnanju nastajajo na mestih udarcev dodatne napetosti. Kljub popuščanju za odpravo napetosti nastalih pri termični obdelavi in mehanslkem ravnanju obstaja možnost, da te v celoti ne odpravimo, tako da so lahko raivno te zaostale napetosti vzrok nastanka razpok v času brušenja ali obratovanja1' 2. Izgled prelomne ploslkve strojnega noža zaradi zaostalih notranjih napetosti od mehainsikega ravnanja je razviden na sliki 5. Razen navedenih dobrih in slabih karakteristik celotno in consko kaljenih ter platiranih in cementiranih strojnih nožev lahko s primerjavo občutljivosti pri brušenju ugotovimo naslednje: — Celotno in consko termično obdelam strojni noži imajo celotno brušeno 9traimoo prostega kota noža iz orodnega jekla enake trdote, ustrezne zahtevam rezanja, kar pri brušenju povzroča Slika 4 Cementiran strojni nož Slika 5 Prelomna ploskev strojnega noža z vidnimi napakami od mehanskih udarcev m ■ L ................,......,...,....,., ,. mmm^t^mmmammmmrnmammmmmm Slika 6 Brusilne razpoke na rezini razvoj velikih količin toplote in s tem nastanka lokalnega pregretja oz. brusilnih razpok, ki so prikazane na sliki 6. — Pri platiranih in cementiranih strojnih nožih je samo ca. '/3 celotne brušene stranice prostega kota noža iz orodnega jekla oz. samo ca. 3 do 4 mm cemen ti rana in termično obdelana na ustrezno trdoto, medtem ko je preostali del noža mehak. Pri brušenju teh vrst nožev v primerjavi s prej navedenima vrstama se razvije znatno manj toplote in s tem so podani znatno manjši pogoji nastanka brusilnih razpok'. 2>1J.15. Študije osnovnih mehanskih, ■ tehnoloških in strukturnih lastnosti so v zadnjih letih dale osnovo za razvoj novih vrst orodnih jelkel ter postopkov termične obdelave. Istočasno so te študije nakazale možnost razširitve uporabnosti že znanih vrst jekla na področjih, kjer se še niso uporabljale. Primerjave upogibne in udarne žilavosti, obrabne obstojnosti, mikro trdote, trdote v vročem stanju itd. so z novimi postopki termične obdelave s karakteristikami karbidov in osnovne strukture ter mehanslke predelave odkrile nove še neznane možnosti uporabe posameznih vrst jekla in nakazale smernice za nadaljnji razvoj. Razvoj na področju orodnega jekla je v tehnično razvitih deželah usmerjen ik naraščanju uporabe orodnih jekel, iki se kalijo na zraku. Te vrste jekla omogočajo znižanje stroškov v tehnologiji proizvodnje, na drugi strani pa nastopajo pri teh jeklih zaradi opustitve določenih faz proizvodnje sprostitve kapacitet določenih agregatov, če izvršimo primerjavo orodnih jekel, ki se kalijo na zraku, z orodnimi jekli podobnih slkuipin, ki se (kalijo v tekočih kalilnih sredstvih, ugotovimo prednost jeikel, kaljivih na zraku. S takšno primerjavo s sigurnostjo lahko ugotovimo, da imajo v splošnem jelkla, kaljiva na zraku, razne prednosti, ki jih lahko okarakteriziramo s skupnim nazivom — »večja vzdržljivost«14. Če upoštevamo kriterije in rezultate študij in preiskav zahtev pogojev obratovanja strojnih nožev, lastnosti orodnih jekel, termične obdelave in mehanske predelave, so v sodobni proizvodnji začeli uporabljati za izdelavo strojnih nožev celulozne, lesnopredelovalne in grafične industrije visoko legirana Cr-C in Cr-Mo-C orodna jekla, ki se kalijo na zraku1.2>3. Najsodobnejši postopek termične obdelave strojnih nožev celulozne, lesnopredelovalne in grafične industrije je indukcijsko površinsko kaljenje. Z indukcijskim površinskim kaljenjem strojnih nožev kalimo v zaželeno globino in trdoto samo koristni del noža, medtem ko je preostali del noža nekaljen, to je mehak in žilav, kot je to razvidno na sliki 71. Prednosti površinsko indukcijsko kaljenih strojnih nožev iz visoko legiranih Cr-C in Cr-Mo-C zračno kaljivih orodnih jekel v primerjavi s strojnimi noži, proizvedenimi po že navedenih postopkih, so: — Z indukcijskim površinskim kaljenjem lahko dosežemo poljubno obliko in dimenzije površine ter globine kaljene plasti. Oblika kaljene plasti zavisi od oblike induktorja, medtem ko kalilna globina zavisi od razdalje med induktorjem in kaljeno površino ter od količine dovedene toplote na kaljeno površino v enoti časa. — Z indukcijskim površinskim kaljenjem in naknadnim popuščanjem visoko legiranih Cr-C in Cr-Mo-C zračno kaljivih jekel dobimo v kaljeni rezilni plasti zaželeno trdoto ob maksimalni žilavosti, obrabni obstojnosti, sposobnosti rezanja, odpornosti proti udarcem ter odpornost na popuščanje. — Ob kaljeni rezilni plasti dosežemo maksimalno možno nekaljeno mehko in žilavo nosilno plast. — Dosežena je maksimalna možna vezava med kaljeno trdo rezilno ter nekaljeno mehko in žilavo nosilno plastjo z blagim prehodom trdote. — Zmanjša se občutljivost pri brušenju nožev zaradi zmanjšanja trde brušene stranice prostega kota noža na ca. 1/4, medtem ko je preostali del te stranice mehak in se lahko brusi. — Karakteristično za površinsko indukcijsko kaljenje je znatno zmanjšanje običajnih dimenzijskih sprememb, ki se v znatno večji meri pojavljajo pri navedenih klasičnih postopkih kaljenja. Slika 7 Indukcijsko kaljen strojni nož Navedeno je zaradi tega, ker po kaljenju jedro obdrži trdoto in trdnost izhodnega jekla kakor tudi, da med kaljeno plastjo in nekaljenim jedrom nastopi ustrezna prehodna plast. Ta plast v času ogrevanja ni dosegla temperature in ustreznega časa za izvršitev avstenitizacije in s tem v zvezi popolne trdote. Mehanske lastnosti nekaljenega jedra in vmesne prehodne plasti ublažujejo nastale kalilne napetosti v takšni meri, da ne nastopa deformacija oblike ali celo kalilne razpoke. — Osnovna značilnost indukcijskega površinskega kaljenja je sam način ogrevanja, s katerim dovedemo ca. 10 kW/cm2 ogrevne površine, medtem ko s sevanjem, prevajanjem ali s konvekcijo lahko dovedemo maksimalno 20W/cm2 ogrevne površine ter s plamenskim površinskim kaljenjem do 1 kW/cm2 ogrevne površine. — Primerjava porabe energije pri tem postopku z ostalimi postopki kaljenja daje veliko prednost indukcijskemu kaljenju. — Pomanjkljivost indukcijskega kaljenja so izredno visoki nabavni stroški celotne naprave'. 4. 9. Fizikalne osnove indukcijskega kaljenja Pri indukciji izmeničnega toka nastopi v zunanji plasti kosa, ki ga ogrevamo, toplota, če okoli njega ali ob določenem mestu, ki ga želimo ogrevati, postavimo elektro prevodnik — induktor, skozi katerega teče izmenični tok visoke frekvence. Pri tem lahko smatramo ogrevani kos za sekundarni navoj, katerega primarni navoj je sam induktor. Inducirani tok teče samo v neposredni bližini induktor j a. Količina nastale toplote v glavnem zavisi od jakosti induciranega polja, to je od jakosti električnega toka v induktorju oz. od jakosti izvora energije. Razen tega ima pri indukcijskem gretju znatno vlogo stopnja prenosa energije, kakor tudi lastnosti materiala, iz katerega je izdelan del, ki ga ogrevamo. Pod vplivom indukcirane napetosti nastaja električni tok, ki zavisi od elektro upornosti dela oz. od specifične omske upornosti, ki je oTr 503 -f^ mm Jx - Jo e~-$t o J5 - specifični upor [ohm, mm2/m J f = frekvenca Hz u - relativna magnelna permeabilnost Slika 8 Shema prodiranja električnega toka v kovinah specifična lastnost jekla in zavisi od njegove kemijske sestave, ter se spreminja s temperaturo ogrevanja in s frekvenco toka. Pri indukcijskem ogrevanju jekla do »Curie« — A2 točke, to je do temperature 769° C toplota nastaja zaradi dema-gnetizacije jekla in vrtinčastih tokov. Nad to temperaturo, ko jeklo popolnoma izgubi magnetičnost, toplota nastaja oz. se jeklo ogreva samo zaradi vrtinčastih tokov. Inducirani tok ni enakomerno razdeljen po celotnem preseku kosa in zaradi skin efekta gostota toka eksponencialno pada v notranjost kosa, kot je to razvidno na sliki 8. Debelino ogrevne plasti, v kateri inducirani tok pade na e-ti del (e = osnova prirodnega logaritma), imenujemo »globina prodiranja« toka — 8. Ta »globina« je odvisna od specifične ohmske upornosti — p v ohm, mm2/m, od frekvence toka — f v Hz in od relativne permeabilnosti — [x. Navedena odvisnost je prikazana z naslednjo formulo: Grafični prikaz odvisnosti globine prodiranja električnega toka od frekvence in temperature je prikazan na sliki 9. Črta »a« prikazuje razmere za jeklo pri sobni temperaturi in črta »b« razmere za jeklo pri temperaturi 900° C. 100 4 t5 I ' o < C -§ 10-5 4 10' Frekvenca generatorja v Hz Slika 9 Globina prodiranja izmeničnega toka v jeklo: a — za jeklo pri sobni temperaturi, b — za jeklo pri 900° C. Pri tem moramo upoštevati dejstvo, da globina kaljenja ni enaka globini prodiranja električnega toka, ker ima pri ogrevanju na temperaturo kaljenja znaten vpliv tudi čas ogrevanja. Običajno dosežemo zaradi toplotne prevodnosti jekla večjo globino kaljenja, kot je globina prodiranja električnega toka4.6.10. n-12. Tabela 1 Globina kaljen j a v mm 10 15 20 30 40 60 Minimalna potrebna frekvenca v Hz Prerez 5 7 Okrogli 48.600 24.800 12.160 Pravokotni 97.900 49.600 24.320 Izvor energije za indukcijsko kaljenje Izmenični tok omrežne frekvence (50 Hz) uporabljamo samo za indukcijsko površinsko kaljenje delov prečnika nad 0 300 mm, medtem ko za kaljenje običajnih strojnih delov uporabljamo tok večje frekvence. Razlikujemo srednjo frekvenco, ki znaša 500—10.000 Hz, in jo proizvajamo v rotacijskih generatorjih ter visoko frekvenco, ki znaša 10 KHz do več MHz in jo proizvajamo s cevnimi generatorji. Izbor potrebne frekvence je glede na ustrezno stopnjo izkoriščanja odvisen od preseka kosa, medtem ko je glede na globino kaljenja odvisen od globine prodiranja električnega toka, to je od specifičnega ohmskega upora in relativne permeabilnosti. Pregled potrebne frekvence v odvisnosti od zahtevane globine kaljenja za ploščate in okrogle prereze je razviden iz tabele l5. Metalurgija indukcijskega kaljenja Najvažnejše značilnosti indukcijskega ogrevanja so pri faznih premenah in so naslednje: — Zaradi karakterističnega nastanka toplote fazne premene v celotni ogrevni plasti potekajo istočasno, ker ima ta po celotnem preseku enako temperaturo. Shema istočasne porazdelitve temperature po različnih postopkih ogrevanja je razvidna na sliki 10. — Taka porazdelitev temperature daje vrsto prednosti, in sicer: a) pojav pregretja ogrevne plasti je omejen ali celo nemogoč, AC3 ACj Oddaljenost od površine Slika 10 Porazdelitev temperature po prerezu v času kaljenja: 1 — plamensko ogrevanje, 2 — indukcijsko ogrevanje. 5.400 3.040 1.350 760 338 10.800 6.080 2.700 1.520 676 b) v celotni ogrevni plasti zaradi enakih pogojev ogrevanja dobimo enakomerno strukturo in s tem enake mehanske lastnosti. — Zaradi velikih ogrevalnih hitrosti se fazne premene, pri katerih je kinetika določena z vrsto difuzijskih procesov, premaknejo k višjim temperaturam, kot je to prikazano na sliki 11. C e a 7 ^ \ 2 0 u l r Aq AC3 AC7 Acj Temperatura Slika 11 Shema premen pri gretju: 1 — klasični načini ogrevanja, 2 — indukcijsko ogrevanje. Iz navedene slike je razvidno, da iz že navedenega vzroka potekajo fazne premene pri ogrevanju s klasičnimi postopki pri nižjih temperaturah kot pri indukcijskem ogrevanju. Zaradi tega se indukcijsko kaljenje v primerjavi s klasičnimi načini kaljenja vrši pri višjih temperaturah. Potrebno zvišanje temperature nad temperaturo točke Ac3 je odvisno od hitrosti ogrevanja. Praktični dokaz navedenih trditev potrjuje rentgenografska določitev vsebnosti C v martenzitu kaljenega jekla, če se npr. s klasičnimi postopki ogrevanja pri kalje-nju jekla s ca. 0,75 % C popolna raztopitev C v avstenitu izvrši pri ca. 780° C, se bo ta izvršila pri indukcijskem ogrevanju s hitrostjo gretja ca. 120° C/sek pri ca. 920° C. Pri klasičnih načinih ogrevanja je količina toplote enaka ali ne veliko večja od tiste, ki je potrebna za potek endotermne reakcije premene perlita v avstenit. Pri indukcijskem ogrevanju ni princi-pelnih težav, ki bi onemogočile dovod takšne količine toplote, ki bi znatno presegla toploto reakcije premene perlita v avstenit. Prebitek dovedene toplote v odnosu na potrebno toploto premene se porabi za hitro povišanje temperature ogrevane plasti7.10.12. 