YU ISSN 0372-8633
ZELEZARSKI ZBORNIK
VSEBINA
Smajič Nijaz — Metalurški inštitut Ljubljana
A. Lagoja, J. Arh — Železarna Jesenice
FOSFOR V NERJAVNIH JEKLIH 165
Glogovac Branko — Metalurški inštitut Ljubljana
T. Kolenko — VTOZD Montanistika Ljubljana
A. Mandeljc, D. Mikec — Železarna Jesenice
PREISKAVE POTISNE PEČI ZA OGREVANJE SLABOV 173
V o j v o d ič-G v ard j ančič Jelena — Inštitut za metalne konstrukcije Ljubljana
F. Vodopivec — Metalurški inštitut Ljubljana
PRIMERJAVA RAZLIČNIH METOD PREIZKUŠNJA JEKLA NIOMOL 490 ZA DOLOČANJE LOMNIH KARAKTERISTIK PRI NIZKIH TEMPERATURAH 181
šegel Jože, S. Petovar — Železarna Ravne
KONTINUIRNOST OBVLADOVANJA KA-LJIVOSTI JEKLA 197
Stran CONTENTS
Page
Metalurški inštitut
Smajič N i j a z Ljubljana
A . Lagoja, J. Arh — Železarna Jesenice
PHOSPHORUS IN STAINLESS STEEL
Glogovac Branko — Metalurški inštitut Ljubljana
T. Kolenko — VTOZD Montanistika Ljubljana
A. Mandeljc, D. Mikec — Železarna Jesenice
EXAMINATION OF THE PUSH - TYPE SLAB REHEATING FURNACE
V o j vod ič -G vardjan čič Jelena — Inštitut za metalne konstrukcije Ljubljana
F. Vodopivec — Metalurški inštitut Ljubljana
COMPARISON OF DIFFERENT TEST METHODS OF THE NIOMOL 490 STEEL TO DETERMINE FRACTURE CHARACTERISTICS AT LOVV TEMPER A TURES
Šegel Jože, S. Petovar — Železarna Ravne
CONTINUITV OF STEEL HARDENABILITY CONTROL
165
173
181
197
LETO 24 ŠT. 4- 1990
ŽEZB BQ 24 (4) 165-204 (1990)
IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT
ŽELEZARSKI ZBORNIK
Izdajajo skupno Železarne Jesenice, Ravne, Štore in
Metalurški inštitut Ljubljana
UREDNIŠTVO
Glavni in odgovorni urednik: J Arh Uredniški odbor: A. Kveder, J. Rodič, A. Paulin, F. Grešovnik, F. Mlakar, K. Kuzman, J. Jamar Tehnični urednik: J, Jamar Lektor: R. Razinger
Prevodi: A. Paulin, N. Smajič (angleški jezik), J. Arh (nemški jezik), L. Puš (ruski jezik)
NASLOV UREDNIŠTVA: Železarski zbornik, SŽ-Železarna Jesenice, 64270 Jesenice, Yugoslavia TISK: TK Gorenjski tisk, Kranj IZDAJATELJSKI SVET:
prof. dr. M. Gabrovšek (predsednik), Železarna Jesenice
dr. B. Brudar, Iskra, Kranj
prof. dr. V. Čižman, Univerza v Ljubljani
prof. dr. D. Drobnjak, Univerza v Beogradu
prof. dr. B. Koroušič, Metalurški inštitut Ljubljana
prof. dr. L. Kosec, Univerza v Ljubljani
prof. dr. J. Krajcar, Metalurški inštitut Sisak
prof. dr. A. Križman, Univerza v Mariboru
dr. K. Kuzman, Univerza v Ljubljani
dr. A. Kveder, Metalurški inštitut v Ljubljani
prof. dr. A. Paulin, Univerza v Ljubljani
prof. dr. Z. Pašalič, Železarna Zenica
prof. dr. C. Pelhan, Univerza v Ljubljani
prof. dr. V. Prosenc, Univerza v Ljubljani
prof. dr. B. Sicherl, Univerza v Ljubljani
dr. N. Smajič, Metalurški inštitut v Ljubljani
prof. dr. J. Sušnik, Zdravstveni dom Ravne
dr. L. Vehovar, Metalurški inštitut Ljubljana
prof. dr. F. Vodopivec, Metalurški inštitut Ljubljana
Published jointly by the Jesenice, Ravne and Štore Steelvvorks, and The Institute of Metal!urgy Ljubljana EDITORIAL STAFF Editor: J. Arh
Associate Editors: A. Kveder, J. Rodič, A. Paulin, F. Grešovnik, F. Mlakar, K. Kuzman, J. Jamar Production editor: J. Jamar Lector: R. Razinger
Translations: A. Paulin, N. Smajič (English), J. Arh (German), L. Puš (Russian)
EDITORIAL ADDRESS: Železarski zbornik,
SŽ-Železarna Jesenice, 64270 Jesenice, Yugoslavia
PRINT: TK Gorenjski tisk, Kranj
EDITORIAL ADVISORY BOARD:
prof. dr. M. Gabrovšek (Chairman), Iron and Steel
VVorks, Jesenice
Dr. B. Brudar, Iskra, Kranj
Prof. Dr. V. Čižman, University of Ljubljana
Prof. Dr. D. Drobnjak, University of Belgrade
Prof. Dr. B. Koroušič, Institute of Metallurgy, Ljubljana
Prof. Dr. L. Kosec, University of Ljubljana
Prof. Dr. J. Krajcar, Institute of Metallurgy, Sisak
Prof. Dr. A. Križman, University of Maribor
Dr. K. Kuzman, University of Ljubljana
Dr. A. Kveder, Institute of Metallurgy, Ljubljana
Prof. Dr. A. Paulin, University of Ljubljana
Prof. Dr. Z. Pašalič, Iron and Steel VVorks, Zenica
Prof. Dr. C. Pelhan, University of Ljubljana
Prof. Dr. V. Prosenc, University of Ljubljana
Prof. Dr. B. Sicherl, University of Ljubljana
Dr. N. Smajič, Institute of Metallurgy, Ljubljana
Prof. Dr. J. Sušnik, Health Centre, Ravne
Dr. L. Vehovar, Institute of Metallurgy, Ljubljana
Prof. Dr. F. Vodopivec, Institute of Metallurgy, Ljubljana
Oproščeno plačila prometnega davka na podlagi mnenja Izvršnega sveta SRS — sekretariat za informacije št. 421-1/172 do 23. 1. 1974
ZELEZARSKI ZBORNIK
IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE I N METALURŠKI I NŠTI T U T
LET0 24 LJUBLJANA
DECEMBER 1990
Vsebina Stran
N. Smajič, A. Lagoja, J. Arh
Fosfor v nerjavnih jeklih 165
UDK: 669.046.545.2: 669.15—194.56 ASM/SLA: D11s, EGj42, SSe
B. Glogovac, T. Kolenko, A. Mandeljc, D. Mikec
Preiskave potisne peči za ogrevanje slabov 173
UDK: 621.783.223.2.004.6: 669-412: 519 87 ASM/SLA: W20h, U4 F21b, 18-72, 5-59
J. Vojvodič-Gvardjančič, F. Vodopivec Primerjava različnih metod preizkušanja jekla Niomol 490 za določanje lomnih karakteristik pri nizkih temperaturah 181
UDK: 620.178.74.001.36: 669—973: 669.14.018.41 ASM/SLA: Q26s, Q26n, SGBr, 1-54
J. Šegel, S. Petovar
Kontinuirnost obvladovanja kaljivosti jekla 197
UDK: 620.179.3: 669.14: 681.3.06 ASM/SLA: J5, ST6, U4k, S12, 1—61
Contents page
N. Smajič, A. Lagoja, J. Arh
Phosphorus in Stainless Steel 165
UDK: 669.046.545.2: 669.15—194.56 ASM/SLA: D11s, EGj42, SSe
B. Glogovac, T. Kolenko, A. Mandeljc, D. Mikec Examination of the Push-Type Slab Reheating Furnace 1/3
UDK: 621.783.223.2.004.6: 669-412: 519.87 ASM/SLA: W20h, U4 F21b, 18-72, 5—59
J. Vojvodič-Gvardjančič, F. Vodopivec Comparison of Different Test Methods of the Niomol 490 Steel to Determine Fracture Charac-teristics at Low Temperatures 181
UDK: 620.178.74.001.36: 669-973: 669.14.018 41 ASM/SLA: Q26s, Q26n, SGBr, 1-54
J. Šegel, S. Petovar
Continuity of Steel Hardenabiiity Control 197
UDK: 620.179.3: 669.14: 681.3.06 ASM/SLA: J5, ST6, U4k, S12, 1-61
11229280
ZELEZARSKI ZBORNIK
IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT LETO 24 LJUBLJANA DECEMBER 1990
Fosfor v nerjavnih jeklih Phosphorus in Stainless Steel
N. Smajič*1, A. Lagoja"2, J. Arh"2
Problem fosforja v nerjavnih jeklih je že dosegel kritične razsežnosti. Uporaba cenenega starega železa s povsem neznano, občasno zelo visoko vsebnostjo fosforja in lastnega povratnega materiala v vložku je osnovni vzrok akumulacije fosforja v nerjavnih jeklih. Poleg splošnih podatkov, ki kažejo postopno rast vsebnosti fosforja v naših nerjavnih jeklih, članek obravnava teoretske osnove in tehnološke možnosti odfosforenja nerjavnih talin v oksidacijskih in redukcijskih pogojih.
UVOD
Nove jeklarske tehnologije, napredek na področju izdelave nerjavnih jekel, čedalje ostrejša konkurenčna borba na svetovnem tržišču in precejšnja vlaganja v raziskovalno delo so privedli do stalno rastočih zahtev v pogledu čistosti nerjavnih jekel.
V Slovenskih železarnah smo se uspešno vključili v ta razvoj in smo v fazi optimiranja in racionalizacije proizvodnje nerjavnih jekel. Raziskovalno delo poteka v okviru projekta Nerjavna jekla, v katerem je izpostavljen med drugimi tudi problem fosforja v nerjavnih jeklih. Problem fosforja v nerjavnih jeklih je splošno znan, ker sta afiniteti fosforja in kroma do kisika približno enaki. To pomeni, da fosforja ne moremo selektivno oksidirati, ker istočasno poteka tudi oksidacija kroma. Problem je aktualen že nekaj let in se čedalje bolj zaostruje zaradi naraščajočih zahtev po jeklih z minimalno vsebnostjo fosforja, posebno pri nerjavnih jeklih, namenjenih za izdelavo varilne žice oz. elektrod za varjenje nerjavne pločevine. Ker je več kot 70 % svetovne proizvodnje nerjavnega jekla ploščati program v obliki pločevine in trakov in ker so varjene konstrukcije praktično popolnoma odrinile zakovičene, se pojavlja problem fosforja v toplotni obremenjeni coni. Fosfor tako kot žveplo povzroča tako imenovano vročo razpokljivost (1, 2) v varilni oz. toplotno obremenjeni coni. Fosfor v nerjavnem jeklu, predvsem v avstenitnem jeklu, npr. 18/8, pa je še posebno škodljiv, ker povzroča t. im. napetostno korozijo (2, 3). Povečanje vsebnosti nikla zmanjšuje občutljivost na napetostno korozijo v kloridnih medijih, vendar so potrebni zelo veliki
Dr. Nijaz Smajič, dipl. ing. met., — SŽ — Metalurški inštitut Ljubljana, Lepi pot 6, 61000 Ljubljana
2 Aleš Lagoja, Joža Arh — Železarna Jesenice
UDK: 669.046.545.2:669.15-194.56 ASM/SLA: D11s, EGj42, SSe
The problem of phosphorus in stainless steel has gradually become critical. The utilization of recirculatory tailings and cheap scrap vvhich contains completely unk-novvn and ocassionally very high amounts of phosphorus is the main reason for the accumulation of phosphorus in stainless steel. Besides general data describing steady rise in phosphorus content of our stainless steel the vvork deals vvith thermodynamical possibilities and technological potentials of dephosphorization of stainless steel in oxidizing and reducing conditions.
INTRODUCTION
New steelmaking techrfologies, development in the field of stainless steel production, ever increasing com-petitiveness on world market and ample investments in research and development have resulted in grovving de-mands for cleaner steel. This trend holds also for Slovenske železarne (Slovenian Ironvvorksj vvhere the research aimed at optimization and rationalization of the production of stainless steel has been established in the form of Stainless Steel project vvhich also includes the phosphorus problem. The problem of phosphorus in stainless steel is well knovvn. The cause for it lies in similar affinities of chromium and phosphorus for oxygen. The-refore, selective oxidation of phosphorus is not possible because of simultaneous oxidation of chromium. The problem has been noted for a number of years grovving ever vvorse due to a steady increase in demand for stainless steel vvith the lovvest phosphorus content possible especially for vvelding electrodes and filler materials utili-zed vvhen vvelding stainless construction, tubes, plates, sheet and strip. Since more than 70 % of stainless steel is used as flat products in the form of sheet and strip mainly and because the riveted construction has been almost completely supressed by vvelded one the phosphorus gained importance since its harmful influence in heat treated zone of vvelded construction is specially emphasized. Phosphorus as well as sulfur is responsible for hot shortness (1, 2). Phosphorus in austenitic stainless steel is particularly harmful (2, 3) because of stress corrosion cracking (SCC). An inrease in nickel content diminishes susceptibility to SCC in chloride environment but the required Ni content is high and amounts even to 40% Ni in order to eliminate the danger of SCC vvhich is too expensive. The soiution of phosphorus problem can be sought for on the basis of theory of metallurgical pro-cesses i.e., metallurgical thermodynamics. First of ali at
dodatki — do 40 % Ni, če želimo zagotovo preprečiti pojav napetostne korozije, kar je seveda izredno drago.
Razrešitev problema fosforja v nerjavnem jeklu lahko poiščemo na osnovi teorije metalurških procesov oz. predvsem na termodinamični osnovi. Najprej je treba temeljito raziskati vse možnosti vsaj delno selektivne oksi-dacije fosforja ob neizogibnem, toda še sprejemljivem obsegu istočasne oksidacije kroma v žlindro. Odgovoriti moramo torej na vprašanje: v koliki meri in na kakšen način lahko zvišamo aktivnost fosforja in zmanjšamo aktivnost kroma ter tako uresničimo vsaj delno selektivno oksidacijo fosforja. Vprašanje pa je tudi, ali lahko poteka odfosforenje nerjavnega jekla v redukcijskih pogojih, kar je druga smer raziskav, ki zelo intenzivno potekajo zadnjih deset let na tem področju.
AKUMULACIJA FOSFORJA
Vzroki akumulacije fosforja v nerjavnih jeklih
Ker za odfosforenje nerjavnega jekla nimamo ustreznega tehnološkega postopka, z uporabo cenenega starega železa in povratnega nerjavnega jekla prihaja do postopne, vendar neizogibne akumulacije fosforja v nerjavnih jeklih. Stanje je zelo resno tudi pri največjih svetovnih proizvajalcih narjavnega jekla. Najboljši dokaz je zelo intenzivno raziskovalno delo (1—24) na tem področju zadnjih 10—15 let, t. j. v času, ko je konti litje nerjavnega jekla bilo že vpeljano. S konti litjem se močno zmanjša delež povratnega materiala in s tem tudi nevarnost nadaljnjega kopičenja fosforja. Toda stalno naraščajoče zahteve po odpornosti na napetostno krožijo, ki so jo nekoč imeli za »Ahilovo peto« nerjavnega jekla, in nevarnost, ki jo predstavlja fosfor v varjenih konstrukcijah ter škodljivi vpliv fosforja na predelavnost v vročem (hot shortness) so privedli do zahtev po zelo nizki vsebnosti fosforja v narjavnih jeklih, namenjenih občutljivim in zahtevnim aplikacijam, kot so nuklearni reaktorji, termo elektrarne, raketna in letalska industrija, ipd. Za take in podobne namene so začeli uporabljati zelo drage surovine z izredno nizko vsebnostjo fosforja, kot je fero-mangan suraffine, Mond nikel, elektrolitski krom (1) ipd., kar je še bolj spodbudilo raziskave različnih možnosti odfosforenja nerjavnega jekla. Le za ilustracijo postopnega naraščanja fosforja v naših nerjavnih jeklih podajamo sliko 1, na kateri jasno vidimo naraščanje vsebnosti fosforja v obdobju 1976—1988 za avstenitna nerjavna jekla ACRONI 11 Ti in ACRONI 11 ex.
Vpliv sestavljanja vložka
Način sestavljanja vložka ima izredno velik vpliv na obseg in potek akumulacije fosforja v nerjavnih jeklih. Vse jeklarne, ki so večinoma uporabljale tehnologijo pre-tapljanja lastnih odpadkov, kot se imenuje delo, pri katerem je vložek sestavljen iz 100% lastnega povratnega nerjavnega jekla, so danes v občutno boljšem položaju glede vsebnosti fosforja v svojem nerjavnem jeklu v primerjavi z jeklarnami, ki so lastno nerjavno jeklo — povratni material — redno uporabljale kot delež vložka. V jeklarnah, kjer so vložek sestavljali tako, da je bil delež povratnega lastnega nerjavnega jekla 25—45 %, so za del vložka morali uporabljati staro železo. Vsebnosti fosforja v starem železu pa praktično ne moremo kontrolirati. Lahko le po raztalitvi ugotovimo veliko vsebnost fosforja, toda talina že vsebuje krom in je odfosforenje praktično nemogoče. Če ni konti litja, se 30—40 % tega materiala vključi v povratni material, ki stalno kroži, kar pomeni, da poraste vsebnost fosforja v tem povratnem materialu, s tem pa tudi v novem nerjavnem jeklu. To je osnovni vzrok, zaradi katerega je vsebnost fosforja v
teast partially selective oxidation of phosphorus must be examined bearing in mind that oniy iimited oxidation of chromium can be toierated. Therefore, possibie diminuti-on of chromium activify coupied vvith simuitaneous in-crease in phosphorus activity and method to achieve it must be investigated. Dephosphorization of stainiess melt under reducing conditions is another direction vvhich has been for more than ten years intenseiy exami-ned.
A CCUMULA TI ON OF PHOSPHORUS
Causes for accumulation of phosphorus in stainiess steel
Since technology for dephosphorization of stainiess steel is not available the use of stainiess scrap together vvith commercial iron scrap vvith unknovvn and unpredic-table phosphorus content results in continuous accumulation of phosphorus in stainiess steel. The situation is quite serious vvhich is reflected by intensification of research vvork (1—24) during the last 10— 15 years in this fieid i.e., even after the continuous casting vvas introdu-ced. The substitution of continuous casting for ingot casting drasticaliy reduced the amount of recirculating stainiess material. Consequently, the danger of phosphorus accumulation in stainiess steel has also been diminis-hed. Hovvever, grovving demands for generally cleaner stainiess steel, better resistance to stress corrosion cracking (SCC), lovver phosphorus content to evade the hot shortness and to decrease problems associated vvith harmful phosphorus influence especiaily in vveided constructions resuited in demands for very low phosphorus content in stainiess steel for nuclear reactors, thermal povver stations, rocket, aviation and space tech-noiogy, etc. To satisfy r/gorous requirements for such appiications expensive raw materiais vvith very lovv phosphorus content like ferro manganese suraffine, Mond nickel, electrolytic chromium (1) et. must be utili-zed. The resulting rise in production costs has given a
0,035 0,03 0,025 0,02 0,015 0,01
0,005 0
M
76/77
O ACRONI 11 €
79/80 Year - Leto
85/86 88
] ACRONI 11 Ti
Slika 1
Postopni porast vsebnosti fosforja v naših austenitnih nerjavnih jeklih ACRONI 11 ex in ACRONI 11 Ti. Fig. 1
Gradual increase in the phosphorus content of our austenitic stainiess steel ACRONI 11 ex and ACRONI 11 Ti.
nerjavnem jeklu številnih jeklarn že na zdavnaj postavljeni in zastareli zgornji dopustni meji 0.030—0.040% P ali zelo blizu nje. Ta način dela je praktično onemogočil odfosforenje, ker bi bilo skrajno neracionalno založiti npr. samo 25 % vložka v obliki starega železa in odstraniti fosfor z žlindro na znan in razmeroma preprost način (primerna bazičnost in dodatek Fe rude oz. lastne škaje) ter šele potem dodati ostali del vložka, ki vsebuje krom.
Druga, nekoliko bolj racionalna možnost je uporaba lastnega čistega vložka namesto starega železa, z neznano vsebnostjo fosforja. Čisti vložek pa seveda moramo izdelati iz takega starega železa. To metodo lahko uporabimo le v posebnih primerih, ko zavestno in ne glede na stroške želimo izdelati nerjavno jeklo s posebno nizko vsebnostjo fosforja, npr. za visoko kvalitetne elektrode oz. dodajne materiale za varjenje nerjavnih jekel.
Vpliv konti litja
Vse inovacije v jeklarstvu so se skoraj vedno najprej začele uporabljati pri izdelavi nerjavnih jekel, ker so zaradi visoke cene tudi možni prihranki bistveno večji. Tako so tudi konti litje takoj aplicirali na nerjavna jekla, kar je imelo za rezultat bistveno večji izkoristek, produktivnost in proizvodnjo ter nižje proizvodne, predvsem energetske stroške. Dodatni, torej postranski učinek je pri tem bistveno znižanje kopičenja fosforja v nerjavnih jeklih, ker se je s konti litjem močno znižal delež povratnega materiala.
TEORETSKE OSNOVE ODFOSFORENJA NERJAVNIH JEKEL
Fosfor, raztopljen v staljenem železu ali jeklu, ima podobno kot krom razmeroma visoko afiniteto do kisika. To seveda pomeni, da je nemogoče oziroma zelo težko tako izbrati delovne pogoje oksidacije, da oksidiramo fosfor brez občutnih izgub kroma, ki se pri tem tudi oksi-dira v Cr203 oz. Cr304. Fosfor oksidira v fosfor pentoksid (P205), katerega aktivnost začne naraščati, dokler ne doseže tolikšne vrednosti, da se oksidacija fosforja ustavi. Če pa dodamo apno, s katerim reagira fosfor pentoksid v 3Ca0.P205 oz. v 4Ca0.P205, aktivnost P205 v žlindri pade in se oksidacija fosforja lahko nadaljuje. Proces lahko opišemo z naslednjo enačbo:
2/P/ + 5/0/ + 4CaO = Ca4P209 (1)
A G°=-1336600+ 546,8 T (Joulov) (2)
Če upoštevamo, da je nosilec kisika Cr203, t.j. če upoštevamo reakcijo:
2/Cr/ + 3/0/ = Cr203 (3)
AG°= -707800 + 303,7 T (Joulov), (4)
lahko opišemo proces prenosa fosforja iz nerjavne taline v žlindro z reakcijo:
6/P/ + 5(Cr203) +12CaO = 3Ca4P209 +10/Cr/ (5) A G°=-470800+121,9 T (Joulov) (6)
S stališča teorije metalurških procesov za odfosforenje je potrebno zagotoviti naslednje ugodne pogoje:
— velika bazičnost žlindre,
— zadosten oksidacijski potencial žlindre,
— čim nižja temperatura,
— nizko tališče žlindre, kar lahko dosežemo z dodatkom jedavca, sode, kloridov itd.
— dobro tekočo žlindro — po potrebi dodatek CaF2,
— nizko vsebnost Si in Mn v vložku,
— čim hitrejšo tvorbo žlindre, t.j. raztapljanja apna,
— zadostno količino žlindre,
nevv and strong impetus for investigation of different possibilities for dephosphorization of stainless steel. Gradual increase in phosphorus content of our ACRONI 11 Ti and ACRONI 11 EX austenitic stainless steel from 1976 to 1988 is clearly seen in fig. 1.
Influence of metallic charge
The rate of phosphorus accumulation significantly depends on the method used to make up the charge. Steetworks vvhich have utiiized stainless tailings by re-melting practice vvhere the metallic charge is composed 100 % from stainless scrap are in a better position today in respect to phosphorus in stainless steel as compare-ed to steelvvorks vvhich have regularly utiiized stainless tailings as a part of metallic charge. In such čase there are 25 % to 45 % of recircuiating stainless material vvhich combined vvith the use of cheap commercial scrap vvith unpredictable amount of phosphorus resuits in phosphorus accumulation. This is the main cause for the fact that phosphorus in stainless steel of numerous steelvvorks has approached to or already reached the old and outdated tolerance 0.030—0.040 % P limit.
To charge and melt first only scrap vvhich makes ap-prox. only 25 % of metallic charge and perform the standard and well knovvn dephosphorization treatment requi-ring high basicity and adeguate oxygen potential before the addition of chromium bearing charge is impracticai. Another hardiy.more rational possibility is to utilize scrap for the production of pure "virgin" charge vvhich is sub-sequently used instead of scrap. This way can be used only in special cases vvhere strict requirements for very iow phosphorus contents must be fulfilled e.g., high quality electrode material for stainless steel vvetding.
Influence of continuous casting
Alt innovations in steelmaking have firstly been appii-ed in the production of stainless steel because of com-paratively high production costs and the highest potential savings. Thus continuous casting too vvas at first ap-plied to stainless steel resulting in notably higher yield, productivity and production at tovver production especi-ally energy costs. Additional effect vvas a sharp decrea-se in recirculatory tailings vvith favorable influence on phosphorus accumulation.
THEORETICAL PRINCIPLES OF STAINLESS STEEL DEPHOSPHORIZA Ti ON
Phosphorus dissolved in molten iron has similarly as chromium a comparatively high affinity to oxygen. it me-ans that it is hardly possible to use the oxidation conditions appropriate for efficient oxidation of phosphorus vvithout accompanying oxidation of chromium to Cr203 and Cr304. Phosphorus oxidizes to (P205) vvhich activity begins to increase until the oxidation finally stops. Ho-vvever, in the presence of CaO dissolved in slag (P2Os) reacts vvith CaO into 3Ca0.P205 or 4CaO.P2Os resulting in a strong decrease in the activity of P2Os in slag. Con-sequently, the oxidation of phosphorus to (P2Os) can continue. The process can be described by the follovving equation:
2/P/+ 5/0/+ 4CaO= Ca4P2Og (1)
A G°= — 1336600+ 546,8 T (Jouies) (2)
Taking into account the reaction:
2/Cr/+ 3/0/= Cr2Os (3)
— preprečitev redukcije fosforja iz žlindre nazaj v talino in
— visoko vsebnost ogljika, ki povečuje aktivnost fosforja in zmanjšuje aktivnost kroma (4).
Vpliv bazičnosti
Predvsem pri odfosforenju v oksidacijskih pogojih, pri katerem se fosfor oksidira v P205, ima bazičnost izrazit vpliv na obseg odfosforenja. Visoka aktivnost CaO, ki je s termodinamičnega stališča ekvivalenten pojem bolj znani »bazičnosti«, neposredno vpliva na reakcijo (1) oz. (5). Na sliki 2 vidimo vpliv aktivnosti CaO v žlindri na termodinamično ravnotežno vsebnost fosforja v talini z 18 % Cr in 2 % C pri 1400 in 1500°C.