3 -L-. CD a Termični parametri indukcijskega kaljenja Jeklo zaradi ogrevanja nad temperaturo »Curie« točko (A2) izgubi magnetičnost, zato se hitrost ogrevanja zmanjša, kar povzroča ponovno porazdelitev indukcijskega toka in s tem v zvezi spremembo temperaturnih gradientov posameznih con ogrevane površine. Zaradi navedenega vzroka nastopi hitro povečanje prevajanja toplote v notranjost, kar lahko povzroči v površinski coni ogrevane plasti zastoj v povišanju temperature ali celo njen padec. Navedeno je prikazano na sliki 12 s krivuljami ogrevanja jekla s ca. 0,6 % C, določenimi z oscilografom. T. 77". in. tU. o A1 ločiti krivuljo ogrevanja s pomočjo oscilografa, kot je to prikazano na sliki 12. Pri izračunu globine prodiranja toka za temperaturno območje od 0—769° C upoštevamo, da je p = 0,25 ohm, mm2/m in [i = 5—6 in pri temperaturi nad 769° C upoštevamo, da je p = 1,21 ohm, mm2/m in p, = 1. Slika 14 prikazuje potek temperature na površini kosa v odvisnosti od časa za periodo ogrevanja, izenačevanja in ohlajanja. Iz krivulje za 1 kW/cm2 je razvidno, da se krivulja temperature dviga do 800° C v času 1,0 sek. Zastoj v dvigu temperature je zaradi magnetne permeabilnosti, ko je ta dosegla vrednost 1. S tem je razvidna premaknitev »Curie« točke k višjim temperaturam, kar je še bolj izrazito pri krivuljah za 2 in 3 kW/cm2, Slika 12 Krivulje ogrevanja jekla z 0,57 °/o C Kinetika indukcijskega ogrevanja zavisi od oblike in dimenzije kosa, ki ga ogrevamo, kemijske sestave jekla in karakterja izhodne strukture. Različne oblike kinetike indukcijskega ogrevanja polnega kosa in cevi različnih debelin sten so prikazane na sliki 13. Pri statičnem indukcijskem ogrevanju temperature kaljenja določamo s fotoelektričnim piro-metrom, medtem ko pri progresivnem indukcijskem kaljenju merimo temperaturo z optičnim pirometrom. Za izračun hitrosti indukcijskega ogrevanja v določenem temperaturnem intervalu moramo za ustrezni generator in induktor ter vrsto jekla do- 0 0.2 0,4 0.6 0,8 10 1,2 1,4 1,6 1,8 2.0 2,2 Ca s v sek. Slika 14 Potek gretja površine v času ogrevanja, izenačevanja in ohlajanja, frekvenca 550 KHz nasprotno pri krivuljah za 4 in 6 kW/cm2 pa ta vpliv še komaj ugotovimo. To povišanje temperature »Curie« točke je pogojeno s sprecifičnostjo izmeničnega toka. Če je površinska plast dosegla temperaturo »Curie« točke, ima magnetna permea-bilnost vrednost 1, medtem ko nižje imajo plasti, ki še niso dosegle navedene temperature, magnetno permeabilnost večjo od 1. V trenutku, ko vse plasti globine prodiranja električnega toka dosežejo temperaturo »Curie« točke, ima celotna ogrevana plast magnetno permeabilnost 1. To stanje nastopa za moč 1 kW/cm2 pri ca. 800° C, medtem ko za večje specifične moči ta pojav nastopa pri višjih temperaturah. V vsakem primeru moramo pri indukcijskem kaljenju ogrevati jeklo na temperaturo AC3. Na osnovi izračunov se določi globina oz. potrebna frekvenca, pri kateri z gotovostjo dosežemo zahtevano temperaturo avstenitizacije. Te vrednosti lahko določimo za različne specifične moči in jih izražamo z diagramom — slika 15 — za temperature 850, 900, 950, 1000 in 1050° C. Istočasno so s tem diagramom zajete hitrosti pomika za progresivno kaljenje. Iz tega diagrama ugotovimo, da za kaljenje globine 0,8 mm od temperature 850° C pri frekvenci 550 KHz moramo imeti pomik 1,3 mm/sek., in specifične moči pod 1 kW/cm2. čas v sek čas v sek čas v sek Slika 13 Različne oblike kinetike indukcijskega gretja lOmm " rmm Kljub obstoječim teoretičnim izračunom se še danes v tehnično razvitih deželah poslužujejo praktičnih poizkusov za določevanje potrebne specifične moči, frekvence, globine kaljenja itd.4.7> n.12. Vi Slika 15 Diagram za določanje globine kaljenja jekla z Ac3 = 780 — 820" C, f = 550 KHz Vplivni faktorji pri indukcijskem kaljenju Vplivni faktor pri indukcijskem kaljenju je termični režim ogrevanja, ki vpliva na strukturo in trdoto jekla. Če ogrevamo jeklo na potrebno temperaturo kaljenja z optimalno hitrostjo, dobimo po kaljenju bolj grobo martenzitno strukturo. Povečanje hitrosti ogrevanja ob normalni temperaturi kaljenja povzroča nastanek finega marten-zita. Na strukturne premene pri indukcijskem kaljenju vpliva v znatni meri tudi izhodna struktura, to je struktura jekla pred indukcijskim ogrevanjem. Ker je perioda indukcijskega ogrevanja kratka in s tem v zvezi je čas avstenitizacije ter raztapljanja karbidov tudi kratek, mora imeti jeklo pred indukcijskim ogrevanjem takšno strukturo, ki bo omogočila čim ugodnejši potek transformacije v avstenit. Določeni vpliv na mehanske lastnosti indukcijsko kaljenih delov ima lahko tudi prehodna plast, ki nastopi med kaljeno trdo plastjo ter nekaljenim mehkim jedrom. Ta prehodna plast je odvisna od začetne temperature kaljenja in časa ogrevanja. Martenzit kaljene trde plasti prehaja v prehodni plasti v sorbit. Kolikor je čas ogrevanja krajši in uporabljana specifična toplota večja, tem ožja je prehodna plast. Iz tega sledi, da je debelina prehodne plasti odvisna od porazdelitve temperature po prerezu. V praksi je ugotovljeno, da ima debelina prehodne plasti zelo majhen vpliv na mehanske lastnosti. Kljub temu obstajajo mišljenja, da pretanka prehodna plast lahko povzroči luščenje kaljene trde plasti od nekaljenega jedra. Praksa je dokazala, da to ne drži in da je ta plast oz. vez v vseh primerih izredno stabilna6. 7.10. Postopki indukcijskega kaljenja Raznolikost oblik strojnih delov, ki jih indukcijsko kalimo, je bila vzrok stabilizacije postopkov indukcijskega kaljenja. Tako imamo tri osnovne postopke indukcijskega kaljenja, in sicer: — statični postopek indukcijskega kaljenja, — progresivni — vzdolžni postopek indukcijskega kaljenja, — progresivni — rotirajoči postopek indukcijskega kaljenja. Pri statičnem postopku indukcijskega kaljenja miruje induktor in del, ki ga kalimo. Pri tem postopku se istočasno ogreva celotna kaljena plast, medtem ko temperaturo kaljenja reguliramo s časom ogrevanja. Ta postopek uporabljamo za kaljenje nepravilnih oblik kaljene plasti. Za kaljenje pravilnih oblik in večjih dolžin kaljenih plasti uporabljamo progresivni — vzdolžni postopek indukcijskega kaljenja. Pri tem postopku ogrevni coni sledi cona ohlajanja in to na ta način, da se pomika ali induktor s hladilno napravo ali pa del, ki ga kalimo. S tem načinom indukcijskega kaljenja dosegamo velik koeficient izkoriščanja energije. Ta postopek indukcijskega kaljenja je najprimernejši za kaljenje strojnih nožev. Pri progresivnem — rotirajočem postopku indukcijskega kaljenja del, ki ga kalimo, rotira s 100—500 obr./min. S tem dosegamo izredno ena-komernost kaljene cone. Ta postopek uporabljamo za kaljenje zunanjih ali notranjih okroglih površin. Razen navedenih postopkov indukcijskega kaljenja obstajajo še drugi postopki, ki so se razvili s popolnoma določenim namenom uporabe. Ob navedenem je treba poudariti prednosti, ki jih ima železarna Ravne kot proizvajalec strojnih nožev. Sama proizvaja vse vrste jekel, ki se uporabljajo za izdelavo teh nožev. Poleg tega je železarna Ravne osvojila tudi vse tehnološke postopke izdelave in termične obdelave, ki so glede na vrsto in način uporabe zelo raznovrstni in zahtevni. Pomembno je dejstvo, da je v železarni Ravne raziskovalna dejavnost tega področja zelo razvita, prav tako je tehnično razvita in dosledna kontrola. Vse izdelke strojnih nožev kontroliramo z metalo-grafskim pregledom, ugotavljamo trdoto in obstojnost rezine nožev proti obrabi in udarcem ter površinske in notranje napake s ferofluksnimi in ultrazvočnimi metodami. Taka kontrola vsekakor daje garancijo visoke kakovosti, vzdržnosti in gospodarnosti uporabe strojnih nožev. Literatura: 1. Sandvik — švedska (katalog). 2. Klingelberg, Remscheid — ZR Nemčija (katalog). 3. Bohler — Avstrija (katalog). 4. Gudcov H. T.: Metallovedenie i termičeskaja obrabotka, Moskva 1957. 5. ASEA: Induktionsvvarmungofen — komercialno-tehnična propagandna publikacija. 6. Stošic P.: Termična obrada metala. 7. Kioin I. N.: Fizičeskie osnovi elektro-termičeskoj obra-botki metallov i splavov, Moskva 1969. 8. Lolič: Visoko-frekventno zagrevanje. 9. Leemann, Baden — Švica: Himveise fiir Anwendung der induktiven Ervvarmung in der Praxis. Peddinghaus, Sonderdruch aus »Industrie — Anzeiger« 8. nov. 1966. 10. Induction Hardening and Tempering, American Society for Metals, 1964. 11. Technische Rundschau, št. 9, 1969. 12. Hohne E.: Induktionsharten, Springer Verlag Berlin, 1955. 13. Schvvartz M.: Modern Metal Joining Techniques. 14. Modern Tool Materials and Metal Fabrication, Metal Progress, May 1960. 15. Golobanenko S. A.: Proizvodstvo bimetallov, 1966. ZUSAMMENFASSUNG Die Anwendung klassischer Sorten der legierten und hochlegierten Werkzeugstahle und der Warmebehandlungs-verfahren fiir die Production der Maschinenmesser der Zellstoff, der Holzverarbeitenden und der Graphischen Industrie, gibt keine Garantie, dass alle anspruchsvolle Bedingungen einer modernen Production auch erfiillt werden konnen. Das ist auch die Ursache der unaufhorli-chen Bemiihungen bei der Forschung immer neuer Werk-zeugstiihle, neuer Warmebehandlungsverfahren und der Bestimmung der optimalen charakteristischen Betriebsbe-dingungen und der Eigenschaften der Maschinenmesser. Nur mit der Auswahl der Stahlsorte kann man nicht allen Betriebsbedingungen geniigen. Besonders nicht der Abtriebbestandigkeit bei der gleichzeitigen Schlagbestan-digkeit der Schneide und nichtempfindlichkeit gegen das Auftretten der Schleifrisse. Nur mit der Kombination der richtigen Ausvvahl der Stahlsorte und der VVarmebehand-lung kann erreicht werden, dass der Maschinenmesser alle diejenigen Eigenschaften besitzt, welche bei den normalen Betriebsbedingungen eine grosstmogliche Bestandigkeit, Wirtschaftlichkeit und Erzeugungsqua!itat ermoglichen. Auf Grund der Untersuchungen der Betriebsbedingungen, der Haltbarkeit und der Instandhaltung haben die renomierten Erzeuger und Verbraucher der Maschinenmesser folgendes festgestellt: Maschinenmesser, vvarmebehandelt auf eine gleich-massige Harte iiber die ganze Breite sind gegen Schlag-beanspruchungen und Vibrationen sehr schlecht bestandig, und beim Schleifen auch sehr empfindlich auf das Auftretten der Schleifrisse. Kennzeichnend fiir die Maschinenmesser vvelche nach dem Verfahren der Zonnenhartung vvarmebehandelt sind, ist ein scharfer Ubergang von der harten geharterten Schneide in den nichtgeharteten weichen Riicken. Das ist auch die Ursache der schlechten Bestandigkeit dieser Messer gegen die Schneidekraft. Aus demselben Grund brechen die Messer haufig an den Einklemmnuten und sind beim Schleifen empfindlich auf das Auftretten der Schleifrisse. Maschinenmesser fiir die Zellstoff, Holzbearbeitende und Graphische Industrie aus platiertem Stahl hergestellt, sind gegen Beschadigungen auch wenig bestandig. Schlech-te Stellen sind an der Beriihrungsflache des Schneide und tragfahigem Material. Da das Verhaltniss der Dicken zwischen dem Schneide und tragendem Material ca 1:3 ist, sind solche Messer bedeutend vveniger empfindlich auf das Auftretten der Schleifrisse. Die Zementierten Maschinenmesser fiir die Zellstoff und Graphische Industrie sind gegen Abniitzung, schlag-artigen und Schneidebeanspruchungen vveniger bestandig. Wegen des scharfen Uberganges zvvischen der zementierten und nichtzementierten Schicht sind Falle dass die zemen-tierte Schicht abbricht haufig. Die beste Haltbarkeit, Leistungsfahigkeit, Qualitet und Wirtschaftlichkeit vvird in der Zellstoff, Holzverarbeitenden und Graphischen Industrie mit den Oberflachen geharteten Maschinenmessern erreicht. Die Oberflachen-hartung ist in der Production der Maschinenmesser das modernste Verfahren der Warmebehandlung gevvorden. SUMMARY Use of standard alIoyed and high-alloyed tool steels, and the heat treatment processes in production of an Hing tools for cellulose, \vood-processing, and graphic industries do not guarantee that ali demands of modern production will be fulfilled. Never-ending investigations in finding new tool steel types, and heat treatment processes, analysing the »optimal compromise« operating conditions, and the properties of cutting tools are taking plače. Ali demands of the present operating conditions cannot be satisfied only by choise of the steel type if wear resistance is combined with the blade resistance against impacts and the unsensibility to grinding cracks. Only by combination of right choise of steel and heat treatment ali those properties of the cutting tools are achieved which under normal operating conditions enable maximal possible life, and economy and quality of production. Basing on investigations of operating conditions, endurance, and maintanance the most renovvn producers and users of cutting tools came to the follovving conclu-sions: Cutting tools heat-treated along the whole vvidth on the same hardness have small resistance against impact loads and vibrations and are very sensitiv to grinding cracks during grinding. Our cutting tools heat-treated by »zone hardening« are characterized by sharp transi tion from the quenched hard cutter blade into the unquenched soft back. Therefore the cutters have small resistance against clamping and cutting force. Therefore cutters often break at clamping notches. They are also very sensitive to grinding cracks during grinding. Cutting tools for cellulose, wood-processing, and graphic industry made of plated materials by forging or rolling have small resistance against damages. Weak points are on the contacts betvveen cutting and supporting material. As the thickness ratio betvveen the cutting and supporting material is about 1:3 the cutters are consider-ably less sensitive to the grinding cracks. Carburized cutting tools for cellulose and graphic industry have small resistance against wear, and impact and cutting loads. As the transition betvveen the carburized and not carburized layer is sharp often happens that carburized layer breaks off. Thickness ratio betvveen the carburized and non-carburized layer reduces the appea-rance of grinding cracks. The best endurance, productivity, production quality and economy in cellulose, vvood-processing, and graphic industry was achieved by čase hardened cutting tools. Therefore the čase hardening became the most modern process in heat treatment of cutting tools 1,2. 3AKAIOqEHHE YnoTpe6AeHHe KAaccHMecKHX coptob AerapoBaHHOH n BbicoicoAe-riipOBaHHOH imCTpVMCHTaAbHOH CTaAII H cnocoču TepMHMCCKOif o6pa-6otkh b np0H3B0ACTBe oGpa6aTbtBaeMLix HOJKefi aah npoMbiuiAeHHOCTH ueAAK)a03bi, oSpačoTKH AepeBa h b hhavctphh noAHrpa<}>HH He yAOB-AeTBOpaer bccm Tpe6oBaHiiaM coBpeMeHHora np0H3B0ACTBa. B crart.e npHBeAeHM npHHHHbi nocToaHHbix HccAeAOBaHHH h He0fiX0AHM0CTH pa3BHTHa HOBbIX COpTOB HHCTpyMeHTaAbHOH CTaAH, cnocočoB TenAOBOH o6pa6oTKH h onpeAeAeHHa onTHMaAHbix CBoilcTB BOCnpHHHTHH b OTHOIHeHHH CneUH<}>hkh yCAOBbeB b 06pa60TKH h cbohctb o6pa6aTLiBacMtix ho>kch. OrpaHHMact toalko Ha Bbl6op COpTa CTaAH He b03m0hch0 VAOBAeTBOpHTb BCeM TpeČOBaHHHM KOTOpbie B03HHKai0T npH paČOTe, B OCoSeHHOCTH vctohhhbocth H3HOCa npH 0AH0BpeMeHH0ii ctohkocth peaua npH TOAiKax h hh3koh ^vctbhtcal-HOCTH Ha B03HHKH0BeHHe TpeiHHH npH HIAHOBaHHIO. AHHIb coieBaHHe npaBHAbHora BbiSopa copTa ctaah h cnocoSa TenAOBOii o6pa6oTKH AaAyr HoacaM Te Heo6xoAHMbia CBOHCTBa, KOTOpbie npH HopMaAbHOM pejKHMe ynoTpcSAeHHfl cnoco6cTByiOT MaKCHMaAbHyio vctohhhboctb, SKOHOMHMHOCTb h KaieCTBO H3AeAHH. Ha ochob3hhh HccAeAOBaHHH ycAOBHH pejKHMa nponecca, ycTofl-mhbocth H coAepacaHHa, np0H3B0AHTeAH noAb3yiomHma xoporuoH penyTauHH h noTpeSHTeAH HO>KeH ycT3HOBHAH CAeAYK>mee: Hoacu TepMHHecKH o6pa6oTaHbi no ueAoS mnpHHe Ha 0AHy H Ty ace tbepaoctb He aoctatohho vctohmhbbi Ha yaapu h BHSpaiuiH a npn iuahK a. 1 iu>K lil npHTOTOBAeHHbie T3KHM CnOCOdOM TepMHMeCKOH o6pa6oTKH HMeiOT HeAOCTaTOqHhIIO yCTOH^HBOCTb HAMHHIIK) CHAbI KOTOpaa B03HHKaCT BO BpeMa 3aKpen-AeHHa HOJKa b npHcnocodAeHHH. Il03TpMy Ha 3aKpenHTeAbHbix na3aB MacTO HacTynaiOT aomkh Hoacen; b CTaTbe ooi>HCH!-'HLl npnmiHBi 3thx aBAeHHH. Ho>kli AAa oSpaSoTKH ueAAi0AO3bi, AepeBa H B noAHrpacj>HH npH-rOTOBAeHHbie H3 npoKaTHoS KAH OKTOBaHHOH CTaAH He HMeiOT AOCTa-TOHHbHO yCTOiPJHBOCTb K nOBpejKAeHHaM. CAaSbie t. e. HyBCTBHTeAb-Hbie MecTa Ha MexaHHHecKHe Harpy:*KH HaxoAaTca b nepexoAHoii 30HbI MOHCAV peaUOM H TblAbHOH K a. 1:3 TO HO>K MeHee HVnCTBH-TeAeH Ha noaBAeHHe TpeauiH bo BpeMa l:rAlli. IJeMeHTanHOHHbie hojkm AAa 3thx OTpocAeH nepapoSoTKH HMeiOT HH3KyK> yCTOHMHBOCTb b OTHOUieHHH H3HOCa, yAapaM H Harpy3KH bo BpeMa pe3aHHa. H3-3a ocTpora nepexoAa ot ijemehtauhohhoh HacTH Hoaca k TepMHHecKH HcaGpaGoTaHOH qaCTO HacTynaioT aomkh UeMeHTaUHOHHOH cpeAbl, MaCTOTa 3THX aBAeHHH 33BHCHT OT paaHHHhl TOAHIHHbl 3THX CAOeB HO«a. CaMaa AVHinaa ycTOHiHBOCTb, BbicoKaa np0AyKTHBH0CTb, xopomoe KaMCCTBO H3AeAHa H 3K0H0MHWM0CTb,06pa60TKH noAyieHO npn no-mou(h n0BepxH0CTH0fl 3aKaAKe HOMcefi, n03T0My stot cnocoS TepMH-wcckoh očpaSoTKH cMHTadca naH6oAee coBpeMeHHUM. Mesec Janez, dipl. inž., Železarna Jesenice DK: 621.791.742.6 ASM/SLA: W, 29 h Nove elektrode EVB-Mo, EVB-CrMo in EVB-2 CrMo za varjenje jekel z garantiranimi mehanskimi lastnostmi pri višjih temperaturah V članku so podani rezultati preiskav elektrod EVB — Mo, EVB — CrMo, EVB — 2 CrMo proizvodnje Železarne Jesenice, namenjenih za varjenje jekel z garantiranimi mehanskimi lastnostmi pri povišani temperaturi. Istočasno je podan tudi pregled posameznih kvalitet teh jekel ter osnovni pojmi iz tehnologije varjenja. I. UVOD Splošna konstrukcijska jekla se pod obremenitvijo pri višji temperaturi deformirajo, kar končno privede do porušitve. Pri gradnji kotlov, posod, rezervoarjev, parovodov ter cevovodov, ki morajo obratovati pri višjih temperaturah, pa moramo uporabiti jekla, ki obdrže dobre mehanske lastnosti tudi pri teh temperaturah, to je, da pri določeni višji obratovalni temperaturi in pri določeni obremenitvi obdrže predpisano mehansko trdnost, oziroma mejo raztezanja. Istočasno pa se morajo ta jekla tudi dobro variti. S skupnim imenom nazivamo ta jekla — jekla z garantiranimi mehanskimi lastnostmi pri povišani temperaturi. Po namenu uporabe jih delimo v: 1. jekla za kotlovsko pločevino 2. jekla za izdelavo cevovodov — parovodov 3. jekla, ki so obstojna proti atmosferi vodika V spodnji razpredelnici so prikazane najvažnejše kvalitete teh jekel — od nelegiranih do vi-sokolegiranih, ki se uporabljajo za namene, ki so zgoraj našteti, in so zajeta v naslednjih DIN normah. 1. Kesselbleche: DIN 17155 2. Rohren Stahle: DIN 17175 3. Warmfeste Stahle: Stahl — Eisen — Werk-stoffblatt 610 — 63 4. Hochvvarmfeste Stahle: St. Eise. W. St. blatt 670 — 69 5. Druchwasserstoffbestandige Stahle: St. E. W. blatt 590 — 61 Po sestavi in z ozirom na varilne lastnosti jih delimo v: 1. Nelegirana-feritno-perlitna jekla, uporabna do maks. 350° C. Sem spadajo npr. H I—H IV, St 35.8, St 45.8 Kotlovska Jekla Jekla, odporna pločevina za cevi proti H2 H I—H IV St 35.8 25 CrMo 4 17 Mn 4 St 45.8 16 CrMo 7 19 Mn 5 15 Mo 3 24 CrMo 10 15 Mo 3 16 Mo 5 20 CrMo 9 16 Mo 5 14 Mo V 63 10 CrMo 11 13 CrMo 44 13 CrMo 44 17 CrMo V 10 10 CrMo 9.10 10 CrMo 9.10 20 CrMo V 13.5 10 CrSiMo V 7 10 CrSiMo V 7 12 CrMo 19.5 12 CrSiMo 9 X 12 CrMo 9.1 X 12 CrMo 9.1 X 19 CrMo 12.1 X 20 CrMo V 12.1 X 20 CrMo V 12.1 X 8 CrNiMoVNb 16.13 X 22 CrMo V 12.1 X 8 CrNiNb 16.13 X 8 CrNiMoNb 16.16 X 8 CrNiMoVNb 16.13 2. Nizkolegirana-feritno-perlitna Mn, Mo, MoV, CrMo in CrMoV legirana jekla, tipa: 1 % Mn npr. 17 Mn4, 19Mn5 (C 3133, C 3105) 0.5 %Mo npr. 15 Mo 3, 16Mo5 (C 7100) 1 % Cr, 0.5 % Mo npr. 13 CrMo 44 (C 7400) 2.5 % Cr, 1 % Mo npr. 10 CrMo 9.10 (C 7401) Uporabna so za temperaturno območje 350 do 550° C. 3 .Srednjelegirana-perlitno-martenzitna CrMo, CrMoV legirana jekla, tipa: 5 % Cr, 0.5 % Mo npr. 12 CrMo 19.5 9 % Cr, 1 % Mo npr. X 12 CrMo 9.1 12 % Cr, 1 % Mo npr. X 20 CrMo 12.1 Uporabna so za temperaturno območje 400 do 600° C. 4. Visokolegirana-avstenitna CrNi, CrNiMo in CrNiMoV legirana jekla, tipa: 16 % Cr, 13 % Ni — X 8 CrNiNb 16.13 16 % Cr, 16 % Ni, 1.5 % Mo— X 8 CrNiMoNb 16.16 16 % Cr, 13 % Ni — X 8 CrNiMoVNb 16.13 1.5 % Mo, 0.7 % V Uporabna so za temperaturno območje 600 do 800° C. Pregled posameznih jekel z ozirom na legiranje prikazuje naslednja razdelitev: Nelegirana feritno perlitna H I—H IV St 35.8 St 45.8 Nizkolegirana feritno perlitna 17 Mn 4 19 Mn 5 15 Mo 3 16 Mo 5 14 Mo V 63 13 CrMo 44 10 CrMo 9.10 17 Mo V 84 24 CrMo 5 21 CrMo V 5.11 Srednjelegirana perlitno martenzitna 12 CrMo 19.5 X 12 CrMo 9.1 X 20 CrMo 12.1 X 22 CrMo V 12.1 X 22 CrMo V 12.1 X 20 CrMoWV 12.1 Visokolegirana avstenitna X CrNiNb 16.13 X CrNiMoNb 16.16 X CrNiMoVNb 16.13 Orientacijska sestava, območje uporabe in potrebna temperatura predgrevanja nekaterih najvažnejših jekel iz teh skupin je naslednja (Tabela št. 1): Tabela št. 1 Jekla kot 15 Mo 3, 14 Mo V 63, 13 Cr Mo 44, 10 Cr Mo 9.10 se rabijo predvsem v gradnji kotlov in cevovodov, jekla kot 21 CrMo V 5.11 ter 5, 9 in 12 % Cr jekla pa za cevovode, razna ohišja in W.n DIN C Cr Ni Mo V Min. meja razt. Maks. upor. temp. Temp. predgr. 