0,13
0,12
0,11
0,1
0,09
0,08
Ol
0,07
t 0,06
S 0,05
0,04
0,03
0,02
V
\
\
\ \
\ \ s 1500°C
\ \ s
\
1400 °C
0,225 0,25 0,275 0,3 0,325 Activity - Aktivnost CaO---
0,35 0,375
Slika 2
Vpliv aktivnosti CaO v žlindri na termodinamično ravnotežno vsebnost fosforja v talini z 18 % Cr in 2 % C pri 1400 in 1500 "C. Fig. 2
The influence of CaO activity in slag on the equiiibrium phosp-horus content of 18 % Cr and 2% C meit at 1400 and 1500 "C.
Vpliv temperature
Nižja temperatura ima pozitiven učinek na potek ek-sotermnih reakcij. Žal isto velja za (1) in (3), tj. pri nižjih temperaturah je oksidacija tako fosforja kot kroma pospešena. Če upoštevamo eno in drugo reakcijo, lahko opredelimo vpliv temperature na odfosforenje nerjavnega jekla na osnovi reakcije (5) oz. (6). Pozitiven vpliv temperature lahko pričakujemo na osnovi izpeljane enačbe (6), ker je reakcija (5) eksotermna, kar pomeni, da je za njen potek bolj ugodna nizka temperatura. To sklepanje je sicer pravilno, toda nezadostno. Gre namreč za to, ali sploh lahko odfosforimo talino, ki ima npr. 18% Cr, na običajni jeklarski temperaturi, npr. 1550—1600°C. Če termodinamična analiza pokaže, da je to možno, potem bomo lahko proces odfosforenja vodili takoj po raztalitvi, t.j. še v peči. Vendar lahko pričakujemo močno oksidacijo kroma, kar je seveda ne le neugodno, temveč se bo oksidacija fosforja celo ustavila zaradi trdne žlindre, kar je znano iz prakse. Vprašanje je torej, kako nizka mora biti temperatura taline, da bi potekala oksidacija fosforja ob čim manjši oksidaciji kroma. V ta namen je torej zaželeno, da ima talina čim nižje tališče, kar lahko dosežemo z višjo vsebnostjo ogljika. Pri tem dosežemo dodatni pozitiven učinek — znižamo
A G°= — 707800+ 303,7 T (Joules) (4)
the transfer of phosphorus from stainless meit to slag can be described by the reaction:
6/P/+ 5 (Crs03) + 12CaO= 3Ca4P209+ 10/Cr/ (5) A G"= - 470800+ 121,9 T (Joules) (6)
According to the theory of metailurgical processes the favorable conditions for phosphorus oxidation are:
— high basicity of slag,
— sufficiently high oxidation potential of slag,
— low temperature,
— low melting point of slag vvhich can be obtained by addition of CaF2, soda, chiorides etc.,
— high slag fluidity, vvhich can be improved by CaF2 addition,
— lovv Si and Mn content of meit,
— quick format ion of slag (i. e., high rate of CaO dis-solution),
— sufficient amount of slag,
— high carbon content vvhich increases the activity of phosphorus and decreases the activity of chromium (4), and finally
— reduction of phosphorus from slag back to the meit must be prevented.
Influence of basicity
The basicity has a strong influence on the rate of dephosphorization in oxidizing conditions i. e., vvhere phosphor oxidizes to P2Os. High activity of CaO in slag is the thermodynamical expression equivaient to much better knovvn "basicity". It directly influences the rate of reaction (1) viz., (5). The influence of CaO activity in slag on equilibriuum phosphorus content of meit containing 18 % Cr and 2% C at 1400 and 1500 "C can be seen in fig. 2.
Influence of temperature
It is well knovvn that the lovver the temperature the higher is the rate of exothermic reactions. Therefore, the same hoids both for (1) and (3) i. e., a lovver temperature increases the rate of dephosphorization as well as the oxidation of chromium. Taking into account both (1) and (3) the effect of temperature on dephosphorization of stainless steel can be defined on the basis of reaction (5) viz. (6). Based on (6) a favorable influence of lovver temperature can be expected due to exothermic charac-ter of reaction (5). The conciusion is correct hovvever, it is not sufficient. The question is vvhether is it possibie at aH to dephosphorize a meit vvith e.g., 18 % Cr at tempe-ratures betvveen 1550—1600 "C. tf it vvere thermodyna-mically possibie dephosphorization could be carried out immediately after melting down i. e., in furnace. Hovvever, a strong oxidation of chromium must be expected vvhich is not only harmful but will also result in almost solid slag and the end of dephosphorization as knovvn from indu-strial practice. Desired lovver vvorking temperature can be obtained by increase in carbon content vvhich simui-taneously decreases chromium and increases phosphorus activity exerting additional favorable influence. The effect of temperature and carbon content on equilibrium phosphorus content of meit vvith 18 % Cr is presented in fig. 3.
Influence of chromium
The influence of chromium can be seen from fig. 4.
0,075
0,07
0,065
0,06
0,055
0,05
0,045
0,04
0,035
0,03.
27.C
37«C X-
/
0,24
0,22
0,2
0,18
t 0,16
I 0,14
CL 0,12
0,1
JD
1 0,08
S 0,06
0,04
0,02
0
-
1500°c y /
/ /
/ /
/
/
" - 1400° C
14
16 18 20 Wt -Ut V.Cr-
22 24
26
28
1400 1420 1440 1460 1480 1500 1520 1540 1560 1580 1600 Temperature - Temperatura °C--
Slika 3
Vpliv temperature taline na termodinamično dosegljivo vsebnost fosforja v talini z 18 % Cr in 2 % oziroma 3 % C. Fig. 3
The influence of temperature on the equilibrium phosphorus content of 18 % Cr melt at 2% C and 3 % C.
aktivnost kroma in zvišamo aktivnost fosforja! Na sliki 3 vidimo vpliv temperature in vsebnosti ogljika v talini z 18 % Cr.
Vpliv kroma
Vpliv vsebnosti kroma v talini na dosegljivo vsebnost fosforja kaže slika 4.
Vpliv ogljika
Vpliv ogljika je izredno pomemben. Ogljik tudi znižuje tališče, kar tukaj ne analiziramo. Slika 5 kaže le termodinamični vpliv ogljika.
TEHNOLOŠKE MOŽNOSTI
EOP — VAD (LF) — VOD tehnologija
Za razliko od EOP-AOD so možnosti EOP-VOD tehnologije za učinkovito odfosforenje nerjavnih jekel dosti slabše. Kot smo spoznali s termodinamično analizo sistema Fe-C-Cr-P-0 v staljenem stanju, katere osnovne izsledke podajamo na si. 2—5 za odfosforenje taline z 18% Cr, potrebujemo vsebnost ogljika nad 2% C in temperaturo pod 1400 °C. To pomeni, da mora odfosforenje potekati še pred razogljičenjem, torej pred VOD obdelavo, ki s svoje strani zahteva primerno visoko temperaturo taline pred začetkom vakuumiranja zaradi velikih toplotnih izgub. Z drugimi besedami: v naših pogojih ni mogoče odfosforenje, razen z uključitvijo VAD naprave ali ponovčne peči (LF) med EOP in VOD. Pri tem je treba posebej poudariti, da tehnološka linija EOP — VAD (LF) — VOD po svoji produktivnosti bistveno zaostaja za linijo EOP — AOD. Produktivnost tehnološke linije je omejena s produktivnostjo najmanj produktivnega člena. V tem primeru je to VOD naprava. Zaradi tega je povsem neracionalno vkomponirati v tandem dva agregata, kot sta UHP EOP in VOD, ki se po svoji produktivnosti sploh ne moreta primerjati. Ponovčna peč velike kapacitete in razmeroma majhne moči, ki bi imela vlogo buffera oz. holding peči, bi sicer bila idealna za odfosfo-
Slika 4
Vpliv vsebnosti kroma na termodinamično dosegljivo vsebnost fosforja v talini z 2 % C pri 1400 in 1500 °C. Fig. 4
The effect of chromium on the equiiibrium phosphorus content in melt containing 2 % C at 1400 and 1500 "C.
Influence of carbon
The influence of carbon is very important because it also decreases the melting point vvhich is not conside-red here. Therefore, fig. 5 presents oniy thermodynamic influence of carbon.
0,09
0,08
0,07
0,06
0,05
0,04
0,03
0,02
v
1500°C
\
X \
s >>
K00°C
0,5
1,5 2 2,5 Wt.-Ut.7„C —-
3,5
Slika 5
Vpliv vsebnosti ogljika na termodinamično dosegljivo vsebnost fosforja v talini z 18 % Cr pri 1400 in 1500°C. Fig. 5
The influence of carbon on the eqilibrium phosphorus content of 18 % Cr melt at 1400 and 1500 "C.
TECHNOL OGIC POSSIBILITIES EAF — VAD (LF) — VOD technology
/Is compared to EAF-AOD the dephosphorization potentials of EAF-VOD technology are tovver. The results of thermodynamic analysis of Fe-C-Cr-P-0 system in li-quid state given in figs. 2—5 cieariy show that the carbon content of at least 2% C and a temperature tovver than 1400 "C is required for modest dephosphorization of 18 % Cr melt. Consequently, dephosphorization must be carried out before vacuum oxygen decarburization
renje v tistih primerih, ko ob raztalitvi ugotovimo prekomerno vsebnost fosforja in bi precej prispevala k boljši in lažji sinhronizaciji dela s konti litjem, to je k tkim. suk-cesivnemu litju. Druga možnost odfosforenja bi bila neposredno v peči, ko bi se pojavila nujna potreba po od-fosforenju, npr. če bi ob raztalitvi ugotovili, da talina vsebuje > 0.040 % P. Ob povečanem dodatku apna, jedav-ca in dodatku karburita ter kromove rude, da bi dobili v žlindri za odfosforenje potreben Cr203, in upoštevanju podatkov s slik 2—5 bi zelo verjetno lahko zmanjšali fosfor na 0.030 % P oz. pod 0.030 %. Seveda je to zasilna rešitev, ki pride v poštev le v izrednih primerih, kot so tako visoke vsebnosti fosforja ob raztalitvi. Prava rešitev problema fosforja v nerjavnem jeklu pa je v uporabi le tistih surovih, za katere natančno vemo, da vsebujejo malo fosforja. Z drugimi besedami: vložek ne sme vsebovati manjvrednega starega železa, če želimo izključiti neprijetna presenečenja z analizo ob raztalitvi.
Odfosforenje v redukcijskih pogojih
Odfosforenje v redukcijskih pogojih je še vedno, kljub intenzivnim raziskavam (5—11), v začetni fazi razvoja in poskusov v laboratorijskem ter le redko v pol-in-dustrijskem merilu. Namesto v obliki fosfata fosfor odstranimo v obliki fosfida, tako imamo v žlindri Ca3P2 namesto Ca4P209. Najcenejši vir potrebnega kalcija je CaC2, ki razpade v Ca in ogljik, tako da lahko proces odfosforenja v redukcijskih pogojih opišemo z reakcijami: (CaC2)->- (Ca) +2 /C/ (7)
3(Ca) + 2 /P/ = (Ca3P2) (8)
Poskusi odfosforenja po tem postopku (8) so omogočili izdelavo jekla SUS 304, kar ustreza AISI 304 z 0.010% P. V Hitachi Steel so pri poskusih v 10-tonski EOP s streljanjem Ca žice v redukcijskih pogojih ob optimalni vsebnosti C in O po eni uri dosegli 31 % odfosforenje ob istočasnem 55 % odžvepljanju. Ker kalcij iz taline in žlindre praviloma uhaja v obliki hlapov, je povečanje tlaka ugodno za potek odfosforenja, kakor tudi zaščitna (Ar) atmosfera (10). Razlika v ceni CaO in CaC2 ali celo Ca žice je tako velika, da postopek odfosforenja v redukcijskih pogojih verjetno nima perspektive. Dodajmo še, da Ca3P2 iz žlindre reagira že z zračno vlago v zelo strupeni PH3:
(Ca3P2) + 3 H20- 3 (CaO) + 2 PH3 (9)
Odfosforenje v oksidacijskih pogojih
Pri odfosforenju v oksidacijskih pogojih, ki poteka po reakcijah (1), (3) in (5), je osnovni problem, ki je predmet intenzivnih raziskav (4, 12—24), izbira optimalne sestave žlindre, ki mora zagotavljati čim višjo bazičnost ob zadovoljivi viskoznosti ter primernem oksidacijskem potencialu, ki ne sme biti prevelik, sicer zaradi intenzivne oksi-dacije kroma postane žlindra gosta ali celo trdna. V raziskavah so preizkušeni skoraj vsi žlindrni sistemi in dodatki, kot npr. BaO, Li2C03, soda CaO-CaF2, K2C03, Na2C03-, CaCI2-, CaO-CaCI2-, CaF2-CaCI2-oksidi, itd. Laboratorijski poskusi s sistemom BaO-BaF2 (11) pri 1350 °C so bili razmeroma uspešni. V poskusih z žlindro CaO-CaF2-FeO z dodatkom Li2C03, ki so bili izvedeni v 30-tonskem AOD konvertorju (12), je v jeklu 18/9 znižana vsebnost fosforja z 250 ppm na 60 ppm. Poskusi v 10-tonskem AOD konvertorju (14) z žlindro Ba0-BaCI2-Cr203 so bili tudi zelo uspešni, saj so v jeklu AISI 316 znižali vsebnost fosforja z 230 ppm na 60 ppm. Videti je (15), da BaO ustvarja višji kisikov potencial v žlindri in omogoča večjo topnost Cr203 brez izgube viskoznosti. V Kavvasaki Steel (16) so v 100-tonski EOP
(VOD). Hovvever, VOD treatment requires adequately high initial temperature of melt to compensate for heat losses during comparatively slovv and long decarburiza-tion. In other vvords EAF-VOD technology is not suitable for dephosphorization vvithout supplemental heating eit-her by ladle furnace (LF) or vacuum are degassing (VAD) equipment vvhich should be interplaced betvveen EAF and VOD. it is to be noted that the productivity of EAF — VAD (LF) — VOD technoiogy is significantly lovver as compared to EAF-AOD technoiogy. Since the productivity of a technologicai line is defined by "bottle neck" the tandem arrangement of UHP EAF vvith its high productivity and VOD unit knovvn by its lovv productivity is not rational. Therefore, ladle furnace utilized mainly as buffer and holding furnace should be included. Moreo-ver, it can also be used for dephosphorization at control-led temperature and desired high carbon content in the čase of a high phosphorus content after the melt dovvn. Besides, it could also heip to improve and facilitate the synchronization of the operation of EAF-LF-VOD production line vvith continuous casting (CC) machine, vvhich is required for very useful sequentiai casting. Another possibility suitable in emergency cases i. e. at phosphorus content > 0.040 % P is dephosphorization in EAF. With inereased amount of CaO and additions of CaF2, carburizing means and chromium ore to provide for the formation of Cr203 rich slag required for dephosphorization according to figs. 2—5 phosphorus content can be decreased dovvn to < 0.030 % P. Ofcourse. the right solution of the phophorus problem lies in the use of raw materials vvith knovvn and lovv phosphorus content. The charge must not contain cheap commercial serap vvith unknovvn and frequently high phosphorus content in order to eliminate unpleasent surprise at melt dovvn.
Dephosphorization under reducing conditions
Despite intensified research vvork (5—11) dephosphorization under reducing conditions is stili in the initial stage of development. Investigations only on laboratory and rarely sem/ industrial scale have been carried out. Phosphorus is removed in the form of phosphide instead of phosphate i.e., slag contains Ca3P2 instead of Ca4P2Og. The cheapest source of calcium required is CaC2 vvhich decomposes into Ca and carbon. Thus dephosphorization under reducing conditions can be described by reactions:
(CaC2)— (Ca) + 2/C/ (7)
3 (Ca) + 2/P/— (Ca3P2) (8)
The method has been used in the production of SUS 304 steel vvhich is Japanese equivalent of AISI 304 vvith 0.010 % P (8). Simultaneous dephosphorization and de-sulfurization by 31 % and 55 % respectively, has been at-tained in a 10 tons EAF at Hitachi Steel after one hour by injeetion of Ca vvire under reducing conditions at opti-mum carbon and oxygen content (8). Since calcium boi-ling point is lovver than temperature of melt an inerease in pressure as vvell as the use of argon is useful (10). The priče of calcium in the form of CaC2 or even Ca vvire as compared to CaO is a serious dravvback for depho-sporization under reducing conditions. Besides, Ca3P2 from slag reacts vvith air moisture into very poisonous PH3:
(Ca3P2) -h 3 H203 (CaO) + 2PH3 (9)
Dephosphorization under oxidizing conditions
Under oxidizing conditions dephosphorization pro-ceeds according to (1), (3) and (5). The main problem
dosegli 27 % odfosforenje taline s 13% Cr in 3 % C. Ta rezultat se precej dobro ujema z našimi izračuni oz. rezultati na slikah 2—6. Podobno velja za poskuse (17), izvedene na 50-tonski EOP-VAD tehnološki liniji v Nipon Kokan Kogyo — Keihin VVorks, pri katerih so dosegli 43% odfosforenja in 82% odžveplanja jekla 18/8 pri 1370—1480 °C in 4.1-4.5% C z uporabo 100 kg žlindre Ca0-CaF2-Cr203 na tono jekla. Boljše rezultate so dosegli (praktično brez oksidacije kroma) z žlindro CaO-NaF-Cr203, ko je bila stopnja odfosforenja praktično enaka, toda talina je vsebovala le 2 % C. Rezultati se razmeroma dobro ujemajo z našimi predvidevanji.
PREDLOGI IN PRIPOROČILA
Ker je osnovni vzrok stalnega naraščanja vsebnosti fosforja v nerjavnem jeklu dejstvo, da za vložek uporabljamo lastne nerjavne odpadke in staro železo s praviloma neznano in občasno visoko vsebnostjo fosforja, dajemo naslednje predloge, s katerimi lahko obrnemo proces akumulacije fosforja v nasprotno smer, tj. v proces stalnega in postopnega zmanjševanja vsebnosti fosforja v naših nerjavnih jeklih.
Dosedanji način sestavljanja vložka je treba opustiti. Vložek moramo sestavljati:
a) izključno iz lastnega nerjavnega jekla (100 % vložka ).
EOP-VOD tehnologija omogoča dobro rafinacijo z iz-kuhavanjem že pri zelo nizki vsebnosti ogljika. Ob razta-litvi bi talina vsebovala manj kot 0.1 % C. Proces razoglji-čenja, in s tem celotna VOD obdelava, bi bila skrajšana vsaj za 70—90 minut, kar bi pripomoglo k lažji sinhronizaciji UHP peči z VOD napravo. V tako izdelanem jeklu, brez uporabe starega železa in le z malo dodatki z zelo nizko vsebnostjo fosforja za dolegiranje (Cr, Ni, Mn, Ti..), vsebnost fosforja ne more biti večja od sedanje vsebnosti fosforja v našem nerjavnem jeklu. Lahko bi kvečjemu bila za spoznanje manjša;
b) iz dveh delov, pri čemer prvi del ca. 70 % sestoji iz starega železa s feroniklom oz. niklom, (ali brez njega) ki ga že med raztalitvijo na že preizkušeni način (25) odfosforimo ter nato dodamo ca. 30 % ferokroma karbure.
Še pred dodatkom ferokroma bi talina vsebovala po odfosforenju povprečno le 80 ppm fosforja (25). Domači ferokrom karbure vsebuje manj kot 0.015 % P, tako bi na ta način izdelano jeklo vsebovalo manj kot 0.015% P. Odpadki z 0.015% P bi potem močno razredčili vsebnost fosforja v povratnem materialu in bi se tako začel proces postopnega znižanja vsebnosti fosforja;
c) v primeru avstenitnega jekla pa iz ca. 70 % domačega (13—15% Ni) feronikla in ca 30% domačega ferokroma karbure, t.j. popolnoma brez lastnega povratnega jekla in brez starega železa.
Ker domači feronikl vsebuje povprečno manj kot 0.010 % P, (26, 27) bi bilo tako sestavljanje vložka ne le najbolj ekonomično, temveč bi tudi zagotovo znižalo vsebnost fosforja v našem nerjavnem jeklu na manj oz. največ 0.015 % P. Železo v FeNi se ne plača, torej je najbolj ugodna uporaba feronikla, ki vsebuje le 13—15% Ni. V tem primeru lahko sestavimo najcenejši možni vložek z dodatkom ca. 70 % FeNi in 30 % ferokroma karbure. Tržne razmere zahtevajo danes od vseh racionalno obnašanje, ta način sestavljanja vložka pa omogoča bistveno znižanje lastne cene. Pri domačih proizvajalcih (Feronikl-Kosovo in v kratkem znova FENI-Kavadarci) pa je možno naročiti izdelavo FeNi z 13—15 % Ni, kot ga že več kot 20 let prav v ta namen proizvajajo in uporabljajo Japonci, ki so obenem največji in najbolj uspešni svetovni proizvajalec nerjavnega jekla.
here which is the object of numerous investigations (4, 12—24) is the choice of optimum slag composition. The highest basicity at sufficient viscosity and appropria-te oxygen potential to prevent chromium from excess oxidation are most important. Almost aH slag systems and possib/e additions have been investigated e.g., BaO, Li2C03, soda, CaO-CaF2, K2COa, Na2C03-, CaCI2-, CaO-CaCI2-, CaF2-CaCI2-oxides, etc.. Laboratory experi-ments (11) with BaO-BaF2 system at 1350 "C vvere relativeiy successfui. Tests (12) vvith CaO-CaF2-FeO slag vvith Li2C03 addition carried out in 30 ton AOD unit resulted in decrease of phosphorus content of 18/9 steel from 250ppm to 60ppm. Similar tests (14) in a 10 ton AOD converter vvith Ba0-BaCI2-Cr203 slag vvere also very successfui since the phosphorus content of AISI 316 steel vvas decreased from 230 ppm to 60 ppm. It seems (15) that BaO in slag maintains a higher oxygen potential and increases the solubility of Cr203 vvithout harmful influence on slag viscosiity. At Kavvasaki Steel (16) 27% dep-hosphorization vvas achieved in 100 t EAF of a melt vvith 13 % Cr and 3 % C. It well agrees vvith or calculations partly presented in figs. 2—5. The same holds for the results obtained on 50 ton EAF-VAD technologic line of Nipon Kokan Kogyo — Keihin VVorks (17) vvhere a 18/8 melt containing 4.1—4.5 % C vvas simultaneously dep-hosphorized by 43 % and desulfurized by 82 % at 1370—1480 "C vvith the consumption of 100 kg of CaO-CaF2-Cr203 slag per ton of steel. Better results, almost vvithout oxidation of chromium, vvere obtained vvith the use of Ca0-NaF-Cr203 slag since practically the same degree of dephosphorization vvas achieved at only 2 % C. Generally. aH these results agree vvith our calculations.
SUGGESTIONS
Since the main cause for accumulation of phosphorus in stainless steel is recirculatory stainless material particularly tailings, the use of cheap commercial scrap has only made the situation even vvorse, the follovving suggestions and measures can be offered not only to stop the phosphorus accumulation but also to revert it to a continuous and gradual decrease of phosphorus in our stainless steel. The practice of making up metallic charge should be changed as follovvs.
a) Recirculatory tailings should be used only by so cal/ed remeiting process vvherein the charge is made en-tirely from tailings.
Since EAF-VOD technology due to vacuum treat-ment in VOD unit assures sufficient "boiling", clean steel can be produced even at a lovv initial carbon content. At melt dovvn in UHP EAF carbon content vvould be about 0.1 % C. Decarburization stage and entire VOD treat-ment could be shortened at least by 70—90 minutes vvhich vvould help to obtain better synchronization of EAF and VOD operation. Phosphorus content of steel produced in this way vvithout the use of cheap scrap and vvith only small alloy additions for trimming (Cr, Ni, Mn. Ti, etc.) can not exceed the present leve/.
b) About 70 % of metallic charge composed of scrap and ferronickel, if any required, should be melted dovvn and dephosphorized in common way (25) before addition of required chromium (approx. 30 %) in the form of ferrochromium carbure or ferrochromium charge if avai-lable.
After dephosphorization of the melt vvithout chromium its phosphoruus content vvould be on the average 80 ppm P (25). Since our ferrochromium contains less than 0.015 % P the phosphorus content of steel vvill be at vvorst 0.015 % P. The use of tailings of this lovv phosp-
ZAKLJUČKI
Izvedena je termodinamična analiza sistema Fe-Cr-C-O-P v staljenem stanju, kar je omogočilo izdelavo ustreznega računalniškega programa, s katerim smo analizirali možnost oksidacijskega odfosforenja talin z visoko vsebnostjo kroma ter ugotovili:
— vpliv bazičnosti,
— vpliv temperature,
— vpliv vsebnosti kroma in
— vpliv vsebnosti ogljika
na termodinamično ravnotežno, t.j. najmanjšo možno vsebnost fosforja, ki jo ob optimalnih delovnih pogojih še lahko dosežemo z oksidacijskim odfosforenjem.
— Za relativno uspešno odfosforenje nerjavnega jekla lahko uporabljamo žlindro tipa Ca0-CaF2-Cr203, vendar
— vsebnost ogljika pri 18 % Cr mora biti večja kot 2 % C in
— temperatura mora biti pod 1400 °C.
Podani so vzroki dosedanje akumulacije fosforja v našem nerjavnem jeklu ter predlogi, ki omogočajo bolj ekonomično izdelavo avstenitnega nerjavnega jekla z zelo nizkim fosforjem ter postopno zniževanje vsebnosti fosforja v naših nerjavnih jeklih.
horus stee/ as a part of metallic charge will not only stop further accumulation of phosphorus but will also cause a graduat and continuous reduction in phosphorus con-tent of our sta/n/ess steel.
c) The charge for austenitic heats should be compo-sed from approx. 70 % of ferronickel with approx. 13—15 % Ni and approx. 30 % of ferrochromium carbure i. e., without any tailings and commercal scrap.
Because home made ferronickel contains on the average less than 0.010 % P (26, 27) if this practice were introduced it would be not on/y most economicai but wouid also reduce phosphorus content to below or at le-ast equal to 0.015 % P. The highest amount of pure iron even free from charge can be obtained through the use of ferronickel containing 13—15 % Ni only. Consequent-ly, the cheapest charge consists from 70 % of poor (13—15 % Ni) ferronickel and about 30 % ferrochromium carbure. Such a rational practice vvhich can result in si-gnificant decrease of production costs is imposed by hard market competition. Ferronickel with 13—15 % Ni as has been used for more than 20 years by Japan pro-ducers can be supplied by Feronikl— Kosovo and FeNi Kavadarci which is going to restore the production.
CONCLUSION
Thermodynamic analysis of Fe-Cr-C-O-P system in molten state ivas carried out. By the use of a correspon-ding computer program dephosphorization of high chro-mium melt under oxidizijig conditions was investigated. The influence of basicity, temperature, chromium and carbon was determined on the lowest i. e., the equiiibri-um phosphorus content attainable at optimum oxidizing conditions.