5415 15 Mo 3 0.15 — — 0.3 — 28 530 100—200 7335 13 CrMo 44 0.15 0.9 — 0.45 — 29 560 200—250 7380 10 CrMo 9.10 0.13 2.3 — 1.0 — 27 590 200—300 5406 17 Mo V 84 0.17 0.3 — 0.8 0.35 60 590 200—300 7258 24 CrMo 5 0.24 1.1 — 0.2 — 45 590 200—300 8070 21 CrMo V 5.11 0.21 1.4 — 1.1 0.3 55 590 200—300 7362 12 CrMo 19.5 0.12 5 — 0.5 — 40 600 250—350 4921 X 20 CrMo 12.1 0.15 11.5 — 1.0 — 50 600 350—450 4922 X22 CrMoV 12.1 0.20 11.5 0.4 1.0 0.3 60 600 350—450 4961 X 8 CrNiNb 16.13 0.06 16 13 + Nb 22 800 100—200 4981 X 8 CrNiMoNb 16.16 0.06 16 16.5 1.8 + Nb 23 800 100—200 turbine. Avstenitna jekla pa se predvsem uporabljajo za energetske naprave za proizvajanje energije z delovno temperaturo nad 600° C. Mnogo se uporabljajo tudi v industriji nafte, kjer se postavljajo velike zahteve po obstojnosti pri višjih temperaturah in obstojnosti proti oksidaciji. LASTNOSTI JEKEL 1. Feritno perlitna in perlitno martenzitna Cr-Mo jekla (nizko in srednje legirana jekla). To so Mn legirana jekla z dodatkom Cr, Mo, V. So kaljiva že na zraku. Zato je pri varjenju teh jekel potrebna še posebna pozornost. V prehodni coni in v zvaru nastanejo pri ohlajanju zaka-ljene — krhke cone izredno visoke trdote. Ta zakalitev je tesno povezana s pojavom razpok v osnovnem materialu (coni termičnega vpliva) in materialu zvara. Vpliv tega se ugodno odstrani s predhodnim predgrevanjem. Po varjenju pa je potrebno izvesti naknadno toplotno obdelavo. Občutljivost za termično obdelavo je zelo velika, iz česar sledi, da bo imel zvar različne mehanske vrednosti že pri majhni izmeni režima termične obdelave, kot npr. višine temperature, časa trajanja na tej temperaturi, temperature in časa na-puščanja ter pogojev hlajenja. Pri nizkolegiranih Cr Mo jeklih je predgrevanje 200—300°; odvisno je od dimenzije in kvalitete jekla. Temperaturo pred-grevanja je treba obdržati ves čas varjenja. Naknadna toplotna obdelava pa se izvrši pri 650—750° C in je ravno tako odvisna od dimenzije in kvalitete. Pri srednje legiranih jeklih (sem spadajo 5—12 % Cr jekla kot 12 Cr Mo 19.5, X 12 Cr Mo 9.1, X20CrMol2) je potrebno predgrevanje, odvisno od dimenzije in kvalitete, od 200—450° C. Tako je pri jeklih z 12 % Cr potrebno predgrevanje na 450° C. V vsakem primeru pa je potrebna naknad- na toplotna obdelava (napuščno žarjenje ali ponovno poboljšanje). Zelo škodljiva je tudi prevelika koncentracija »Si« v zvaru. Pri električnem obloč-nem varjenju mora biti čim nižja (Si 0.50%). Večji % Si posebno pri visokih kromovih jeklih povečuje krhkost. 3. Avstenitna-visokolegirana jekla so za zelo visoke temperature. Varijo se v hladnem z ohlajanjem vmesnih slojev zaradi nevarnosti nastopa toplotnih razpok. Samo pri varjenju korena je priporočljivo predgrevanje na 100—150° C, pri zelo debelih pločevinah pa na maks. 200 za zmanjšanje notranjih napetosti, ni pa nujno potrebno. Med varjenjem te temperature ne smemo povečati. Naknadna toplotna obdelava ni nujno potrebna. II. NIZKOLEGIRANA JEKLA Z GARANTIRANIMI MEHANSKIMI LASTNOSTMI PRI VIŠJI TEMPERATURI Nizkolegirana, Mn, Mo in CrMo jekla se uporabljajo predvsem kot kotlovska pločevina in za izdelavo cevovodov z uporabnostjo do maksim. temperature 590° C. V tabeli št. 2 so podani najbolj tipični začetni primeri iz števila teh jekel. Iz tabele je razvidno, da gre pri teh jeklih za feritno-perlitna jekla z naraščajočo vsebnostjo kroma in molibdena. Mehanske lastnosti pri posameznih temperaturah pa prikazuje tabela št. 3 Vpliv temperature na mehanske lastnosti zadnjih treh prikazuje grafično tudi diagram — meja raztezanja/temper. Jekla 17 Mn 4, 19Mn5, 15 Mo 3 so normalno žarjena, jekla 13 CrMo 44 in 10 CrMo 9.10 pa poboljšana na zraku. Način toplotne obdelave prikazuje tabela št. 4. Tabela št. 2 JUS DIN W-n C Si Mn Cr Mo C 3133 17 Mn 4 0844 0.14— 0.20 0.90 0.20 0.40 1.20 C 3105 19 Mn 5 0845 0.17— 0.40 1.0 0.23 0.60 1.30 C 7100 15 Mo 3 5415 0.12— 0.15— 0.50— — 0.25— 0.20 0.35 0.80 0.35 C 7400 13 CrMo 44 7335 0.10— 0.15— 0.40— 0.70— 0.40— 0.18 0.35 0.70 1.0 0.50 C 7401 10 CrMo 9.10 7380 0.15— 0.15— 0.40— 2.0— 0.90— 0.50 0.60 2.5 1.10 Temperatura Vpliv temperature na mehanske lastnosti Tabela št. 3 Kvaliteta Natezna Meja raztezanja pri temper. trdnost kp/mm2 kp/mm2 200 250 20» 20 300 350 400 450 500 °C 17 Mn 4 35- —56 28 25 23 21 18 16 14 19 Mn 5 52- -62 32 27 25 23 21 18 16 15 Mo 3 45- -55 29 26 24 21 19 18 17 15 13 Cr Mo 44 45- -56 30 28 26 24 22 21 20 18 10 Cr Mo 9.10 45- -60 27 25 24 23 22 21 20 19 Tabela št. 4 normaliz. poboljšanje (zračno) napetostno odžarenie kaljenje napušč. 17 Mn 4 i ) 19 Mn 5 f 880— -910 — — f 550- -620 15 Mo 3 910- -940 — — 650- -700 13 Cr Mo 44 910—940 650—720 650— -770 10 Cr Mo 9.10 900—960 680—780 730— -780 Podano temperaturo je treba doseči čez ves presek. Ko je to doseženo, nadaljno zadrževanje pri normalizaciji in kaljenju na tej temperaturi ni potrebno. Pri napuščnem žarjenju, žarjenju za odpravo napetosti ali žarjenju po varjenju je potreb- no na navedeni temperaturi držati 1—2 minuti za vsak 1 mm debeline preseka, a minimalno 20 minut, računano od dosežene spodnje temperature dalje. Po varjenju pri kvalitetah 17 Mn 4, 19 Mn 5, 15 Mo 3 do dimenzije 10 mm ni potrebno žarjenje, pri večjih pa se priporoča. Pri Cr legiranih (13 Cr Mo 44 in 10 CrMo 9.10) je potrebno žarjenje po varjenju v vsakem primeru. Pri teh dveh kvalitetah je potrebno pri varjenju predgrevanje 200 do 300° ves čas varjenja. Za ostale ni nujno potrebno. Kot je bilo omenjeno že na začetku, so jekla, legirana s kromom na zraku, kaljiva. Kar pomeni, da se zaradi pregretja pri varjenju in nato pri počasnem ohlajanju tvorijo v prehodni coni in zvaru kaljene cone, ki dosežejo npr. pri 13 Cr Mo 44 in 10 Cr Mo 9.10 trdoto tudi do 400 Vickersa, to je ca. 130 kg/mm2. Zato se zgodi, da že pri samem varjenju teh jekel nastopijo razpoke v prehodni coni in v zvaru. To preprečimo z izbiro pravilne elektrode in pravilno toplotno obdelavo. Za varjenje Mn legiranih jekel uporabljamo elektrode EVB50 (17 Mn 4) in EVB 60 (19Mn5). Za Mo in Cr Mo jekla pa nove elektrode EVB Mo (15Mo3), EVB Cr Mo (13CrMo44) in EVB2CrMo (10 Cr Mo 9.10). DODAJNI MATERIAL Dodaj ni material za varjenje jekel z garanti-ranimi mehanskimi lastnostmi pri povišani temperaturi mora imeti enake lastnosti kot jekla. Na splošno so vrednosti čistega vara pri raznih temperaturah nekoliko višje kot vrednosti odgovarjajočih jekel. Za varjenje Mo in Cr Mo jekel z ga-rantiranimi mehanskimi lastnostmi pri višji temperaturi pridejo v poštev rutilne in bazične elektrode. Oba tipa imata svoje prednosti in pomanjkljivosti. Pri medsebojni primerjavi imajo rutilne elektrode boljše varilno tehnične lastnosti, to je lepše varijo, a dajo slabše mehanske vrednosti, medtem ko dajo bazične elektrode bolj ugodne mehanske rezultate. Do sedaj smo rutilnim elektrodam dajali prednost, predvsem zaradi njenih boljših varilno tehničnih lastnosti. Vendar pa je čisti var pri rutilnih elektrodah predvsem v pogledu raztezka in žilavosti mnogo bolj neugoden. Iz tega sledi, da je potrebno predhodno toplotno obdelavo izvesti izredno natančno in pazljivo, če hočemo preprečiti razpoke. To je še posebno važno pri debelejših pločevinah, n. pr. pri kvalitetah z večjo vsebnostjo legirnih elementov. To pa je na montaži dostikrat zelo težko izvedljivo. V takem slučaju ni nastanek razpok nobena redkost, oziroma nastopa zelo rad in pogosto. Te bojazni pa pri uporabi bazičnih elektrod nimamo, in to celo takrat ne, če predhodna toplotna obdelava ni izvršena zelo natančno po predpisih. Poleg tega je vsebnost vodika pri rutilnih elektrodah mnogo večja kot pri bazičnih, kajti iz srednje legiranih jekel zelo počasi difundira, ker legi-rani elementi zavirajo njegovo difuzijsko hitrost. Združeno z ostalimi zunanjimi vplivi kot je n. pr. hitra ohladitev tvori tudi vodik pri varjenju z rutilnimi elektrodami resno nevarnost za nastanek razpok v zvarjenih spojih, zato se rutilne elek- trode ne priporoča uporabljati za varjenje teh jekel. V kolikor jih že uporabljamo, potem naj se uporabijo samo do vsebnosti 5 % Cr in 12 mm debeline, sicer pa se priporoča varjenje z bazičnimi elektrodami. Poleg tega je tudi izkoristek pri bazičnih elektr. večji, saj znaša ca. 115 °/o, medtem ko pri rutilnih ca. 95 % računamo na bazo osnovne žice. III. NOVE ELEKTRODE EVB — Mo, EVB — Cr Mc, EVB — 2 Cr Mo Z razvojem novih elektrod EVB — Mo, EVB — Cr Mo, EVB — 2 Cr Mo je bil razširjen in izpopolnjen program elektrod želzearne Jesenice. Elektrode so bazičnega tipa z naslednjo orientacijsko sestavo: C Si Mn Cr Mo EVB — Mo 0,08 0,50 0,8 — 0,50 EVB — Cr Mo 0,08 0,45 0,8 1,20 0,50 EVB — 2 CrMo 0,08 0,45 0,7 2,30 1,0 Iz tabele je razvidno, da se ime samih elektrod nanaša na oba glavna elementa Cr in Mo. Pripadajoča številka pove, % Cr koliko vsebuje čisti var. Analiza čistega vara posameznih elektrod je tako prirejena, da odgovarja jeklom 15 Mo 3, 13 Cr Mo 44 in 10CrMo9.10. Mehanske lastnosti čistega vara pa so podane pri zaključku. Rezultati preiskav EVB —Mo, EVB — CrMo, EVB — 2 Cr Mo 1. EVB — Mo Pri elektrodi EVB — Mo pridejo v poštev naslednje preiskave: 1. mehanske lastnosti čistega vara pri normalni temp. (20° C) s predhodno toplotno obdelavo: a. nežarjeno — to je v stanju varjenja b. žarjenje za odpravo napetosti: 30 minut pri temp. 600—650° (ohlajanje na zraku) c. normalizirano: žarjenje pri temperaturi 910—940° C 2. Mehanske lastnosti pri povišani temperaturi z isto predhodno toplotno obdelavo Od števila teh preiskav smo na elektrodi EVB Mo izvršili naslednje: 1. analizo čistega vara 2. mehanske lastnosti čistega vara pri normalni temperaturi (20°) 3. mehanske lastnosti čistega vara pri povišani temperaturi 4. mehanske lastnosti zvarnega spoja na kvaliteti 15 Mo 3 — Č 7100 Cisti vari so bili varjeni po JUS C. H3.011 v pločevino C 0400, debeline 20 mm, širine 120 in dol- žine 500 mm. Kot robov žleba je bil 75°, odprtina spodaj 16—18 mm, odprtina zgoraj 20 mm. Varjenje se je vršilo z ohlajanjem vmesnih slojev na 150° C. Rezultati, ki so bili doseženi, so naslednji: 1. Analiza čistega vara: C Si Mn Mo P S 0,06 0,49 0,99 0,58 0,05 0,38 0,80 0,48 0,07 0,42 0,88 0,45 2. Mehanske lastnosti čistega vara pri normalni temperaturi (200C) (nežarjeno stanje — v stanju varjenja) meja raztezka kp/mm2 trdnost kp/mm2 raztezek L = 5 d % kontrak-cija % trdota (BH) 43.7 53.8 26.0 63.6 42.0 52.8 31.0 63.8 51.0 60.5 24.0 63.0 53.0 61.9 24.0 73.0 183 52.3 61.2 24 68.0 183 57.3 63.2 22.0 61.6 179 51.8 62.2 23.0 66.7 183 54.6 62.7 22.0 64.2 179 48.0 56.0 > 25.0 63.0 183 47.0 55.0 26.0 63.5 182 44—54 54—64 min. 22 65 182 žilavost: V-notch pri temperaturah (kpm/cm2) 20» C: 15, 16, 15.5, 16.5, 12.5, 12.5, 14.8, 13.0, 15.5, 16,3, 17,5, 18,5, 16,0, 14,4, 15.2, 14.7 = 12—18 0°C: 11,6, 13.8, 13.3, 14.5, 14.3, 9.5 = 9—14 — 20° C: 8.75, 10.25, 11.0, 12.5, 13.5, 13.1, 11, 7.5, 8.7, 12,5, 9.7, 11 = 7 — 12 — 40» C: 6, 10.4, 8.2, 8.5, 6.75, 6,75, 6.9 = 5 — 10 3. Mehanske lastnosti čistega vara pri normalni temperaturi (200), normalizirano stanje ^ Trdnost j^f, Kontrak- žilavost raztez. kp/mm2 L a cija % kpm/cm2 kp/mm2 39.5 49.0 33.0 75 22.2, 23,25 37 49 34 75 24.6,23 4. Mehanske lastnosti čistega vara pri povišani temperaturi (nežarjeno stanje) Temp. °C Meja (0.2) kp/mm2 Meja raztezka kp/mm2 Trdnost kp/mm2 200 48.5 52.8 61.3 55 57.6 66.2 300 50 53.5 65.9 — 40.4 57.7 — 38.4 57.2 400 45.7 46.8 55.5 45.6 47.4 58.8 — 39.6 56.2 — 37.8 52.2 — 46.7 58.5 — 46.3 57.1 — 52.7 62.4 — 51.4 59.6 450 36 40.2 52.1 — 33.2 47.7 500 29.3 37.3 44.0 35.6 42.5 47.5 — 29.3 40.7 — 28.8 40.2 — 41.2 50.8 — 40.4 48.4 — 40.5 47.6 — 41.2 48.3 5. Mehanske lastnosti zvarnih spojev Zvarni spoji so bili izdelani na pločevini, dolžine 350 mm, debeline 20 mm. Pri V zvaru je bil kot 60 — 70°. Osnovni material je bil predgret na 250° C, kvaliteta C 7100 (15Mo3) Me]a , Trdnost raztezka , , , kp/mm2 kp/mm Upogib Upogib (teme) (koren) ai (stop) a2 (stop) Mesto loma 37 35.7 51.3 48.3 180° 180° 180° 180° v osnov. mat. v osnov. mat. Žilavost zvarnih spojev — V notch (kpm/cm?) a) zvar: 20°: 13.1, 15.6, 17.5, 15, 16.9, 13.7 — 20°: 12.2, 11.0, 11.2, 7.7, 6.5, 6.5 b) Toplotno vplivana cona: + 20: 14.2, 22.2, 15.2, 17.5 — 20: 14.2, 16.0, 10.6, 22 Meritev trdot zvarnih spojev: Rezultati meritev trdot zvarnih spojev so podani na diagramu št. 1 skupno z makroposnetki posameznih spojev in mikroposnetki struktur zvarov. 