— For comparatively successful dephosphorization Ca0-CaF2-Cr203 slag can be used, however
— carbon content of 18 % Cr melt must be >2% C and
— temperature must not exceed 1400 "C.
Reasons for the accumulation of phosphorus in our
stainless steel are described and suggestions are given as how to revert it. The use of poor ferronickel (13—15 % Ni) for more economic production of iow phosphorus austenitic stainless steel is recommended.
LITERATURA/REFERENCES
1. D Peckner, I. M. Bernstein »Handbook of Stainless Steels«, Mc Graw-Hill, New York, 1977.
2. Keizi Ohsaki, Hisayoski Kanezashi, Transactions ISIJ, vol. 24 1984, B97
3. Kiminari Kavvakami, Stahl und Eisen, 108, (1988) 13
4. Inoue, R. et al., Transactions ISIJ, 28 (1988) 3
5. Hiroyuki Katayama et al., Transactions ISIJ, 19 (1979)
6. Kitamura, K. et al., Tetsu-to-Hagane, (1987) 2
7. Katayama, H. et al, Tetsu-to-Hagane, (1979) p 1167/74
8. Kitamura, K. et al. Transactions ISIJ, 24 (1984) p 631/38
9. Arato, T. et al., Tetsu-to-Hagane, 70 (1984) 12
10. Kavvachi, Y. et al., Tetsu-to-Hagane, 71 (1985) p 1071
11. Katayama, H. et al., Tetsu-to-Hagane, 72 (1986) 2
12. Tabuchi, S. et al., Tetsu-to-Hagane, 71 (1985) 6
13. Yamauchi, T. et al., Tetsu-to-Hagane, 69 (1983) 15
14. Yamauchi, T. et al., Tetsu-to-Hagane, 72 (1986) 2
15. Sakane, T. et al., Tetsu-to-Hagane, 70 (1984) 12
16. Matsuo, T. et al., Tetsu-to-Hagane, 72 (1986) 2
17. Onuma, K. et al., Tetsu-to-Hagane, 72 (1986) 2
18. Masayuki, H. et al., Proceedings of 3rdVAD/VOD Conferen-ce, Aachen, 14, —17. 10. 1986
19. Ryuji, N. et al. Transactions ISIJ, 27 (1987) B-295.
20. Kolganov, G. S. et al., Stal, (1978) 3
21. nove, S. et al., Transactions ISIJ, 28 (1988) 3
22. Usui, T. et al., Transactions ISIJ, 26 (1986) 2
23. Yamamoto, K. et al., Transactions ISIJ, 26 (1986) 2
24. Kunisada, K. et al., Transactions ISIJ, 26 (1986) 2
25. Smajič, N. et al., Poročilo Ml 87-013, Ljubljana 1987.
26. Smajič, N. et al., Poročilo Ml 86-010, Ljubljana 1986.
27. Smajič, N. et al., »Restartiranje FENI«, Inž. SŽ — Bled 1988.
Preiskave potisne peči za ogrevanje slabov Examination of the push-type slab reheating furnace
B. Glogovac*1, T. Kolenko*2, A. Mandeljc*3, D. Mikec*3
UDK: 621.783.223.2.004.6:669-412:519.87 ASM/SLA: W20h, U4, F21b, 18—72, 5—59
V okviru sodelovanja Metalurškega inštituta in FNT Montanistike v Ljubljani z Železarno Jesenice smo izvedli toplotnotehnične preiskave potisne peči za ogrevanje slabov pred rekonstrukcijo peči in po njej. Za simulacijo spremenljivih pogojev poteka ogrevanja različnih kvalitet in dimenzij slabov smo postavili matematični model, ki smo ga verificirali z meritvami pri uporabi prenosnega sistema za avtomatsko akvizicijo podatkov. Meritve in izračuni so bili osnova za konstrukcijske izboljšave peči in optimizacijo tehnologije ogrevanja.
1. UVOD
S pričetkom obratovanja nove jeklarne v Železarni Jesenice se je pretok materiala v valjarni močno spremenil. Zmanjšala se je količina klasično ulitih blokov (bram in ingotov) in povečala količina konti ulitih slabov, ki se direktno zalagajo v potisno peč. S to spremembo tehnološke poti vložka je potisna peč postala ključni ogrevni agregat valjarne Bluming Štekel. Peč izrazito zastarele konstrukcije in regulacije vodenja je bilo potrebno rekonstruirati. Pred tem je peč obratovala samo občasno z zelo visoko specifično porabo energije in slabo kvaliteto ogrevanja slabov. Napake na površini kot posledica neurejenih razmer pri ogrevanju, so bile vzrok dodatnim težavam pri valjanju in slabši kvaliteti toplo valjanih trakov.
2. PODATKI O PEČI
Na sliki 1 je prikazana potisna peč firme Rust pred izvedbo rekonstrukcije. Peč je imela tri cone: zgornjo in
Together vvith Metallurgical Department of the Uni-versity of Ljubljana and Jesenice Steelvvorks the Institute of Metallurgy examined the push-type slab reheating furnace before and after its design change. For the simulation of variable heating conditions under slabs of different qualities and dimensions the mathematical model vvas constructed and verified by measurings using the transferable system for data acquisition. Mea-surements and calculations served to improve the furnace design and the reheating technology.
1. INTRODUCTION
The new steel making plant in Jesenice Iron and Steelvvorks changed profoundly the slab transfer course in the rolling mili. The classically čast block yield decreased heavily while continuously čast slabs charged directly into the push-type reheating furnace, increased in yield. The change of slab manufacture made the push-type reheating furnace the main reheating aggregate of Bluming Štekel rolling mili. The furnace of evidently obsolete design and control had to be redesigned. Prior to this, the furnace operation vvas subject to vast spe-cific energy consumption, and poor slab reheating vvhich resulted in surface layer defects causing poor quality of hot rolled band.
2. FURNACE CHARACTERISTICS
Figure 1 shovvs the push-type reheating furnace pro-duced by the firm RUST prior to redesigning. The furnace is divided into three zones; the upper and lovver heat zones and the soak zone equipped vvith head burn-ers for natural gas. Design change vvas performed by the firm Vatrostalna Zenica supported by professional services of Jesenice Steelvvorks. The first phase of furnace redesign vvas finished in May 1987. The second
Slika 1
Prerez potisne peči pred rekonstrukcijo Fig. 1
Section through slab reheat furnace before the change of design
mag. Branislav Glogovac, dipl. ing. met., SŽ — Metalurški inštitut, Lepi pot 11, 61000 Ljubljana "2 VTOZD Montanistika Ljubljana "3 Železarna Jesenice
Predgrevna conal Ogrevna cooal Izenačevalna cona Preheat zone Heat zone Soak zone
Slika 2
Prerez potisne peči po rekonstrukciji Fig. 2
Section through slab reheat furnace after furnace redesign
spodnjo ogrevno cono in cono izenačevanja, opremljeno s čelnimi gorilniki za zemeljski plin.
Rekonstrukcijo peči je izvedla Vatrostalna Zenica v sodelovanju s strokovnimi službami Železarne Jesenice. Prva faza rekonstrukcije peči je zaključena v maju 1987. Maja 1990 je potekala druga faza rekonstrukcije: zamenjava drsnih tračnic in izdelava sistema za odstranjevanje škaje.
Pri rekonstrukciji peči so glede profila izvedene samo minimalne spremembe. V coni izenačevanja so vgrajeni stropni gorilniki firme Bloom (Type 2110) razporejeni enakomerno po površini stropa v dve regulacijski coni (leva in desna). Ogrevna cona peči je spremenjena, tako da je podaljšan ravni del stropa s prehodom v dodatno postavljeno zgornjo in spodnjo predgrevno cono s stranskimi gorilniki firme Bloom (Type 1200). Na ta način je peč z rekonstrukcijo dobila 6 regulacijskih con z možnostjo bolj natančne porazdelitve celotne toplotne obremenitve peči. K temu primerno je izveden tudi razvod cevovodov plina in zraka z ustreznimi regulacijskimi elementi. Zamenjan je tudi ventilator za zrak. Zastarela in neučinkovita pnevmatska regulacija je zamenjana z mikroprocesorsko, sistema TDC 5000. V okviru predvidene rekonstrukcije ni bilo možno povečati dolžine peči zaradi prostorskih in drugih problemov. S podaljšanjem peči bi najbolj uspešno rešili probleme storilnosti in specifične porabe toplote ter odpravili sedanje konstrukcijske pomanjkljivosti na vstopni in izstopni strani peči.
3. MERITVE
V okviru preiskav peči smo opravljali meritve, potrebne za ugotavljanje storilnosti peči in pregretosti slabov, ker sta ta dva pojava med sabo odvisna. Uporabili smo prenosni sistem za avtomatsko akvizicijo podatkov data logger (Solartron Schiumberger) s prenosom podatkov na PC računalnik. Peč je obratovala diskontinuirano in z neustaljenim ritmom izvlačenja slabov, kar je otežkočalo določiti maksimalno storilnost peči. Z izdelavo matematičnega modela, prirejenega za osnovne karakteristike potisne peči, ugotovljene z meritvami, je bilo možno simulirati različne pogoje ter s kombinacijo meritev in izračunov spremljati potek ogrevanja različnih vrst jekel in formatov vložka. Pred verifikacijo modela ogrevanja slabov smo izvedli meritve temperatur v slabu z »vlečnimi« ter-moelementi.
3.1 Kontrola zgorevanja
Kontrolo zgorevanja smo opravljali s kontinuirnimi plinskimi analizatorji (CO, C02, 02). Posebej uporabna v praksi se je pokazala plinska kisikova sonda na bazi stabiliziranega cirkonovega oksida. Z visokotemperaturno plinsko kisikovo sondo merimo vol. % 02 v vlažnih dimnih plinih. Pri opravljanju meritev smo uporabljali tudi nizko-temperaturno plinsko kisikovo sondo in vmesno komoro lastne konstrukcije. Prednost metode je, da je cirkonova celica sonde z lastnim ogrevanjem postavljena v posebno konstruirano komoro v neposredni bližini merilnega mesta, kar zagotavlja relativno hiter odziv in ščiti sondo pred mehanskimi in termičnimi šoki. Na ta način lahko merimo vol. % 02 v dimnih plinih tudi na konstrukcijsko težko dostopnih delih zgorevnega prostora peči. Na sliki 3 je označeno optimalno področje razmernika zraka, ki smo ga na rekonstruirani peči lahko dosegli in vzdrževali. Nastavljeni razmernik zraka spreminjajo tudi glede na kvaliteto jekla. Pri vseh meritvah smo opazovali delo-
phase was started in May 1990 including skidrai/ exchange and manufacture of scaie removing system. Design changes were minimai. The soak zone vvas equipped vvith roof burners produced by the firm Bloom (Type 2110) symmetrical/y distributed into tvvo reguiation zones (the ieft one and the right one). The flat part of the ceiting in the heat zone of the furnace vvas extended into a newiy built upper and lovver preheat zone vvith side-burners of the firm Bloom (type 1200). Thus the rede-sign contributed to obtainment of 6 reguiation zones vvhich have provided more uniform distribution of heat vvithin the furnace. The gas and air pipelines vvith suit-able reguiation elements vvere arranged correspon-dingiy. Air ventilator vvas exchanged, too. The obsotete and ineffective pneumatic reguiation vvas repiaced by microprocessor of TDC 5000 system. The redesign pianned a prolongation of the furnace vvhich vvouid mean an efficient solution to the problems of throughput and specific heat consumption and to the design deficiences found on furnace input and output but vvas omitted due to room shortage.
3. MEASUREMENTS
Being correlative, the measurements necessary to estimate the furnace throughput and the slab soak esti-mation, vvere performed simultaneously. For this pur-pose the data acquisition system (Soiartron-Schtum-berger) vvith the immediate transfer of data into computer, vvas used. The estimation of the maximum yield vvas hindered by discontinuity of furnace operation and unsteadiness of slab extraction. The development of a mathematical model created to suit the basic character-istics of the push-type slab reheating furnace verified by measurements, made possible the simulation of divers conditions and follovved the reheat process of various steel grades and slab dimensions by measurements combined vvith calculations. Before the slab reheating model vvas verified slab temperatures vvere measured by thermocouples.
3.1 Combustion Check
The combustion vvas checked by continuous gas analysers (such as CO, C02, Os). In this čase the oxy-gene senzor based on stabiiized zyrconium oxide proved to be of extraordinary use. The high temperature oxygene senzor estimates volume % of 02 of damp fiue gases. On measuring vvith the low temperature oxygen senzor the intermediate chamber, produced by Metallurgical institute, vvas used. The zyrconium celi of reheated senzor vvas placed in a chamber of special design set
suhi
—
damp
..rflfllši .Optimalno področje Optimal combustion zgorevanja , domain
' 1.00 1,05 1,10 1.15 1,20 1,25 1,30
_Razmernik zraka
Air ratio
Slika 3
Odvisnost vol % 02 od razmernika zraka Fig. 3
Relationship betvveen vol. % of 02 and excess air
vanje regulacije tlaka v peči. Predvidene konstrukcijske izboljšave v sistemu regulacije tlaka v peči bodo omogočile bolj natančno delovanje drugih regulacij v področjih minimalne toplotne obremenitve peči.
3.2 Meritve temperatur v slabu
Na si. 4 je prikazan izmerjeni potek temperatur slaba dinamo kvalitete pri prehodu skozi peč. Meritve smo izvajali z vlečnimi termoelementi pred rekonstrukcijo peči. Primer meritev na sliki 4 kaže, da je na peči kljub nastavljeni maksimalni temperaturi cone 1290° C nastopalo pregrevanje površine materiala neposredno po končanem daljšem zastoju. Naglo dvigovanje temperature neposredno pred začetkom ponovnega valjanja je pri zastareli konstrukciji peči in regulaciji vodenja povzročalo neposreden vpliv plamena na površino materiala. Temperatura površine slaba se je pri prehodu slaba skozi cono izenačevanja znižala, tako da iz končnega stanja temperature slaba na izstopu iz peči ni bilo možno ugotoviti nedopustno visoke temperature površine slaba v peči.
Na sliki 5 so prikazani rezultati meritev temperatur v slabu po prvi fazi rekonstrukcije potisne peči. Meritve smo opravljali pri ogrevanju nerjavnega jekla kvalitete ACRONI 11 in pri temperaturah peči (1250—1320° C). Meritve na kvaliteti DINAMO nismo nadaljevali, ker se ta kvaliteta po rekonstrukciji peči zalaga v potisno peč v toplem stanju. Pri meritvah se je pokazalo, da se slabi v coni izenačevanja ne ogrevajo enakomerno. Posebni problemi so nastopali zaradi ohlajanja slaba na 21. poziciji oziroma neposredno pred izstopom slaba iz peči. Potek temperatur v odvisnosti od časa zadrževanja slaba na zadnji poziciji smo izmerili in registrirali z optično kamero (3). Problem je uspešno rešen z vgraditvijo dodatnih gorilnikov, prečno usmerjenih vzdolž čelne hladne stene peči neposredno nad izstopno drčo. Iz poteka temperatur na merilnih mestih št. 2 in št. 3 je razviden
close to the measuring location providing mechanical and thermal shock protection and ensuring relatively quick response. Thus, the volume % of 02 could be measured even in the combustion chamber of the furnace which is difficult of access.
Figure 3 shows the optimum domain of air ratio vvhich could be achieved and maintained in the rede-signed furnace. The air ratio set point is changed according to steelgrade. AH measurements estimated the pressure regulation in the furnace. The pianned design improvements in the furnace pressure regulation system vvill make the operation of other regulations during the minimum heat load more accurate.
3.2 Slab Temperature Measurement
Figure 4 shows the measured temperature course of the electrical steel slab on passage through the furnace. These measurings vvere carried out by "drag" thermo-couples before the furnace vvas redesigned. The exam-ple of measurements shovvn by Figure 4 vvas performed to prove that directiy after a longer standstill an over-heating occured on the material surface inspite of the maximum zone temperature of 1290°C.
The quick temperature raise, directiy before the rolling vvas started anew, caused the flame to affect the material surface directly in the old furnace model. The slab surface temperature decreased during the slab transition through the soak zone, thus giving no evidence of such extraordinary high slab surface temperatures in the furnace. Figure 5 shovvs the results of slab temperature measurements after the first phase of the push-type slab reheating furnace redesign vvas finished. The measurements on the ACRON111 (AISI 304) stainiess steels vvere performed at furnace temperatures between 1250 and 1320° C. The measurements on the electrical steels vvere not performed at ali as after the furnace design vvas changed these gualities of steel
Slika 4
Izmerjene temperature na površini in v sredini slaba pri prehodu slaba skozi peč
Fig. 4
Measured temperatures at the surface and vvithin the slab on passage through the push-type furnace
1300
izenoc. cona „ I—soak zone n —
10
12 ~~"
Merilna mesta v slabu
Thermocoupte positions in slab
Measured
-— Cas Time
Slika 5
Izmerjene temperature v slabu pri prehodu skozi potisno peč (po rekonstrukciji)
Fig. 5
temperatures of the slab surface on passage through the pusher furnace after design change
-Čas Time
Slika 6
Izmerjene temperature v slabu pri prehodu skozi potisno peč (nove drsne tračnice)
Fig. 6
Measured temperatures of the slab surface on passage through the pusher furnace (New skidrail)
močan vpliv vodno hlajenih tračnic, ki v prvi fazi rekonstrukcije peči niso zamenjane. Slika 6 kaže potek temperatur v slabu po izvedeni drugi fazi rekonstrukcije peči oziroma po zamenjavi vodno hlajenih drsnih tračnic. Slika kaže bistveno izboljšanje poteka ogrevanja slaba na merilnih mestih št. 2 in št. 3, ki potrjuje teoretične simulacije z dvodimenzionalnim matematičnim modelom111 Meritve kažejo na možnost skrajšanja časa prehoda slaba skozi peč oziroma povečanja storilnosti peči in s tem znižanja specifične porabe toplotne energije.
have been charged into the furnace, when hot. The mea-surements shovved no uniformity of slab reheating in the soak zone. The slab cooling on the position 21 caused problems i. e. directly before the slab left the furnace. The temperature course depending on the period of tirne spent by the slab on the last position vvas measured and registered by an optic camera'3'. The problem vvas successfully solved by /hstallation of additional transversal burners mounted along the forehead of the cold furnace wall directiy above the furnace exit. The
3.3 Razvoj in verifikacija matematičnih modelov
3.3.1 Model rekuperatorja
Za simuliranje prenosa toplote od dimnega plina, ki izstopa iz peči, na zrak v rekuperatorju smo izdelali matematični model'2'. Količino izmenjane toplote v rekuperatorju smo računali po enačbi (1).
Q = k F A 9sr (1)
v enačbi je:
k toplotna prestopnost (W/m2K) F površina za izmenjevanje toplote (m2) A 9sr logaritemska srednja temperatura (K)
Za izračun izstopne temperature dimnih plinov in izstopne temperature zraka potrebujemo še enačbo za toplotno bilanco izmenjave toplote med dimnim plinom in zrakom:
Vdpr|(9dpvcdpv - SdpiCdpi) = Vzr(3zriczri - 9zrvczrv) (2)
V enačbi (2) je:
H — izkoristek toplote dimnih plinov,
V — pretok,
3 — temperatura, c — specifična toplota indeksi:
dp— dimni plini, zr — zrak, v — vstop, i — izstop
Simulacija izmenjave toplote poteka po naslednji shemi: predpostavimo izstopno temperaturo zraka, izračunamo izstopno temperaturo dimnih plinov iz rekuperatorja, izračunamo izstopno temperaturo zraka in postopek izračuna ponavljamo, dokler se predpostavljena in izračunana temperatura zraka ne ujameta. Na podlagi opisane osnovne sheme smo izdelali matematični model za igličasti rekuperator in simulirali različne možne pogoje pretokov zraka in dimnih plinov. Iz rezultatov simuliranja različnih pogojev temperatur in pretokov dimnega plina in zraka smo ugotovili, da je pri normalnem delovanju regulacije vleka dimnih plinov in pri pretakanju zadostne količine dimnih plinov možno z obstoječim rekupe-ratorjem pri dobrem vzdrževanju doseči izstopno temperaturo zraka 400° C. Na podlagi meritev in simulacij različnih pogojev z modelom smo ugotovili, da zamenjava obstoječega rekuperatorja ni nujno potrebna.
3.3.2 Model prenosa toplote v sistemu dimni plin—stena peči—vložek
V algoritmu prenosa toplote v peči sta upoštevana prevajanje toplote v steni peči in v slabu ter prenos toplote od dimnih plinov na steno peči in slab ter izmenjava toplote med steno in slabom. Peč razdelimo na navidezne segmente in predpostavimo, da je temperatura dimnih plinov in stene peči v posameznem segmentu konstantna. Izhodiščni podatek je poznana temperatura notranjega površja stene. Čas ogrevanja razdelimo na kratke časovne intervale. Čas prehoda slaba iz enega v drugi navidezni segment peči je določen s časom zadrževanja slaba v posameznem segmentu, ki je tudi znan in je lahko od segmenta do segmenta različen. Temperaturo dimnih plinov v posameznem segmentu peči izračunamo samo enkrat, ker bi bilo računanje sicer preza-mudno, če bi jo računali v vsakem časovnem intervalu. Za določitev toplotnih prestopnosti moramo poznati temperaturo dimnih plinov, temperaturo površja stene segmenta in temperaturo površja slaba.
temperature at measuring points 2 and 3 (Fig. 5) shows how strongly it ivas affected by the water cooled ski-draiis which have not been exchanged during the first phase. Figure 6 shovvs the slab temperatures after the second phase of redes/gn i. e. after the vvater cooled skidrails have been exchanged for nevv ones. The improvement is clearly seen at the measuring points 2 and 3 verifying the theoretical simulation by two dimen-sional mathematical models'. The measurements indi-cate a possibility of shortening the tirne the slab needs for its passage through the furnace vvhich vvould increase furnace throughput and reduce the specific energy consumption.
3.3 Development and Verification of Mathematical Models
3.3.1 Recuperator Model
A mathematical modef2' for simulation of exhaust gases heat exchange in the recuperator vvas designed. The quantity of exchanged heat in the recuperator vvas calculated by the follovving equation:
0 = k F ASsr (1)
k = heat transfer coefficient
F = heat exchange area (m2)
AS = logarithmic average temperature difference (K)
To calculate the flue gas output temperature and the air output temperature another equation is necessary, accounting for the heat balance betvveen flue gases and air. The equation is as follovvs:
Vdprl($dpvCdpv~ $dpicdpi) = Vzr($zrjCzrj— SzriCm) (2) meaning:
rj — flue gas heat efficiency
I/ - flovv
9 — temperature
c — specific heat
indexes:
dp— flue gases,
zr — air,
v — input,
i — output
Simulation of heat exchange is carried out according to the follovving concept: First, an output air temperature is presumed and the agreement betvveen the pre-sumed and estimated air temperature is achieved by successive approximation. A mathematical model for acicular recuperator vvas created and the simuiations of its performance for various air and flue gas flovvs vvere carried out on the basis of the described basic concept. The results obtained by simulation proved that the exist-ing recuperator if well maintained could produce the output temperature of 400°C providing the flue gas draft regulation operates normally and the amount of flue gas flovv is sufficient. Measurement results and simuiations of various conditions shovved the exchange of the exist-ing recuperator vvould not be necessary.
3.3.2 Model of Heat Flovv in the System Flue Gas—Furnace Wail—Siab
The model of heat transfer vvithin the furnace cham-ber considered the heat conduction inside of the furnace vvall, and the slab together vvith the heat radiation from the flue gases to the vvall and the slab, as vveli as the heat radiation betvveen the vvall and the slab.
The furnace vvas divided into 21 fictitious zones the flue gas temperature in each individuai fictitious zone vvas presumed to be constant, and the temperature of the interior of the furnace vvall vvas given. The heating
Temperatura površja stene segmenta je merjena. Za temperaturo površja slaba vzamemo temperaturo, ki jo je imel slab na površju, ko je vstopil v segment peči. Temperaturo dimnih plinov predpostavimo in nato izračunamo iz pogoja, da je vsota toplotnih tokov na steno peči in od stene peči enaka nič. Pri tem upoštevamo karakteristike stene peči oziroma nestacionarno prevajanje toplote v steni peči, vrsto uporabljenega goriva, razmer-nik zraka, debelino plinske plasti in razmerje površin.
3.3.3 Model prevajanja toplote v slabu
Zanesljivost merjenja temperatur v coni izenačevanja z »vlečnimi« termoelementi je problematična. Termoele-menti in zaščitna keramika so v coni izenačevanja (nad 1200° C) v takšnem stanju, da je med vodnikoma možen kontakt na površini slaba. V večini primerov termoelementi ne zdržijo na tej temperaturi do izstopa slaba iz peči. Izvedba meritev v primeru več merilnih mest je zelo zahtevna in draga. Zato je za celovit študij poteka ogrevanja potrebno kombinirati meritve in matematični model, ki je verificiran v zanesljivem področju merjenja temperatur. S tako verificiranim modelom lahko simuliramo različne pogoje in optimiramo storilnost peči glede na zahtevano končno temperaturo in temperaturno diferenco v slabu. Mejne pogoje na zgornji in spodnji površini slaba računamo z vnaprej opisanim modelom prenosa toplote v sistemu dimni plin—stena peči —površina vložka in nato temperaturno polje v slabu s Fourierjevo parcialno diferencialno enačbo za prevajanje toplote v neu-staljenem temperaturnem polju, ki jo rešujemo numeri-čno z metodo končnih diferenc.
^ = (3)
8t 5x2
V enačbi (3) je:
S = temperatura,0C;
t = čas, sek
x = debelina slaba, mm;
a = temperaturna prevodnost, m2/s.
Specifična toplota in toplotna prevodnost v modelu nastopata kot veličini, ki sta odvisni od temperature. Pri-
time vvas divided into short time intervais. The time interval of slab transition from one fictitious zone to another vvas estimated by the slab retention time interval in each individual fictitious zone vvhich vvere knovvn, too, yet might differ. The flue gas temperature of each fictitious zone of the furnace vvas ca/culated only once as the temperature estimation of each individual time interval proved to be a vvaste of time. To determine the heat transfer the temperatures of the gases, of the fictitious zone surface and of the slab surface have to be knovvn. The temperatures on the inner surface of the side vvall vvere measured. For the slab surface temperature the value vvas taken vvhich it had at the entrance of the fictitious zone. The temperature of the flue gases vvas pre-sumed and then calculated on condition the sum of heat flovvs taking direction to the vvall and those radiating from the furnace vvall eguaied zero. In doing so, the furnace vvall characteristics and unsteady-state conduction within the furnace vvall, the fuel applied, air ratio, flue gas thickness and surface ratio vvere con side red.