220 200 3- 10 180 O -s 160 ht- 140 120 1 S \ \ J v S K s j r' v 1 k v 20 16 12 8 4 0 4 8 12 16 20 Oddaljenost od sredine zvara v mm Trdota po preseku zvara Struktura zvara (100:1) EVB — Cr Mo Pri elektrodah, tipa CrMo, preiskujemo naslednje: A) Cisti var: 1. Mehanske lastnosti pri normalni temperaturi (20°) a) napuščeno b) poboljšano 2. Mehanske lastnosti pri povišani temperaturi (200 —550° C) a) napuščeno b) poboljšano B) Zvarni spoj: 1. Mehanske lastnosti pri normalni temperaturi (20») a) napuščeno b) poboljšano Postopek toplotne obdelave 1. Napuščanje: ogrevanje na temp. 700 — 720° C zadrževanje na temp. 30 minut — ohlajanje na mirujočem zraku Linija spajanja (100:1) 2. Poboljšan je: a) kaljenje: ogrevanje na temp. 900—920° zadrževanje na temp. 30 minut — ohlajanje na mirujočem zraku b) napuščanje: ogrevanje na temp. 700—720° zadrževanje na temp. 30 minut — ohlajanje na mirujočem zraku Preiskave, ki smo jih izvršili na elektrodi EVB CrMo, so dale naslednje rezultate: 1. Analiza čistega vara C Si Mn Cr Mo 0.04 0.58 0.97 1.11 0.50 0.05 0.47 0.83 1.13 0.54 0.06 0.44 0.66 1.30 0.61 0.06 0.36 0.64 1.25 0.61 0.05 0.40 0.86 1.15 0.60 0.05 0.42 0.78 1.25 0.67 0.06 0.38 0.72 1.10 0.45 0.07 0.45 0.80 1.20 0.5 2. Mehanske lastnosti čistega vara pri temperaturi (20°) Toplotna obdelava: napuščeno žarjenje: 720° C/30 minut — zrak Meja raztezka kp/mm2 Trdnost kp/mm2 Raztezek L = 5 d % Kontrak-cija % Trdota (HB) 57.8 66.9 22 66.9 217 229 56.5 67.5 22 67.1 217 229 48 58.1 20 68 223 229 65 72 20 64 223 223 51.7 61.0 21 65 217 217 51.1 61.2 22.0 53.7 217 223 58 66 22 66.4 217 — 227 56.8 64.2 22 72.2 57.4 65.1 22.0 69.3 54.6 62.3 22 66.0 56.7 64.8 22 68.7 55.7 63.6 22 67.3 Žilavost V-notch pri temp. 20 C° (kpm/cm2) 20°: 8.86, 7,75, 6.5, 11.25, 14, 16, 17, 17, 11.75, 16 16.4, 16.6, 17.2, 17.4, 6.2, 7,0, 7.8, 9.1, 14.8, 16, 17, 16, 17.5, 16.3, 15.6, 17.6, 16.0, 11.8, 11.0, 10,8, 10.5, 10, 10.8 (12—18) a) Mehanske lastnosti čistega vara pri temp. (20°) (poboljšano) Meja raztezka kp/mm2 Trdnost kp/mm2 Raztezek Kontrak- % *ja,o VNotch^ 51.5 51.5 59.5 60.5 26 30 69 71 21, 21.8, 21, 22 20, 21.9, 20.4 19.5, 22, 20 3. Mehanske lastnosti pri povišani temperaturi a) napuščeno Temp. »C Meja 0.2 kp/mm2 Meja raztez. kp/mm2 Trdnost ^aztef,k kp/mm2 L a 200 52.0 51.9 52.8 52.6 59.6 — 58.4 — 49.2 62.0 — 50.2 62.3 — 45.0 55.8 — 44.8 57.1 — 50.7 59.4 20.5 49.7 59.3 21.0 50.2 59.4 20.0 49.5 57.8 20.5 49.6 58.8 21.0 49.6 58.3 21.0 500 38.4 39.1 41.1 36.2 39.5 44.1 36.5 — 38.0 — 42.6 25,0 42.6 22,0 42.6 23.5 43,0 23.0 41.5 22.0 42.6 22.5 b) poboljšano Temper. °C Meja 0.2 kp/mm2 Meja raztez. kp/mm2 Trdnost kp/mm2 500 24.8 26.3 42.2 25.1 27.3 42,0 550 19.7 21.5 29.8 19.4 20.8 26.9 4. Mehanske lastnosti zvarnega spoja Za izdelavo zvarnega spoja je bila uporabljena pločevina kvalitete C 7400 (13 CrMo 44). Dolžina 350 mm, debelina 20 mm. Osnovni material je bil predgret na 250° C. Varjenje se je vršilo pri temp. ca. 250° C ves čas varjenja. Oblika zvara »V«. Kot 60—70°. 4. Mehanske lastnosti zvarnega spoja Meja raztezka kp/mm2 Trdnost kp/mm2 Upogib (teme) (stop) Upogib (koren) (stop) Mesto loma 35.2 50.4 140 140 v osnovi 37.8 51.3 140 140 v osnovi Žilavost zvarnih spojev V notch — kpm/cm2 a) zvar: 20°: 15, 16.2, 13, 14.7, 11.5, 11, 11, 11.2 b) toplotno vplivana cona: 20°: 16,7, 17, 15, 16.8, 17, 16, 16.2, 16, 16.1 5. Meritev trdot zvarnih spojev s podani na diagramu št. 2 EVB — 2 Cr Mo Pri elektrodah, tipa 2CrMo preiskujemo naslednje: Cisti var 1. mehanske lastnosti pri normalni temperaturi (20°) a) napuščeno b) poboljšano 300 46.0 47.0 400° 43.8 43.7 550 27.9 28.1 33.0 35.5 36.9 36.9 36.9 36,0 36.0 36.0 220 200 -T 180 H S 160 t! it KO 120 ✓ / / \ \ \ \ > / k \ S / J \ \ 20 16 12 8 4 0 4 8 12 16 20 Oddaljenost od sredine zvara v mm sm ■ ' V. -; ""EpC ' |lfc . V r •>r "jfj.. HI—«f v. '-t ..V. v 1 ■ ■■■ i^UlHEKSEi«' Struktura zvara (100:1) 2. Mehanske lastnosti pri povišani temperaturi (200—550°) a) napuščeno b) poboljšano Zvarni spoj 1. Mehanske lastnosti pri normalni temperaturi (20°) a) napuščeno b) poboljšano Postopek toplotne obdelave 1. Napuščanje: ogrevanje na temp. 700—760° C zadrževanje na temp. 30 minut, ohlajanje na 400—450 v peči, nato na mirujočem zraku 2. Poboljšanje: a) Kaljenje: ogrevanje na temp. 940—960° C zadrževanje na temp. 30 minut — ohlajanje na mirujočem zraku b) napuščanje: ogrevanje na temp. 740—760° C zadrževanje na temp. 30 minut — ohlajanje na 400—450° v peči in nato na mirujočem zraku. Linija spajanja (100:1) Rezultati izvršenih preiskav na elektrodi EVB 2 Cr Mo 1. Cisti var 1. Analiza čistega vara C Si Mn Cr Mo 0.04 0.57 0.86 2.30 0.94 0.09 0.40 0.70 2.25 1.0 0.06 0.23 0.67 2.85 1.02 0.07 0.43 0.86 2.65 1.08 0.07 0.40 0.78 2.53 1.15 0.08 0.38 0.87 2.55 0.94 0.07 0.49 0.88 2.80 1.24 0.08 0.40 0.81 2.33 0.89 2. Mehanske lastnosti čistega vara pri temperaturi 20° Toplotna obdelava: napuščeno 30 min — 760° C Meja raztezka kp/mm2 Trdnost kp/mm2 Raztezek % Kontrak-cija % Trdota (HB) 56.0 66.2 23.0 65.3 217 223 54.5 64.5 24,0 68.6 217 217 59.9 70.0 21.0 67.5 217 217 56.6 67.0 26,0 69.4 223 217 57.1 68.3 25.0 68.5 217 217 48.4 65.0 21.0 65.2 217 217 52.5 63.5 21.0 67.0 50.4 64.3 21.0 66.1 žilavost V-notch pri temp. 20° kpm/cm2 18.25, 18.25, 18.8, 15,0, 15.1 10.35, 16,0, 14,0, 12,0 17.9, 19, 18, 19.5 16.9, 18.5, 15.1, 10 2. Mehanske lastnosti čistega vara pri normalni temperaturi (20°) Toplotna obdelava: poboljšana 30'/960 in 30'/760 Meja raztezka kp/mm2 Trdnost kp/mm2 Raztezek % Kontrak-cija % 45,0 57 22 68 47 59 23 60 53 65 24 62 44 56 22 63 55 67 23 65 žilavost V-notch pri temp. 20° kpm/cm2: 20.4, 20.4, 22 20,0, 19.9, 16.0 16.7, 17.7, 19,1 Mehanske lastnosti čistega vara pri povišani temperaturi (200—550° C) a) toplotna obdelava: napuščeno Tempe °C Meja 0.2 kp/mm2 Meja raztezka kp/mm2 Trdnost kp/mm2 Raztezek % 200 45.1 47.0 45.7 48.0 53.2 56.0 18 300 41.5 47.2 43.3 48.1 51.4 54.6 400 41.4 42.0 43.2 43.5 50 52.0 — 43.5 51.4 18 — 43 51.3 18 51.4 18 53.3 18.5 54.0 18.5 53.7 18.5 57.6 16.0 55.4 19.0 54.1 17.0 59.4 20.0 60.0 18.0 500 29.5 35.6 40.0 28.5 34.0 39.0 32.0 38.0 41.5 35.0 37.6 36.0 38.1 35.5 37.9 34.7 37.6 34.5 38.7 34.6 38.2 600 11.2 12.8 10.0 15.9 17.1 19.1 23.5 24.5 26.5 — b. Toplotna obdelava: poboljšano Temp. Meja 0.2 kp/mm2 Meja raztez. kp/mm2 Trdnost kp/mm2 500 22.3 23.0 24.6 24.5 27.2 29.3 33.4 34.8 34.0 600 10.5 10.7 13.2 14.2 21.5 20.9 Mehanske lastnosti zvarnega spoja Pločevina: C 7401, (10Cr9.10) dolžina 350 mm, debelina 20 mm Oblika zvara: V« zvar kot 60—70° Osnovni material je bil predgret na 250° C. Varili smo pri temperaturi 250°. Meja raztezka kp/mm2 Trdnost kp/mm2 Upogib (teme) stop Upogib (koren) stop Mesto loma 43.2 44.3 42.1 41.2 ' 48.8 48.3 47.7 47.7 140° 140° 140° 140° 140° 140° 140° 140° v osnovi v osnovi v osnovi v osnovi žilavost zvarnih spojev V-notch pri temp. 20° (kpm/cm2) a) zvar: 14.7, 11.7, 8.7, 11.7 7.5, 5.6, 5,6, 6.5 43.3 44.2 44.4 44.3 46.2 38.2 41.2 49.0 45.0 550 28.0 27.0 300 260 Jr UQ O 220 -S »t 180 140 — s > ( S 4 / i \ \ — / f i i \ \ \ — V / v \ \ / / \ \ / / i— 20 16 12 8 4 0 4 8 12 16 20 Oddaljenost od sredine zvara v mm Struktura zvara (500:1) b) toplotna, vplivana cona: 16.5, 17.2, 20, 17.9 17,5, 18.7, 19.4, 18.2 Meritev trdot zvarnih spojev je podana na diagramu št. 3. Na osnovi izvršenih preiskav so lastnosti čistega vara za omenjene elektrode sledeče: EVB — Mo — lastnosti čistega vara 1. Orientacijska analiza C Si Mn Mo 0,08 0,50 0,08 0,50 2. Mehanske lastnosti pri temperaturi 20° Toplotna obdelava Meja raztez. kp/mm2 Trdnost kp/mm2 Raztezek % Kontrak-cija % nežarjeno 44—54 54—64 min. 22 ca. 65 normaliz. 32—40 45—53 min. 30 ca. 70 Linija spajanja (200:1) 3. žilavost — V notch nežarjeno: 20°: 12—18 kpm/cm2 0°: 9—14 kpm/cm2 ■ 20°: 7—12 kpm/cm2 ■40°: 5—10 kpm/cm2 4. Mehanske lastnosti pri višji temperaturi (nežarjeno) Temper. »C Meja raztez. (0.2) kp/mm2 Meja raztez. kp/mm2 Trdnost kp/mm2 200 min. 41 min. 43 min. 53 300 min. 39 min. 41 min. 51 350 min. 37 min. 39 min. 49 400 min. 34 min. 36 min. 46 450 min. 29 min. 31 min. 41 500 min. 24 min. 26 min. 36 Vrednosti se nanašajo na čisti var brez predhodne toplotne obdelave (nežarjeno) in predstavljajo minimalne vrednosti. Povprečne vrednosti so za 3—5 kp/mm2 višje. Namen uporabe: 1. Č 1206, Č 1207, Č 3133, Č 3105 (H III, H III A, 17 Mn 4, 19Mn5, H IV) 2. C 7100, ČL 7130 (15 Mo 3), GS 22 Mo 4 3. Visokotrdna jekla trdnosti do 65 kp/mm2 EVB — CrMo — Lastnosti čistega vara 1. Orientacijska analiza Si Mn Cr Mo 0,08 0,45 0,80 1,20 0,5 2. Mehanske lastnosti pri temperaturi 20° C Toplotna obdelava Meja raztez. kp/mm2 Trdnost Raztezek kp/mm2 % Zilavost V Notch kpm/cm2 napuščeno 48—58 58- -68 min. 20 12—18 poboljšano 38—48 48- —58 min. 25 15—22 3. Mehanske lastnosti pri višji temperaturi napuščeno: Temper. °C Meja raztez. (0.2) kp/mm2 Meja raztez. kp/mm2 Trdnost kp/mm2 200 min. 44 min. 46 min. 56 300 min. 42 min. 44 min. 54 400 min. 39 min. 41 min. 50 500 min. 34 min. 36 min. 44 550 min.26 min. 30 min. 37 poboljšano: 400 min. 25 min.28 min. 40 500 min. 22 min. 24 min. 34 550 min. 18 min. 20 min. 27 Vrednosti so minimalne. Povprečne vrednosti so ca. 3—5 kp/mm2 višje. Napuščanje: ogrevanje na temp. 720° — z zadrževanjem na temp. 30 minut, ohlajati na mirujočem zraku Poboljšanje: ogrevanje na temp. 930° — z zadrževanjem na temp. 30 minut, ohlajati na mirujočem zraku, ponovno ogrevati na temperaturi 720° — 30 minut in ohladiti na mirujočem zraku. Namen uporabe: 1. Jekla z garantiranimi mehanskimi lastnostmi pri višji temperaturi za izdelavo kotlov in cevi kakor tudi enake in sorodne jeklo litine, katerih obratovalna temperatura znaša do 530° C. N. pr. č 7400 (13 CrMo 44). 