3.3.3 Model of Heat Conduction Within Slab
The temperature measuring by "drag" thermocou-ples vvithin the soak zone is not entirely reliable. The heat can cause errors in measuring due to its effects on thermocouples (vvire contact). The thermocouples are usually damaged before the passage is finished. Temperature evaluation at several measuring points is very expensive and difficult. This results in necessity of a deta/led study of heat procedures based on measure-ments combined vvith mathematical models, the latter being verified at a reliable measuring range. Such a veri-fied model may simulate divers conditions including the optimum furnace throughput considering the required end temperature and the temperature difference vvithin the slab. The boundary conditions for the top and bot-tom slab surface are estimated by the previously described model of heat transfer in the system flue gas-furnace vvall-slab surface.
Then the temperature field vvithin the reference slab is estimated by the partial differential eguation for heat
Tabela 1.: Primer zapisa podatkov o zgodovini ogrevanja slaba Table 1: Example of data plot or slab reheating history
24. interval oz. slab;
časovni 9 A3 X cp 3P temperaturni profil v slabu
odsek interval °C K W/mK J/kgK °C °C
min s
1 11 0 89 245 15.0 484 850 55 40 37 48 84 157 282
2 8 30 137 287 15.7 508 850 77 65 70 95 147 232 352
3 8 30 182 303 16.4 528 850 108 99 109 143 201 288 402
4 10 0 232 304 17.0 545 850 151 144 158 195 256 340 447
5 9 10 276 292 17.7 554 850 196 189 204 241 300 381 481
6 11 50 339 249 18.5 563 850 295 270 273 302 355 428 519
7 10 10 487 405 20.5 577 1150 503 416 382 402 474 603 787
8 11 0 634 329 22.2 599 1150 687 589 544 553 616 725 873
9 8 10 749 248 24.0 615 1150 870 745 678 669 712 798 916
10 9 40 864 201 25.2 639 1150 998 887 819 797 819 880 971
11 8 0 971 208 26.4 674 1280 1105 994 922 897 920 990 1103
12 10 50 1071 145 27.8 716 1280 1163 1086 1036 1018 1035 1086 1162
13 8 10 1123 108 28.7 740 1280 1192 1135 1097 1084 1097 1135 1192
14 8 0 1169 106 29.2 762 1320 1214 1171 1143 1135 1149 1185 1241
15 9 0 1205 83 29.5 781 1320 1233 1203 1184 1180 1193 1222 1263
16 12 0 1238 59 29.8 793 1320 1252 1233 1223 1222 1232 1253 1281
17 10 40 1243 31 29.9 795 1280 1234 1234 1235 1239 1245 1254 1265
18 8 0 1247 31 29.9 796 1280 1236 1237 1239 1244 1250 1258 1267
19 8 0 1250 29 29.9 797 1280 1240 1241 1243 1247 1253 1260 1269
20 8 40 1253 26 30.0 798 1280 1243 1244 1247 1251 1256 1262 1270
21 10 0 1256 24 30.0 799 1280 1247 1248 1250 1254 1259 1264 1271
mer izračuna poteka ogrevanja slaba pri prehodu skozi peč z dejanskim časom zadrževanja slaba na posamezni poziciji v peči je prikazan v tabeli št. 1.
4. SPECIFIČNA PORABA TOPLOTE
Specifična poraba energije na potisni peči že vrsto let konstantno pada kot posledica različnih ukrepov v proizvodnji in povečanega deleža toplo založenih slabov. Najizrazitejši padec je bil po rekonstrukciji peči. V letu 1986 je znašala povprečna letna specifična poraba toplotne energije 2739 kJ/kg. Rekonstrukcija peči je bila izvedena v letu 1987. V letu 1989 je bila povprečna letna specifična poraba toplote 2230 kJ/kg. V treh mesecih v letu 1989, pri sistemu pet dni obratovanja in dva dni »slepega« kurjenja (sobota in nedelja), je dosežena povprečna specifična poraba toplotne energije 2025 kJ/kg. V letu 1990 se tendenca znižanja specifične porabe nadaljuje in je močno odvisna od dosežene povprečne storilnosti peči. Odvisnost specifične porabe toplotne energije potisne peči od storilnosti peči za obdobje maj—julij 1990 je prikazana na sliki 7. Pri storilnosti peči 900—1200 t/dan je imela peč specifično porabo toplote med 1500 in 2000 kJ/kg (si. 7). Glede na relativno kratko dolžino peči in nekoliko višjo končno temperaturo ogrevanja slabov so doseženi rezultati primerljivi z rezultati uvajanja nove tehnologije ogrevanja na podobnih pečeh v svetu'11.
•
o 0 < • • « V •
0 O • o O
• • o _ o"2>- —- o
•
3500 2 2
3000 CO O
n t
200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300
_ Proizvodnja t/dan
Production rate [t/day]
Slika 7
Odvisnost specifične porabe toplote od storilnosti peči Fig. 7
Relation betvveen specific heat consumption and furnace throughput
Nadaljnje znižanje specifične porabe toplote na potisni peči bo možno s povečanjem deleža vroče založenih kontinuirno ulitih slabov, skrajšanjem časov ogrevanja oziroma zvišanjem storilnosti peči in z uvajanjem procesnega računalnika v sistem vodenja peči, kar je v Železarni Jesenice v fazi realizacije.
5. ZAKLJUČKI
V okviru raziskave, z uporabo sistema za avtomatsko akvizicijo podatkov, smo izvedli toplotno tehnične meritve pred rekonstrukcijo potisne peči in po njej. Potek temperatur v slabu v celotnem času ogrevanja smo spremljali z matematičnim modelom in z meritvami temperatur na različnih mestih po preseku slaba. Rezultati meritev so pokazali izboljšanje kvalitete ogrevanja slabov in znižanje povprečne letne specifične porabe energije za ca. 20 %. Z realizacijo projekta vodenja potisne peči s procesnim računalnikom bo omogočena nadaljnja optimizacija tehnologije ogrevanja slabov z minimalno porabo energije.
t ran sfer in an unsteady temperature fieid by Fourier soiv-ing it by the numericai method of finite differences.
SS S2 S ,,,
— = a— 3)
St S**
S = temperature in ° C t = tirne in sec x = slab thickness in mm a = temperature conductivity in rrf/s
Specific heat and heat conductivity represent vaiues depending on temperature. Table 1 shovvs an example of reheating process calculation of the slab passing through the furnace considering the actua/ intervals of the slab retention in each individual fictitious zone.
4. SPECIFIC HEAT CONSUMPTION
The specific energy consumption of the push-type slab reheating furnace has been reduced constantly in the past years vvhich is considered to depend on regula-tions concerning the process of manufacturing and increased rate of hot charged siabs. The most signifi-cant decrease in energy consumption occured immedi-ateiy after the redesign vvas completed. In 1986. the average yearly specific heat consumption amounted to 2739 kJ/kg. in 1987 the furnace was redesigned, and the year 1989 shovved 2230 kJ/kg of specific heat consumption. The furnace vvas heated seven days a vveek vvhite operating five days (Saturdays, Sundays idle heating). in the first three months of 1989 the average specific heat consumption amounted to 2025 kJ/kg. The tendency tovvards reduction of specific heat consumption is even more emphasized in 1990, but greatly dependent on the furnace average throughput. Figure 7 shovvs the depen-dence of the specific heat consumption on the push-type slab reheating furnace throughput from May through Juiy 1990. The furnace throughput of 900—1200 t/day equaied the specific heat consumption of 1500 to 2000 kJ/kg (Fig. 7). Considering the relatively short size of the furnace and the higher slab reheating finat temperature the obtained results couid be ranked among those of new heating technology of simiiar fur-naces abroad11'. The reduction of specific heat consumption of the push-type slab reheating furnace will be furthered by the increasing share of hot continuously čast slabs by shortened heating tirne and higher throughput of the furnace, respectively, as weil as by introduction of a process computer to furnace control vvhich is being installed in the Jesenice Steelvvorks, at the moment.
5. CONCLUSION
Research of the push-type slab reheating furnace vvas performed by automatic data acquisition before and after the furnace redesign. The temperatures vvithin slabs were checked by the mathematicai model and temperature measurements at several measuring points along the slab cross section surface. The measurement results shovved improved slab heating and an average yearly specific heat consumption reduced for about 20 %. The process computer control of the push-type reheating furnace wiH reduce the energy consumption to minimum and improve the slab reheating technology considerabiy.
LITERATURA/REFERENCES
1. Zongyu Li, P. V. Barr, J. K. Brimacombe: Computer simula-tion of the slab reheating furnace. Canadian Metallurgical Quarterly, 27, 1988, 3.
2. B. Sicherl, T. Kolenko, B. Glogovac: Storilnost potisne peči na Blumingu. Poročilo, FNT, VTOZD Montanistika Odsek za Metalurgijo, 1986, Poročilo, FNT, VTOZD Montanistika Odsek za Metalurgijo, 1986.
3. F. Reinitzhuber, H. P. Domels: Einsatz neuzeitlicher Techno-logien an Walzwerksoefen Stahl u. Eisen 110 (1990) 8.
4. B. Glogovac, T. Kolenko, A. Mandeljc, D. Mikec, I. Bizjak, B. Sekloča: Študija delovanja ogrevnih peči v valjarni Blu-ming Stekel glede na spremenjeno pot vložka in kapaciteto rekonstruirane potisne peči. Poročilo Metalurškega inštituta, Ljubljana 1988.
5. T. Kolenko, M. Hodošček, B. Glogovac, A. Mandeljc, P. Sekloča, D. Mikec: Računalniški model ogrevanja plošč v potisni peči. Zbornik posveta o Metalurgiji in kovinskih gradivih, Ljubljana, oktober 1989.
Primerjava različnih metod preizkušanja jekla NIOMOL 490 za določevanje lomnih karakteristik pri nizkih temperaturah
Comparison of different tests on NIOMOL 490 steel to determine fracture characteristics at lovv temperature
J. Vojvodič-Gvardjančič"1, F. Vodopivec"2
V prispevku so obravnavane lomne značilnosti drob-nozrnatega mikroiegiranega jekla NIOMOL 490. To jeklo ima feritno bainitno mikrostrukturo ter mejo plastičnosti minimalno 490 MPa, dobro duktilnost pa ima še tudi pri temperaturi - 60" C. Staranje tega jekla pa duktilne lastnosti poslabša, zato nevarnost krhkega loma postane realna. Lastnosti tega jekla v odvisnosti od temperature uporabe so bile določene tako s statičnimi preizkusi, kot tudi z udarnimi preizkusi ter merjenjem lomne žilavosti.
1. UVOD
Nosilni element konstrukcije odpove zaradi prekoračitve mejne napetosti, zaradi nestabilnosti ali pa zaradi loma. Prva dva kriterija sta v konstruktorski praksi že dolgo znana, njuna uporaba pa je predpisana s standardi. V novejšem času, ko se zaradi tehnoloških zahtev uvajajo materiali izredno visokih trdnosti, pa prva dva kriterija za varnost nosilnega elementa nista več zadostna. Zasnovana sta na predpostavki, da je material homogen in izotropen, ter ne upoštevata napak v materialu, ki med eksploatacijo lahko prerastejo v razpoke kritične velikosti, ki povzročijo porušitev zaradi loma.
Pojav krhkega loma lahko pričakujemo tudi pri jeklu NIOMOL 490, ki spada v skupino mikrolegiranih drobno-zrnatih jekel s feritno bainitno mikrostrukturo ter mejo plastičnosti min 490 MPa. Jeklo je zaradi dobre duktilno-sti še tudi pri temperaturi -60° C primerno za izdelavo tlačnih posod za utekočinjene pline. Ravno pri teh konstrukcijah pa se nevarnost pojavljanja krhkega loma v praksi še stopnjuje zaradi procesov staranja predhodno v hladnem deformiranega jekla (podnice).
Zato moramo tlačne posode kontrolirati tudi s stališča lomne mehanike, ki se ukvarja z vplivom atomarno ostre razpoke v nosilnem materialu. Ob tem pa moramo poznati lomne značilnosti jekla, da lahko določimo temperaturno mejo uporabnosti tega jekla.
2. VRSTA PREISKAV
Za določanje lomnih značilnosti drobnozrnatega mikroiegiranega jekla NIOMOL 490 smo uporabili statične in dinamične mehanske preizkuse. Iz skupine statičnih
"1 mag. Jelena Vojvodič-Gvardjančič, dipl. gradb. ing. — Inštitut za metalne konstrukcije, Ljubljana, stanovanje: Resljeva 1, Ljubljana
"2 prof. dr. Franc Vodopivec, dipl. ing. — Metalurški inštitut, Ljubljana, Lepi pot 11
UDK: 620.178.74.001.36:669-973:669.14.018.41 ASM/SLA: Q26s, Q6n, SGBr, 1—54
The article presents fracture characteristics of the fine grained microalloyed NIOMOL steel. This steel's microstructure is ferritic-bainitic and its minimal yield strength 490 MPa. It is good at ductility even at - 60°C. Aging impairs the ductile properties, causing brittie fracture. The steel properties in relation to vvorking temperatures have been determined by static load testing as well as impact testing, and measurements of fracture toughness.
1. INTRODUCTION
Exceded stress threshold, instability or fracture cause a construction bearing element to fail. For a long time the first two criteria have been knovvn to builders and their application specified by standards. Recentiy, when high strength materials vvere required by development of tehnology, the two first mentioned criteria became insufficient because the supposition of homo-genous and isotropic material did not consider flavvs in the material vvhich could develop cracks of critical size causing colapse.
NIOMOL 490, belonging to the group of fine grained microalloyed steels vvith a ferritic bainitic microstructure and a minumum yield stress of 490 MPa might become subject to brittie fracture. The steel shovvs good ductility at - 60° C, thus it is suitable for high pressure vessefs for Hquid gases. Such constructions are endangered by brittie fracture because of the aging of the cold formed steel bottom. Therefore, the high pressure vessels have to be checked for fractures in the bearing material. For this reason it is neccessary to know the fracture characteristics of the steel, and to define the temperature boundary for the use of this steel.