2. Za nizkolegirana jekla za poboljšanje in cementacijo. EVB 2 Cr Mo — Lastnosti čistega vara 1. Orientacijska analiza C Si Mn Cr Mo 0,08 0,45 0,70 2.3 1.0 2. Mehanske lastnosti pri temperaturi 20° C Toplotna ^ obdelava kp/mm2 Trdnost kp/mm2 Raztezek % Zilavost V notch kpm/cm2 napuščeno: 53—63 poboljšano: 43—53 63—73 54—64 min. 18 min. 20 min. 12 min. 15 3. Mehanske lastnosti pri višjih temperaturah (200—550°) a. napusceno Temp. Meja raztez. (0.2) kp/mm2 Meja raztez. kp/mm2 Trdnost kp/mm1 200° C min. 45 min. 47 min. 57 300 min. 42 min. 44 min. 54 400 min. 38 min. 40 min. 50 500 min. 32 min. 35 min. 43 550 min. 24 min. 28 min. 35 600 min. 12 min. 15 min. 25 b. poboljšano: 500 min.20 min. 25 min. 33 600 min. 10 min. 13 min. 21 Vrednosti so minimalne. Povprečne vrednosti so za 3—5 kp/mm2 višje. Napuščanje: ogrevanje na temperaturi 760° C z zadrževanjem na temperaturi 30 minut, ohlajati do temp. 400° v peči in nato na mirujočem zraku. Poboljšanje: ogrevanje na temp. 960° C in zadrževati na tej temperaturi 30 minut, ohladiti na zraku, ponovno žariti na temp. 760° z zadrževanjem na temp. 30 minut, ohlajati do temperature 400° v peči in nato na mirujočem zraku. Namen: Za jekla z garantiranimi mehanskimi lastnostmi pri višji temperaturi in jekla, odporna proti atmosferi vodika, za delovne temperature do 550° C. N. pr. C 7401 (10 Cr Mo 9.10). čisti var je tudi odporen proti tvorbi škaje in slabo oksidira-joči atmosferi do 600° C. 2. Za paro vode. 3. Za jeklolitine, enake in sorodne sestave. PREDPIS TOPLOTNE OBDELAVE PRI VARJENJU Z EVB — Cr Mo IN EVB 2 Cr Mo 1. Predgrevanje: je odvisno od debeline pločevine in od vsebnosti kroma. Pri dimenziji do 12 mm predgrevamo do 200° C. Z naraščanjem dimenzije nad 12 mm ali z naraščanjem vsebnosti kroma je treba dvigniti temperaturo predgrevanja na 300—350° C. Izbrana temperatura predgrevanja mora ostati ista ves čas varjenja in se ne sme zmanjšati. ne sme biti cona, ki je podvržena toplotni obdelavi, ožja od 50 mm. Po napuščanju je potrebno material zelo počasi ohladiti na 450° C na mirujočem zraku, v peči ali pokriti z azbestom in nato na mirujočem zraku. Zaključek: Podani so bili rezultati preiskav čistega vara in zvarnih spojev elektrod EVB-Mo, EVB-CrMo in EVB 2 CrMo proizvodnje železarne Jesenice, namenjene za varjenje jekel, ki se uporabljajo za delovne temperature do 600° C. Iz rezultatov je razvidno, da elektrode popolnoma odgovarjajo svojemu namenu. Elektrode imajo tudi dobre varilnotehnične lastnosti in jih je mogoče uporabljati za vse položaje varjenja, razen od zgoraj navzdol. Preizkušene so bile tudi pri Zavodu za varjenje v Ljubljani in pri klasifikacijskem društvu LR— Toplotna obdelava po varjenju Možno jo je izvesti takoj po varjenju. Na splošno se uporablja napuščno žarjenje, in to za CrMo jekla z 1.5 % Cr pri 720°C, za jekla z 2—5 % Cr pa pri 760° C. Čas napuščanja je odvisen od dimenzije in je ca. 1—1.5 h za vsakih 25 mm debeline. Širina napuščne cone, to je cone za toplotno obdelavo, mora znašati minimalno 6 x debelina pločevine na obe strani zvara. Vendar pa Literatura Seferjanov: Secheron: DIN-norme: DIN-norme: Thyssenrohr: Dtisseldorf Stahl-Eisen: Metalurgija zavarivanja Fachblatt fiir den Schvveisser 1963/X 4 Teil A — 1967 Schweisstechnische Normen 1969 Stahl fiir die Chemie Werkstoffblatt 590—61 Primerjava z drugimi proizvajalci Jesenice EVB Mo EVB-CrMo EVB-2CrMo Oerlikon Molykord Kb Cromokord-Kb Cromokord II Bohler FOX DMO-Kb FOX-DCMS-Kb FOX-CM 2 Kb Arcos Ductilend Mo Chromend L-l Chromend L 2 Kestra Kb-Mo Kb-Cromo Kb-Cromo 2 Phonix SH-Schwarz 3 K SH-Kupfer 1 SH-Chromo 2KS Philips-Peng KV-2 KV-5 KV-3 Esab OK-D2 OK-V1 OK-V2 Smit SL-12 SL-19 SL-20 Messer Gr. N-1K N-2K N-3K Secheron Molytherme Cromotherme 1 Cromotherme 2 ZUSAMMENFASSUNG Fiir das Schvveissen vvarmfester Stahle werden solche Elektroden vervvendet, bei denen die Zusammensetzung des Schweissgutes ahnlich der des Stahles ist. Es werden sowohl die rutilsaueren als auch die basischen Elektroden verwendet. Die Anwendung der rutilen Elektroden wird jedoch wegen der schlechteren mechanischen Eigenschaf-ten und wegen dem hoheren Wasserstoffgehalt im Schvveissgut nicht empfohlen. Wenn aber diese schon angevvendet werden, dann sind dem Gebrauch bestimmte Grenzen gesetzt. Es vverden sonst nur basische Elektroden gebraucht. In der Elektrodenfabrik der Hiittenwerke Jesenice wurden fiir das Schvveissen vvarmfester Stahle drei neue Elektroden EVB Mo, EVB CrMo und EVB 2 CrMo entwickelt und in den Produktionsprogramm eingefiihrt. Die Elektroden sind basisch mit einem Ausbringen von ca 115 °/o. Im Artikel sind die Ergebnisse der Untersuchungen am Schweissgut und der Schweissnaht dieser Elektroden bei 20° C und bei den Temperaturen von 200 bis 550° C angegeben. Auch der Zvveck der Anwendung ist angegeben. Zusatzlich ist zu den Untersuchungen der Elektroden auch die Technologie des Schweissens der warmfesten Stahle bei hoheren Temperaturen beschrieben. Auch eine Ubersicht iiber die Stahlsorten der vvarmfester Stahle ist angegeben. SUMMARY Electrodes which gave similar composition of the weld as it is of the basic steel are used for vvelding steels vvith guaranteed mechanical properties at higher tempe-ratures. Basic or rutile electrodes are used for these purposes. But rutile electrodes are not recommended due to poorer mechanical properties and higher hydrogen content in the weld. If they are used there are certain restrictions. Only basic electrodes are really recommended for vvelding such steels. Three new electrodes EVB Mo, EVB CrMo, and EVB 2 CrMo were introduced into the production program of Jesenice ironvvorks for welding steels vvith guaranted mechanical properties at higher temperatures. They are basic electrodes vvith about 115 % yield. In the paper investigation results of pure weld and junctions of these electrodes at 20° C and 200 to 550°C are given. Also their applicability is given. As a supplement to the electrode investigations the vvelding technology of steels vvith guaranteed mechanical properties at higher temperatures, and the review of single steel qualities are described. 3AKAIOTEHHE AA3 CBapKH CTaAH C rapaHTHpOBaHHhIMH MeXaHHopomobkh, xhmh-HecKoS o6pa6oTKe n0BepxH0CTH OTAHBKa, TepMmecKofl o6pa6oTKH a TaKHce nopoKOB KOTopbie noHBAaioTCH bo BpeMH hx ynotpe6aehhh. Ormcanan nopoAa irpeACTaBAaeT HMeHHO tot bha n0p0K0B, K0T0pLie nacTO noHBAHioyTCH Ha H3AeAiiax H3 AerKiix MeTaAAax. BoAbiinaa ccackuiih MaiepHHAa mto KacaeTca enehh^h^HoeTH vnorpeG-AeHHH a TaKJKe h onTHMaALHoeTH Ka^ecTBa VKaii.riiaeT na Heo6xoAH-moctl irpiiMeHeHHH 6oAee mHpoKora cneKTpa MaTepnaAa b oahom h3acahm. Il03T0My, HCKyCCTB6HHO ot CTOpOHbl TeXHOAOrOB nOCTaBAeH-Hbie Sapbepu Me>KAY OTAeAbHMMH MeTaAAaMH Bce 6oAee H OoAee ocAaSeBaei n BeAeT k yHH /I vft kjer je povprečje le po valovnih funkcijah elektrona. Prvi kontaktni člen v glavnem prispeva k hiperfini razcepitvi jedrskih energijskih nivojev in ga zapišemo tudi v obliki: •^kont — 8 TI yeh kjer je (0)|2 *(0) Teh ¥(0) t V u = Vkk =Vn = 0 kjer je V električni potencial. V tabeli 1 so poleg kemijske sestave 5 vrst jekel podani parametri Mossbauerskih spektrov in povprečna efektivna magnetna polja na mestu železovega jedra pri sobni temperaturi. Zaradi slabe ločljivosti so izmerjena le povprečja in maksimalne ter minimalne vrednosti magnetnega polja na mestu železovega jedra. Če izpišemo hamiltonian za magnetno interakcijo v obliki: 3 kjer pomeni e elektron, ; pa jedro, prvi člen v zavitem oklepaju predstavlja Fermijevo kontaktno interakcijo in je od nič različna le za sisteme s končno verjetnostjo s elektronov na mestu jedra, drugi člen pa dipolno interakcijo jedra z zu- gostota nesparjenih s elektronov na mestu jedra. Pri železu in zlitinah 3d elektroni pola-rizirajo s elektrone in je doprinos zaradi kontaktne interakcije k efektivnemu polju « 300 kG, drugi člen Hl— yh pa prispeva le do ~ 70 kG. V naših vzorcih lahko ločimo po pet neekvi-valentnih železovih jeder glede na lokacijo v fazi oziroma sosede v kristalni mreži posamezne faze. V vzorcih 1, 2 in 3 po štiri, in po pet v vzorcih 4 in 5. Ferit a, to je metalurška oznaka za železo z nizko vsebnostjo ogljika (prostorsko centrirana kristalna mreža železa) je prisoten v vseh vzorcih. Vmes so vrinjene spojine kot železov karbid, ki se izločijo pri ohlajanju jekla. Tega najdemo pri vseh merjenih jeklih. Železo prehaja pri ohlajanju čez več možnih faz, ki lahko tvorijo mikrostruktu-ro jekla. Elementi kot Cr, Mn, Ni, Ti in drugi pa legirajo posamezne faze, torej zamenjajo v kristalni mreži železo. Značilno za vseh pet vzorcev je torej, da vsebujejo ferit a in 5 ter karbide; vzorec štiri pa še martenzit, ki je karakteriziran s tetra-gonalno prostorsko centrirano mrežo. Ustrezne faze je potrdila tudi predhodna metalografska preiskava2. Zaradi dodanih legirnih elementov pa imajo v posameznih fazah železovi atomi različne okolice, ki spremenijo velikost efektivnega polja na mestu železa, kar se izraža v dodatnih absorpcijskih črtah, ki so prav izrazite na skrajnih zunanjih delih merjenih spektrov. Vsaka vrsta sosedov ima specifičen doprinos pri spremembi efektivnega magnetnega polja, ki se običajno se- Tabela 1 — Mdssbauerjevi parametri vzorcev feritnih jekel 1—5 pri sobni temperaturi. Izomerni premiki so podani glede na težišče spektra ferita a. Kemijska analiza v utežnih procentih je povzeta iz literature2. št. vz. C Cr Ni Mn Mo Ti Si P S % e (mm/s) 5 (mm/s) Bpovp (KG) Bm„ (KG) Bmin (KG) 1 0,16 9,72 0,765 2.10 0.38 0,015 0,01 0,01 ± 0,05 0,01 ± 0,05 300 ± 4 333 ± 8 252 ± 8 2 0,16 13,24 0,765 2.12 0.38 0,015 0,01 0,05 0,01 276 298 246 3 0,16 13,20 0,765 3.20 0.38 0,015 0,01 0,03 0,04 281 295 250 4 0,16 13,72 3,66 0,765 3.20 0.38 0,015 0,01 0,06 0,02 282.7 303 257 5 0,16 13,20 3,44 0,765 3.12 0.22 0.38 0,015 0,01 0,01 0,04 278.5 301 270 1,00 0,95 0,90 0 85 0,80 > T = 795 "C T = 699'C T = 683 "C T=6S8'C T = 532°C T= 3U 'C T=228"C -4-2 O 2 relativna hitrost (mm/s) rizacija notranjih elektronskih obel ne spremeni, je zmanjšanje efektivnega magnetnega polja možno pripisati izmenjalni interakciji z vrzeljo v mreži magnetnih ionov železa preko 4s prevodnega pasu5. Kontaktna Fermijeva interakcija ni posledica samo polarizacije notranjih zaključnih s obel po 3d elektronih, ampak tudi 4s prevodnih elektronov. Tu moramo razlikovati polarizacijo zaradi izmenjave s 3d elektroni podobno kot velja za zasedene notrajne s lupine. Upoštevati je treba tudi mešanje 4s elektronov s 3d elektronskim pasom. Na podlagi naših analiz smo prišli do zaključka, da legirni elementi znižajo povprečno efektivno magnetno polje na mestu železovega jedra, podobno kot ogljik pri ogljikovih jeklih6. Za naše vzorce so možne le okvirne kvalitativne primerjave. Korelacija s kemijsko analizo je praktično nemogoča glede na podobne doprinose posameznih elementov. Seveda velja pripomniti, da je med posameznimi vzorci, ki smo jih preiskali zelo majhna razlika v sestavi in mikrostrukturi posameznih faz, tako da izmerjeni spektri potrjujejo občutljivost metode. Mossbauerjevi spektri, merjeni pri raznih temperaturah, so dani v sliki 2. Iz spektrov je razvidno, da se z višanjem temperature pojavljajo vedno manjše razcepitve, tako da dobimo pri temperaturi 699° C le še eno črto. Razceptive se zmanjšujejo zaradi pojemajočega efektivnega notranjega magnetnega polja na mestu železovega jedra z naraščajočo temperaturo, kot je razvidno iz tabele 2. Pri temperaturi 699° C — Curijevi temperaturi — magnetno polje v celoti izgine, magnetna urejenost preide v paramagnetno stanje. V merjenih spektrih se je pokazalo, da obstaja več Curiejevih temperatur v območju nekaj stopinj, ki ustrezajo posameznim fazam jekla. Zaradi omejene natančnosti regulacije temperature (± 10° C), smo lahko določili le povprečno vrednost Curiejeve temperature, ki znaša 699° C. V spektrih posnetih v temperaturnem območju do 700° C se niso pojavile dodatne črte, ki bi kazale na nastanek novih faz. Tudi avstenitne faze nismo nikjer zasledili. Tabela 2: Velikosti povprečnih notranjih magnetnih polj in izomernih premikov pri raznih temperaturah v vzorcu št. 5. Slika 2 Mossbauerjevi spektri za jeklo št. 5 pri raznih temperaturah. Izvor 5'Co v Pt je na sobni temperaturi. števa glede na število legirnih atomov. Seveda pa elektronska struktura posameznega elementa vpliva tako lokalno kot tudi na večje razdalje. Na primer, če dodajamo Si, pri katerem se pola- T [<>C] g„ [mm/s] g, [mm/s] A E [mm/s]Bpmp [KG] —190 3,61 ±0,05 2,10±0,05 305 + 4 + 0,15±0,05 20 3,54 2,08 299 0,05 98 3,30 1,94 279 —0,1 228 3,10 ± 0,1 1,82 262 + 8 -0,2 344 2,90 1,71 245 —0,2 445 2,84±0,15 1,68 240 —0,3 532 2,65 1,57 224 ±15 —0,4 658 1,94 — 164 ±20 -0,4 683 1,40 — 118±30 —0,4 699 0 — 0 —0,7 ±0,05 Na sliki 3 je prikazana odvisnost izomernega premika A E za vzorec 5 kot funkcijo temperature. Definiran je glede na čisto železo in s povišano temperaturo približno linearno raste v negativni smeri do faznega prehoda v paramagnetno fazo, kjer doživi skok. Glede na negativni predznak A R AE ( mm/s) orbital na mestu železovega jedra v vzorcu št. 5. če primerjamo ta podatek s tem da se manjša hiperfino magnetno polje z višanjem temperature, pridemo do zaključka, da je izomerni premik merilo za gostoto s elektronov na mestu jedra, medtem ko je hiperfino magnetno polje odvisno od spinsko nesparjenih polariziranih s elektronov. Slednji z rastočo temperaturo padejo tako kot mag-netizacija, ki je rezultat izmenjave v mrežici spinov feromagnetne faze. -0,5 - -100^^0" 100 200 300 400 500 S 00 700 800 l'C 1 Slika 3 Izomerni premiki vzorca 5 v odvisnosti od temperature. to pomeni, da je gostota s elektronov v vzorcu številka 5 večja kot v feritu a in da se stalno veča z višanjem temperature. Na podlagi tega lahko sklepamo, da z višanjem delokalizacije 4s elektronov dobimo večjo gostoto zaključenih notranjih s Literatura: 1. Gunther K. VVertheim, Mossbauer Effect: Principles and Applications, Academic Press, New York and London (1968), 49—84. 2. T. Perme, Dj. Krstič in F. Vodopivec, Meritve toplotne prevodnosti in električne upornosti visokolegiranih feritnih jekel, IJS Poročilo P-245 (1969). 3. D. W. Crist and P. M. Giles, Mossbauer Effect Methodo-logy 3, 37, Edited by I. J. Gruverman, Plenum Press New York (1967). 4. D. Hanžel, Osnove Mossbauerjeve spektroskopije in raziskave hiperfine strukture nivoja energije 14.4 keV v nekaterih železnih spojinah, NIJS Poročilo P-212 (1967). 5. M. B. Stearms, Spin density oscillations in ferromagne-tic alloys. Localized solute atoms: Al, Si, Mn, V and Cr in Fe. Phys. Rev. 147, 439 (1966). 6. W. E. Sauer and R. J. Reynik, Mossbauer Effect Metho-dology 4, 201, Ed. I. J. Gruverman, Plenum Press, New York 1968. ZUSAMMENFASSUNG Im Artikel werden die Untersuchungen der ferritischen Stahle mit der Mossbauerspektroskopie an fiinf Proben welche verschiedene Konzentrationen der Legierungsele-mente Cr, Ni, Mn, Mo und Ti enthalten behandelt. Aus dem gemessenen kompleksen Spektrum sind die hiper-feinen Interaktionen des Eisenkernes 57 bei der Raum-temperatur bestimmt worden. Trotz kleinen Unterschieden in der chemischen Zusammensetzung der Proben ist es aber moglich schon aus der Form der Spektren diese qualitativ nach den einzelnen Gefiigebestandteilen und Phasenumwandlungen die Eisen enthalten, zu trennen. Unsere quali'ative Identifizierung stimmt mit den entspre- chenden metallographischen Untersuchungen vollig uberein. Auf einer Probe des ferritischen Stahles ist auch die Abhangigkeit des Mossbauerspektrums von der Temperatur im Bereich von —190° C bis 800° C verfolgt worden. Aus den Spektren ist dann die Grosse des Innenmagnet-feldes im Eisenkern und der Temperaturubergang aus der krommagnetischen in die paramagnetische Phase (699° C) bestimmt vvorden. In keinem der gemessenen Spektren der angewendeten Proben aus ferritischem Stahl fanden wir die Absorbtions-linien, welche der paramagnetischen Phase, dem Austenit, entsprechen wiirde. SUMMARY Investigations of five samples of ferritic steels vvith various concentrations of alloying elements as Cr, Ni, Mn, Mo, and Ti by Mossbauer spectroscopy are given in the paper. From the measured complex spectra hyperfine interactions of iron 57 nucleus at room temperature vvere determined. Though the chemical composition of samples varied very little they can be qualitatively distinguished already by the shape of spectra according to single structure phases and phase transitions vvhich contain iron. Our qualitative phase identification is in complete agre-ement vvith corresponding metallographical analyses. Relationship betvveen the Mossbauer sprectrum and the temperature in the range betvveen — 190° C to 800° C was studied on one sample of ferritic steel. From spectra the magnitude of the internal magnetic field on the spot of iron nucleus, and the transition temperature from ferromagnetic into paramagnetic phase (699° C) vvere determined. None of the measured spectra of the mentioned ferritic steel samples gave the absorption line corresponding to the paramagnetic phase — austenite. 3AKAK>qEHHE B CTaTfae onncanbi HccAeAOBaHHa BtmoAHeHbie c o6pa3iiaMH d>eppHTHHX CTaAeit npH noMom« Mossbauer-OBOii cneKTpocKorara. B33TM MTb o6pa3UOB CT3AH C pa3AHHHbIM coAepataHHeM AeriipOBaH-Hbix 3AeM6HTOB Cr, Ni, Mn, Mo h Ti. nph HSMepeHHH KOMnAeKCHbix cneKTpoB onpeAeAeHbi CBepxTOTOHKiie B3anMOAeHCTBna flApa }KeAe3a j / npii KOMHaTHOH TeMn-pbi. Hec.uoTpa Ha BecbMa He3HaMHTeAbHbie pa3HHUbi XHMHHecicora cocTaBa 06pa3U0B nx mojkho corAacHO oTAeAb-HbIX CTpVKTVpHbIX <}>a3 H H3MeHeHHH 4ia3 KOTOpaH coAep)KHT aopMH cneKTpoB. 3Ta Kaye-CTBeHHaa HAeHTHijraKauHH 4>a3 noAHOCTbio coBnoAaeT c cootbctctby- ioujhm MeTaAAorpaHMecKHM aHaAH30M. Ha oahom H3 06pa3U0B (|>eppHTHOH CTaAH Ha6AiOAaAH 3aBHCHM0CTb Mbssbauer-OBor cneKTpa ot TeMn-pu b HHTepBaAe —190—800° u. H3 cneKTpoB onpeAeAeHa BeAHMHHa BHyTpeHnora MarHHraora noAa Ha noAoaceHHH HApa >KeAe3a a TaKJKe h TeMn-pa npeBpameHH« H3 eppoMarHHTHoft a3bi b napaMarHHTHyio 4>a3y (699° u). Ha HcnuTaeMbix o6pa3uax 4>eppHTHott CTaAH npn H3MepeHHH cneKTpoB aScopSnuoHHbie ahhhh KOTopue c00TBeTCTByi0T napaMar-hhthoh a3bi t. e. aycTeHHTy He o6Hapy>KeHbi. Dr. Milan Dular, dipl. inž. FNT Ljubljana DK: 543.42 ASM/SLA: S 11 g Določevanje cianida v galvanskih odpadnih vodah Na sintetiziranih alkalijskih kompleksnih cianidih smo proučevali dva destilacijska postopka. Enega za določevanje celotne množine cianida v odpadnih vodah, drugega pa za kontrolo čiščenja galvanskih odpadnih vod s klorom in hipoklori-tom. Eksperimentalno smo ugotovili, da z destilacijo po obeh postopkih ne dosežemo popolne sprostitve HCN iz kompleksnih cianidov, vendar smatramo, da je destilacijski postopek pri pH 5,2 do 5,5 z ozirom na natančnost, ki je zaželena, primeren za kontrolo čiščenja galvanskih odpadnih voda. Poleg prostega cianida so v galvanskih odpadnih vodah lahko tudi kompleksni srebrov, bakrov, železov, nikljev, cinkov in kadmijev cianid. Kompleksi so stabilni, zato so nekateri teh kompleksov celo pri večjih množinah v vodah skoraj nestrupeni. Kot mejo strupenosti za prosti CN~ navajajo koncentracijo cianida do 0,02 ppm (1). Za analizo celotne množine cianida v odpadnih vodah uporabljamo destilacijo (2), kjer razkrojimo preiskovano raztopino z MgCl2, HgCl2 in H2S04 (pH od 0 do 2) in destiliramo nastali prosti HCN v raztopino NaOH ter ga v tej raztopini volumetrično ali fotometrično določimo. Tak postopek destilacije pa ni primeren za ocenjevanje kvalitete postopka za čiščenje galvanskih odpadnih vod s klorom ali hipokloritom. Pri tovrstnih postopkih se razkroje alkalijski cianidi in kompleksni cianidi Cu, Cd, Ni in Ag, medtem ko se ne razkroje železovi kompleksni cianidi. Za kontroliranje čiščenja bi bila ustrezna metoda, ki bi omogočala razlikovanje bakrovega, nikljevega, cinko-vega, srebrovega in kadmijevega od železovega kompleksnega cianida. Do nedavnega pogosto predlagana metoda (3) destilacije cianovodikove kisline z vinsko kislino ni ustrezala, ker je koncentracija cianida v destilatu odvisna tudi od vrste kovinskega kompleksnega cianida. Novejši rezultati (4) nakazujejo, da se želenim zahtevam najbolj približa destilacijski postopek pri pH 5,2 do 5,5. Pri tem postopku pretvorimo s cinkovim acetatom železov kompleksni cianid v težko topno spojino, s kalijevim bikromatom pa pretvorimo (Cu1) v lažje razkrojljivi (Cu11) kompleksni cianid. S tem postopkom razkrojimo vse omenjene kovinske kompleksne cianide razen železovega. Zaradi predvidenega nepopolnega razkroja alkalijskih kompleksnih kovinskih cianidov smo proučevali dva destilacijska postopka. Enega za določevanje celokupnega cianida (2), drugega pa za kontrolo čiščenja galvanskih odplak (4) s klorom ali hipokloritom. Destilacijo oziroma razkroj alkalijskih kompleksnih kovinskih cianidov smo študirali na spojinah, ki smo jih sintetizirali (5). Med določitvenimi metodami so najpomembnejši volumetrični in fotometrični postopki. Pri naših raziskavah smo se omejili na jodometrično (6) in kompleksometrično (7) določevanje cianida. Za določitev mikrogramskih množin pa smo izbrali fotometrične postopke: a) Določevanje cianida s kloraminom T v prisotnosti piridina (8,9) b) Določevanje cianida z dimedonom (10,11) c) Določevanje cianida z l-fenil-3-metil-5-pira-zolonom in bis-pirazolonom (12,13) d) Določevanje cianida z variamin modrim (14) Eksperimentalni del Volumetrične metode, ki smo jih reproducirali so se ujemale s podatki v literaturi (6,7) in jih zato priporočamo za analizo HCN. S temi postopki smo standardizirali raztopino HCN, ki nam je služila za ocenitev fotometričnih postopkov. a) Določitev cianida s kloraminom T in piridinom Postopek temelji na nastanku rumeno obarvane cianidne raztopine s kloraminom T v prisotnosti piridina in merjenjem intenzitete pri 430 nm. Beerov zakon velja v območju 4—16 ppm. Občutljivost: e = 3400 pri 430 nm. Meritve moramo izvesti po 10 minutah. V kolikor ne določujemo cianida v destilatih nastanejo pozitivne napake v prisotnosti bisulfata, nitrita in borata pri koncentracijah, ki so večje od 40; 200 in 60 ppm. Reakcijo motijo tiosulfat, jodid, sulfit, bisulfit in arzenit pri koncentracijah, ki so večje od 1; 1; 20; 100 in 5 ppm. Zaradi motenj priporočamo destilacijo. Reagenti: A. Standardna raztopina KCN B. 10 % vodna raztopina piridina C. 0,1 N raztopina kloramina T v vodi Postopek: Raztopini cianida dodamo 1 ml 10 % vodne raztopine piridina in 1 ml 0,1 N raztopine kloramina T. Po dodatku reagentov raztopino dobro premešamo in dopolnimo z vodo do 10 ml in po 10 minutah merimo absorpcijo pri 430 nm v 1 cm kivetah. b) Določevanje cianida z dimedonom Metoda temelji na pretvorbi cianida v klor- cian, ki reagira z raztopino dimedona v piridinu tako, da dobimo vijolično obarvanje, stabilno pri pH = 7, katerega intenziteto merimo po 30 minutah pri 580 nm. Občutljivost: e = 48000. Zaradi številnih interferenc je nujna predhodna destilacija. Reagenti: A. Standardna raztopina KCN B. 1 % raztopina kloramina T v vodi C. 3 % raztopina dimedona v 30 % piridinu Č. Fosfatni pufer: 29,63 ml 0,1 N NaOH 50,00 ml 0,1 M KH2P04 20,37 ml H20 Postopek: Raztopino cianida razredčimo s sveže prevreto vodo do približno 40 ml, dodamo 5 ml puferne raztopine ter 1 ml 1 % raztopine kloramina T. Dobro premešamo in po 1 minuti dodamo 3 ml raztopine dimedona. Ponovno dobro premešamo. Po 10 minutah razredčimo na 50 ml ter po 30 do 35 minutah izmerimo intenziteto nastale barve. c) Določevanje cianida z l-fenil-3-metil-5-piro-zolonom in bis-pirazolonom Metoda temelji na reakciji med cianidom, klor-aminom T, l-fenil-3-metil-5-pirazolonom in bis-pi-razolonom pri pH 6-7. Pri reakciji se raztopina modro obarva. Intenziteto merimo po 30 minutah pri 630 nm. Občutljivost: e = 240000 pri 630 nm. Reagenti: A. Standardna raztopina KCN B. Raztopina I.: 0,5 g l-fenil-3-metil-5-pirazolona raztopimo v 200 ml vroče destilirane vode in mešamo dokler se ne ohladi na sobno temperaturo. Raztopina II.: 0,025 g bis-pirazolon-3,3'-dimetil--1,1 '-dif enil-( 4,4'-bis-2-pirazolon) -5,5 '-diona raztopimo v 25 ml piridina in mešamo nekaj minut. Raztopino pripravimo vsak dan svežo. Č. Raztopina III.: 125 ml raztopine I zmešamo z vso raztopino II. D. Raztopina kloramina T: 1 g kloramina T raztopimo v 100 ml destilirane vode. Reagent si pripravimo vedno svež. Postopek: Raztopino, ki vsebuje 0,2 do 1 p. CN~ po potrebi nevtraliziramo z CH3COOH (1+4) do pH 6—7. Nato dodamo 0,25 ml raztopine kloramina T in dobro premešamo. Po 1 minuti dodamo 15 ml raztopine III in razredčimo do 50 ml. Raztopini, ki se obarva modro, izmerimo ekstinkcijo po 30 minutah v 1 cm kiveti pri 630 nm. d) Določitev cianida z variamin modrim Ako imamo v cianidni raztopini dvovalenten baker in redoks indikator lahko s spremembo bar- ve indikatorja ugotovimo množino cianida. Ta reakcija je bila v literaturi predlagana za dokaz in za fotometrično določevanje cianida. Poleg različnih redoks indikatorjev, kot so benzidin, p-di-aminodifenilamin itd., se je izkazal kot najprimernejši za fotometrično določitev cianida variamin modro. Intenziteto barve, ki se stabilizira po 30 minutah izmerimo pri 530 nm. Občutljivost: e= 13000 pri 530 nm. Kot pri prej navedenih postopkih je tudi nujna predhodna destilacija HCN. Reagenti: A. Standardna raztopina KCN B. Raztopina CuS04: 0,9822 g CuS04. 5H20 raztopimo v 250 ml vode C. 0,01 % raztopina variamin modrega. 10 mg variamin modrega (baze) raztopimo v 2 ml 0,1 M ocetne kisline in razredčimo na 100 ml. Postopek: Raztopini cianida (4—45 iig) dodamo 5 ml variamin modrega in 2 ml raztopine bakrovega sulfata ter dopolnimo z vodo do 50 ml. Po 30 minutah merimo ekstinkcijo vijolične barve pri 350 nm v 1 cm kivetah. Rezultati in diskusija Pri analizi raztopin, ki vsebujejo poleg prostega cianida tudi slabo disociirane kompleksne cianid-ne spojine, je potrebna predhodna destilacija HCN. V ta namen smo večkrat reproducirali ob enakih delovnih pogojih dve vrsti destilacij. Eno za določevanje celokupnega cianida (2), drugo pa za kontrolo čiščenja galvanskih odpadnih vod (4) s klorom ali hipokloritom. Za razliko od prvega, se pri drugem destilacijskem postopku ne razkroji železov kompleksni cianid. Oba destilacij ska postopka HCN smo študirali na sintetiziranih alka-lijskih kompleksnih cianidih (5). Rezultate, ki predstavljajo povprečno vrednost treh do petih destilacij po obeh postopkih prikazuje tabela 1. Tabela 1 Kompleksna spojina (zatehta 50 mg) Postopek z MgCL, HgCL, H2S04, pH=0—2 (2) % HCN Postopek z Zn(CH3COO)2 RCnO,, pH=5,2—5,5 (4) % HCN K2 [Cd(CN)4] 98,9 98,3 K2 [Zn(CN)4] 94,4 95,0 K3 [Cu(CN)4] 93,5 80,7 K2 [Ni(CN)4] . H20 76,0 70,7 K4 [Fe(CN)J . 3H20 97,3 0,5 Rezultati potrjujejo domnevo, da z destilacijo po obeh postopkih ne dosežemo popolne sprostitve HCN iz kompleksnih cianidov. Medtem, ko je pri večini oddestilirane nad 90 % HCN, pa tega ne dosežemo pri analogni nikljevi in bakrovi spojini. Zaradi rešitve problema sprostitve HCN iz kompleksnih cianidov smatramo, da bi bilo umestno raziskati nepopoln razkroj nikljeve in bakrove kompleksne spojine, še prav posebno se nam zdi rešitev tega problema aktualna, ker sta bakrenje in nikljanje zelo pogosta galvanska procesa. Kljub temu pa smatramo, da bi bil destilacij ski postopek (4) primeren z ozirom na natančnost, ki je zaželena pri kontroli čiščenja galvanskih odpadnih vod. Množino oddestilirane HCN smo kontrolirali z jodometrično (6) in kompleksometrično metodiko (7). Uporabljeni volumetrični metodi smo predhodno reproducirali, pri čemer smo ugotovili skladnost z literaturnimi podatki, zaradi česar ne navajamo rezultatov. Za določevanje mikrogram-skih množin pa smo reproducirali štiri različno občutljive fotometrične postopke. Na ta način smo razširili koncentracijsko območje, ki ga po volu-metričnih postopkih ni mogoče zajeti. Z izbiro enega izmed štirih fotometričnih postopkov lahko določimo cianid od 0,004— 16 ppm. In sicer: Z l-fenil-3-metil-5-pirazolonom in bis--pirazolonom od 0,004—0,02 ppm, z dimedonom od 0,05—0,4 ppm, z variamin modrim od 0,08 do 0,9 ppm in s kloraminom T in piridinom od 4 do 16 ppm. Rezultati analiz fotometričnih postopkov predhodno standardiziranih raztopin cianida so pokazali, da dobimo v posameznih koncentracijskih območjih ponovljive vrednosti. V bolj razredčenih raztopinah cianida (<0,05 ppm) pa so rezultati prenizki, in so verjetno posledica prisotnosti ogljikove kisline, katera izpodrine HCN iz raztopin. Temu pa se pri običajnih eksperimentalnih pogojih le težko izognemo na preprost način. Literatura 1. Meinck, F., Stooff, H., in H. Kohlschiitter: Industrie-Abvvasser, 3. Auflage. Stuttgart: Gustav Fischer Verlag 1960 2. VVelcher, F. J., Standard Methods of Chemical Analysis, Volume Two, Part B. London: D. Van Nostrand Com-pany, Inc. 1966 3. Haase, L. W., Deutsche Einheitsverfahren zur Wasser-, Abvvasser- und Schlammuntersuchung, Weinheim: Verlag Chemie. GMBH 1954 4. Buchsteg, W., Kallvveit G., in F. Dietz: Z. Anal. Chem. 200, 54 (1964) 5. Brauer, G.: Handbuch der Praparativen Anorganischen Chemie, II. Bd, Stuttgart: Ferdinand Enke Verlag 1960 6. Schulek, E.: Z. Anal. Chem. 62, 337 (1923) 7. Huditz, F., in H. Flaschka: Z. Anal. Chem. 136, 185 (1952) 8. Desmukh, G. S., in Tatwawadi, S. V.: J. Sci. Ind. Res., India, 19 (6) 159 (1960) 9. Analyt. Abstr. (8), 971 (1961) 10. Kratochvil, V., Cool. Czech. Chem. Comm. 25, 299 (1960) 11. Analyt. Abstr. (7), 3697 (1960) 12. Epstein, J.: Analvt. Chem. 19, 272 (1947) 13. Kruse, J., in M. G. Mellon: Analyt. Chem. 25, 446 (1953) 14. Gregorovvicz, Z., in F. Buhl: Z. Anal. Chem. 187, 1 (1962) ZUSAMMENFASSUNG Neben dem freien Zyanid konnen in galvanischen Abvvassern auch die komplexen Silber, Kupfer, Eisen, Nickel, Zink und Kadmium Zyanide auftreten Fiir die Analyse der gesamten Zyanidmenge in den Abvvassern wird die Destillation angewendet. Die untersuchte Losung vvird durch MgCl2, HgCl, und H2S04 (pH von 0 bis 2) zersetzt und der entstehende freie HCN in eine NaOH Losung abdestilliert, und in dieser Losung auch volumetrisch oder photometrisch bestimmt. Dieses Destillationsverfahren ist aber fiir die Bevver-tung des Verfahrens fiir die Reinigung der galvanischen Abwasser mit Chlor oder Hipochlorit nicht geeignet. Bei diesen Verfahren vverden die alkalischen Zyanide und die komplexen Zyanide des Cu, Cd, Ni und Ag zersetzt, vvahrend die komplexen Eisen-Zyanide nicht zersetzt vverden. Fiir die Reinigkeitskontrolle sind solche Metho-den geeignet, welche die Unterscheidung von Kupfer, Nickel, Zink, Silber und Kadmium Zyanid von dem kom-plexen Eisenzyanid ermoglichen. Den gevviinschten Forde-rungen entspricht am besten der Destillationsprozess bei ph 5.2 bis 5.5, wobei der komplexe Eisenzyanid mit Zink azetat in eine schvver losbare Verbindung und (Cu I.) mit Kalidichromat in ein leichter zersetzbares (Cu II.) kom-plexes Zyanid umgevvandelt vvird. Mit diesem Verfahren vverden alle genannte metalli-sche komplexe Zyanide ausser Eisenzyanid, zersetzt. Beide Destillationsverfahren fiir HCN sind an sinte-tischen alkalischen komplexen Zyaniden studiert worden. Indem bei dem grosseren Teil iiber 90 % HCN abdestilliert vvorden ist, vvird das bei den analogen Nickel und Kupferverbindungen nicht erreicht. Wir sind trotzdem der Meinung, dass das Destillationsverfahren bei ph 5,2 bis 5.5 im Bezug auf die Genauigkeit, die bei der Kontrolle der galvanischen Abvvasserreinigung erwiinscht ist, geeignet sein konnte. Die Menge der abdestillierten HCN ist mit der jodo-metrischen und komplexometrischen Methode kontrolliert worden. Fiir die Bestimmung der Mikrogrammengen sind vier verschieden empfindliche Photometrische Verfahren reproduziert vvorden. Sie ermoglichen die Bestimmung von 0.004 bis 16 ppm Zyanid. SUMMARY Besides the free cyanide in galvanic vvastes also compIex silver, copper, iron, nickel, zine, and cadmium cyanide can be present. To analyze the total cyanide in vvastes distillation is used so that the tested solution is decomposed by MgCl2, HgCl2, and H2S04 (pH from 0 to 2), and free HCN is distilled into NaOH solution, and is volumetrically or photometrically determined in the solution. This distillation procedure is not suitable to estimate the quality of purification of galvanic vvastes by chlorine or hypochlorite. In sueh processes alkali metal cyanides and complex cyanides of Cu, Cd, Ni, and Ag are dissociat-ed, but iron complex cyanides remain intact. To control the purification the method which enables distinguishing copper, nickel, zink, silver, and cadmium cyanide from the iron complex cyanide is suitable. Distillation procedure at pH 5.2 to 5.5 where iron complex cyanide is converted into low-soluble compound by zine acetate, and cupro-cyanide is converted into easily dissociable cupri-complex-cyanide by potassium bichromate is the method vvhich is the closest to the desired demands. Both distillation procedures for HCN were studied on synthetic alkali metal complex cyanides. In majority cases more than 90 % of HCN was distilled off, but this was not achieved with corresponding nickel and copper compounds. Nevertheless we are of opinion, that the distillation at pH 5.2 to 5.5 is suitable due to accuracy demanded for control of purification of galvanic wastes. Amount of distilled off HCN was controled iodo-metrically and complexometrically. To determine amounts in micrograms four various sensitive photometric procedures were used by which cyanide amounts from 0.004 to 16 ppm could be determined. 3AKMOMEHHE KpoMe cBoSoAHora miaHHAa B CTOiHbix raAbBaHmjecKHX BOAax MoryT naxoAHTCfl TaiOKe KOMnAeKCHbie unaHHAbi cepcGpa, Me ah, >Ke-Ae3a, HHKAba H KaAMHa. A^a XHMnqecKora aHaAH3a Bcex 3thx una-hhaob b ctoOTOMeipHHecKHM MeTOAOM. Ho 3tot cnocog AHCTHAAauHH He npnrOAeH AAa oueHKH Ka^eciaa cnocofia OMHmeima raabbahnqecknx boa c xaopom hah rHn0XA0piiT0M. npn stom cnocoSe o*mweHun nponcxoAH r pa3a0»cehhe me\OHHux h komnaekchbix unaHHAOB Cu, Cd, Ni h Hg; ocTaioica b cocahhchhh ahuib KOMitAeKCHbie HHaHHAbi >KeAC3a. Tpe6oBanHio Ay^me BcerHO OTBcqaeT AHCTHAAauna npH pH 5.2—5.5, npH MeM KOMnACKCHbiH unaHHA «e-Ae3a c aijeTaroM mniKa nepexoAHT b ta>kcao pactBopHMoe coeAH- HeHHe a c AHxpoMaTOM KaAHa (Cul) b Aerico pacTBopHMbiil kom-nAeKCHbrfl unaHHA (Culi). 3thm cnoco6oM pa3A0rai0Tca Bce ynoMa-HyTbie KOMnAeKCHbie UHaHHAbI MeTaAAOB C HCKAJOMeHHeM UHaHHAa >KeAe3a. Ooa cnocoSa ahcthaahuhh HCN HccAeAOBaHbi Ha ciiHTeTHqecKnx meAOo-TOMeTpHHeCKOTa aHaAH3a pa3AHHHOH MyBCTBHTeAbHOCTH C KOTOpbIMH mojkho onpeAeAHTb unaHHA b KOAimecTBe ao 0.0004 rp. Odgovorni urednik: Jože Arh, dipl. inž. — Člani: Jože Rodič, dipl. inž., Janez Barborič, dipl. inž., Aleksander Kveder, dipl. inž., Edo Žagar, tehnični urednik. Tisk: ČP »Gorenjski tisk«, Kranj