2. TEST TYPES
To determine fracture characteristics, static load and dynamic mechanical tests vvere performed. The conventional tensile test, the tensiie test of specimens vvith a circumferential notch and measurement of fracture toughness vvith the J integral method and correction by Schvvalbe, vvere chosen from the group of static mechanical tests.
The impact Charpy-V method for toughness measurement and the method for the niH ductility temperature determination by drop vveight test vvas selected from the group of dynamic mechanical tests.
mehanskih testov smo izbrali konvencionalni natezni preizkus, natezni preizkus cilindričnih preizkušancev z obodno zarezo ter merjenje lomne žilavosti z metodo J integrala ter korekcijo po Schvvalbeju. Iz skupine dinamičnih mehanskih preizkusov pa smo izbrali metodo udarnega merjenja žilavosti Charpy-V in metodo določanja temperature neduktilnega loma (drop vveight test).
3. EKSPERIMENTALNI DEL
3.1 Določanje trdnostnih karakteristik jekla NIO-
MOL 490 in NIOMOL490 K
Za preiskave smo uporabili drobnozrnato mikrolegi-rano jeklo NIOMOL490, debeline 12 mm, z mejo plastičnosti 490 MPa. To jeklo spada med mikrolegirana jekla, legirana z Mn, Mo, Nb s feritno bainitno mikrostruktura. Železarna Jesenice ga je dobavila v normaliziranem stanju. Mehanske lastnosti in kemična analiza so razvidne iz tabel I, II, III. Izoblikovanje mikrostrukture jekla NIO-MOL 490 je prikazano s TTT diagramom kontinuirnega ohlajanja na sliki 1. Mikrostruktura jekla NIOMOL490 je prikazana na sliki 2. Sestavljata jo ferit in bainit. Iz slike 2 je razvidno, da je jeklo izrazito drobnozrnato in ima ferit-no-bainitno mikrostrukturo z dokajšnjim deležem baini-ta. Delež bainita v mikrostrukturi pa domnevno zaradi segregiranja, zlasti ogljika, nekoliko variira.
Del preiskav smo opravili tudi na jeklu NIO-MOL 490 K, zato prikazujemo tudi njegove karakteristike - tabela IV, V, VI.
Slika 1.
TTT diagram jekla NIOMOL49C) Figure 1.
TTT diagram of the NtOMOL 490 steel
Tabela 1: Mehanske lastnosti pločevine Niomol 490
Pločevina Niomol Mehanske lastnosti pločevine
490 Rp Rm A5 Z Smer
t = 12 mm MPa MPa % % preizkušanja
Potrdilo o kvaliteti
Železarne Jesenice 488 614 26 — prečno na
št. 11759__smer
valjanja
Podatki iz prospekta ,gg 560— ^ _ Železarne Jesenice —740
3.0 EXPERIMENTS
3.1 Tensile strength characteristic
AH specimens vvere manufactured from a 12 mm thick plate vvith yieid strength 490 MPa and delivered after normalising by Jesenice steelvvorks. The NIOMOL 490 and 490 K steels belong to microalloyed steels alloyed vvith Mn, Mo, Nb vvith a ferritic-bainitic microstructure. Their mechanical properties and the chemical composition are shovvn in table /., II. and III The TTT diagram for continuous cooling of the NIOMOL 490 K steel is shovvn in Figure 1.
The microstructure of the steel shovvn in Figure 2 consists of ferrite and bainite and is finegrained. The share of bainite in the microstructure varries to a certain extent because of local seggregations, mostly carbo-nous.
The investigation vvas partiy carried out on the NIOMOL 490 K steel, vvhose characteristics are shovvn in
nital 10000X
Slika 2.
Mikrostruktura jekla NIOMOL.490 Figure 2.
Microstructure of the NIOMOL 490
Tabela 2: Kemijska sestava pločevine Niomol 490
Kemijska sestava pločevine Niomol 490 t= 12 mm
Oznaka C Si Mn P S Cr % Ni Cu Mo Al Nb
1 0.11 0.26 1.20 0.018 0.006 0.24 0.30 0.18 0.26 0.031 0.054
2 0.09 0.24 1.21 0.018 0.006 -
1. Dejanska analiza pločevine
2. Podatki iz atesta Železarne Jesenice št. 11/59
Table 1: Mechanical properties of Niomol 490 in 12 mm plate
Plates Niomol 490 t= 12 mm
Mechanical Properties
Rp MPa
Rm MPa
A5 Z
Direction of Testing
Quality certificate issued by Jesenice Steelvvorks No. 11759
488
614
26 -
transverse
Data from Jesenice Steelvvorks booklet
490
560--740
19 -
Tabela 3: Žilavost pločevine Niomol 490
Smer valjanja
Žilavost ISO - V (J) nestarano stanje
Žilavost DVM (J) starano stanje
Temperatura preizkušanja
Rp Rm A5 MPa MPa %
Z Smer
% preizkušanja
Potrdilo o kvaliteti Železarne Jesenice
496 564 21.8 529 604 19.8
prečno na smer valjanja
Tabela 5: Kemijska sestava pločevine Niomol 490 K
Kemijska sestava pločevine Niomol 490 K t = 24 mm C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo Al Nb Ti N
Table 2: Chemical composition of Niomol 490 steel
Chemical Composition of Niomol 490 Plates /= 12 mm
+ 20 0 -20-40-50-60 + 20+ 5-20-40-60
Vzdolžno 63 63 63 55 47 39 47 41 41 31 27 Prečno 55 55 47 39 34 31 35 31 31 27 —
Tabela 4: Mehanske lastnosti pločevine Niomol 490 K Mehanske lastnosti pločevine Niomol 490 K t = 24 mm
Desi-
gnati- C Si Mn on
Cr Ni Cu Mo Al Nb
0.11 0.26 1.20 0.018 0.006 0.24 0.30 0.18 0.26 0.031 0.054
0.09 0.24 1.21 0.018 0.006
1. Analysis of the tested plate
2. Data from the Jesenice Stee!works certificate No. 11759
Table 3: Impact toughness of Niomol 490
Rolling direction
impact Toughness ISO- V Impact Toughness (J) not Aged_DVM (J) Aged
Test temperature
+ 20 0 -20-40-50-60 + 20+ 5-20-40-60
Longitudinal 63 63 63 55 47 39 47 41 41 31 27 Transversal 55 55 47 39 34 31 35 31 31 27 —
0.09 0.31 0.33 0.012 0.002 0.53 0.18 0.37 0.28 0.052 0.052 0.022 0.0093
Tabela 6: Žilavost pločevine Niomol 490 K
Smer valjanja
Žilavost ISO - V (J) Žilavost ISO - V (J) nestarano stanje nestarano stanje
Temperatura preizkušanja C)
-20
-60
Prečno
300 249 228 238
300 240
162 163
166 161
163 160
Table 4: Mechanical properties of Niomol 490 K steel Mechanica/ properties of Niomol 490 K plates t= 24 mm
Rp Rm A5 Z Direction of MPa MPa % % Testing
Quality certificate issued 496 564 21.8 by Steelvvorks Jesenice 529 604 19.8
Transverse
Mikrostruktura jekla NIOMOL 490 K je razvidna s slike 3. Mikrostruktura je podobna kot na sliki 2, vendar je delež bainita nižji, medtem ko so kristalna zrna ferita približno enako velika, kot pri jeklu NIOMOL 490.
Iz jekla NIOMOL 490 smo izdelali različne vrste preiz-kušancev in določili mehanske lastnosti te pločevine, ki so razvidne iz tabele VII. Natezni preizkus cilindričnih preizkušancev z obodno zarezo iz jekla NIOMOL 490 v dobavnem stanju, kot tudi 10 % deformiranem v hladnem ter umetno staranem 307250° C je razviden iz tabele VIII in IX
Na osnovi zbranih rezultatov je razvidno, da jeklo NIOMOL 490 v pogojih statičnega preizkušanja ne kaže bistvenega poslabšanja lastnosti vse do temperature -100° C. Lastnosti tega jekla v dobavnem stanju so si-
Table 5: Chemical composition of the Niomol 490 K steel
Chemical composition of Niomol 490 K plates t= 24 mm C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo Al Nb Ti
0.09 0.31 0.33 0.012 0.002 0.53 0.18 0.37 0.28 0.052 0.052 0.022
Table 6: Impact toughness of the Niomol 490 K steel
Rolling direction
Impact toughness Impact toughness ISO- V (J) not aged ISO- V (J) not aged
Test temperature (°C)
-20
-60
Transversal
300 249 300 162 166 163 228 238 240 163 161 160
nital 500 X
Slika 3.
Mikrostruktura jekla NIOMOL 490 K Figure 3.
Microstructure of the NIOMOL 490 K
nital 10000 X
cer znatno boljše od lastnosti deformiranega in staranega jekla, vendar pa je primerjava teh lastnosti v odvisnosti od temperature preizkušanja praktično enaka. Izkaže se tudi, da je enakomerni raztezek boljši kazalnik duktil-nosti jekla, kot pa je to zarezno trdnostno razmerje, kar je pravzaprav presenetljivo, če upoštevamo, da enakomerni raztezek meri le največjo dosegljivo homogeno deformacijo, z zareznim trdnostnim razmerjem pa merimo tudi sposobnost utrjevanja jekla ob zarezi. Podobno pa velja tudi za lomno duktilnost, ki je dobra mera za de-
tables I V., V. and VI The microstructure of the NIOMOL 490 K steel is shown in Figure 3. The grain size is similar to that in Figure 2, while the amount of bainite is smaller.
The mechanical properties of 490 steel are shovvn in table VII. The tensiie test results of cylindrical speci-mens vvith a circumferential notch made from the NIOMOL 490 steel in the as delivered condition as well as after 10 % cold deformation and aging for 30 min at 250° C are shovvn in table VIII. and IX
Tabela 7: Mehanske lastnosti drobnozrnatega mikrolegiranega jekla Niomol 490 t=12 mm Table 7; Mechanical properties of the finegrained microalloyed steel Niomol 490 t= 12 mm
Odvzem preizkušanca vzdolž smeri valjanja pločevine
Odvzem preikušanca pravokotno na smer valjanja pločevine
Vrsta preizkušanca in trgalni stroj epruvete Rp Rm ■4* egi Z epruvete Rp Rm eg< Z
Mpa % Mpa %
2,1 482 600 22,3 16,07 72 1,1 499 611 34,6 17,6 67,5
»minitrac« 0 5 mm, Amsler 100 kN 2,2 477 599 23,1 17,0 72,7 1,2 484 593 35,8 17,9 71,9
2,3 482 605 22,5 16,6 72 1,3 499 597 33,2 16,8 70,8
2,10 467 596 28,5 13,8 72,4 1,7 486 579 25,9 12,0 69,1
Okrogla epruveta 0 10 mm/M 16 (strictiomax), Amsler 100 kN 2,11 461 586 28,5 14,2 72,9 1,8 476 584 18,8 12,2 70,1
2,12 429 580 20,2 13,8 73 1,9 463 579 18,9 12,7 67,2
2,15 458 586 25,2 12,70 71,9 1,13 467 586 24,7 13,40 68,6
Okrogla epruveta 0 10 mm, L-250 mm, Instron 1343 2,16 453 575 26,7 14,20 72,2 1,14 465 588 24,3 13,00 68,5
2,17 458 586 25,2 12,70 71,9 1,15 483 579 25,2 71,9
»minitrac« 0 5 mm, odvzet s površine pločevine, Amsler 100 kN 2,18 462 585 31 78,8 1,16
2,19 465 583 28,4 73,9 1,17
2,20 462 585 31 78,8 1,18
Podatki s prospekta Železarne 490 560- 19
Jesenice 740
kjer pomeni:
egt.. . max. enakomerni raztezek (%)
Tabela 8: Konvencionalni natezni preizkus in preizkus cilindričnih preizkušancev z obodno zarezo na jeklu Niomol 490 v dobavnem stanju
Table 8: Conventional tensiie test and test on cylindrical specimens with circumferentiai notch of the steel Niomol 490 in as delive-red condition
Podatki o preizkušancu Mehanske lastnosti
Osnovni----—--g
t ., Oblika Oznaka Temperatura premer do s , , Pp Pm „ □ * & = In—2
Osnovni material epmve,e epruvete preizkušanja epruvete d (dj) Su 10 (kN) (kN) H> "" Eu
,mm) (Im) (mm2)' <™> ^ _ <%>_
1,1
brez zareze
5,0 50,24
8,0 19,63 4o 50,05 23,7 29,8 472 593 15,6 0,145 0,9397
26 15 2 25 32,5 9,20 11,65 469 593 18,1 0,166 0,967
44 5^81
1,2 010 —-100 118,1 38,7 48 493 611 14,3 0,134 1,195
Niomol 4901 = 12 mm- T = -20°C
5,5 23,76
0 70 11 22
1,3 0 8 ——-;- 25 - 7,44 8,98 - 800 2,1 0,021
2,90 6,60
brez zareze
7 0 38 48
14 010 -1-;- 100 - 33,5 36,0 - 935 2,8 0,028
__6,1 29,22 ___________
8 0 50 27
15 0 8 -;-:- 40 49,4 30,1 37,5 599 746 16,9 0,156 1,106
4,6 16,62 _
1,6 0 8 —--40 50,0 25,5 32,3 507 643 14,1 0,132 1,242
T = -40'C
4,3 14,51
1 7 0 8 —-40 - 25 28,4 - 1153 0,9 0,009
5,1 20,43
z zarezo
brez zareze
5,5 23,75
1 8 0 8 - 40 40,5 19,24 23,6 - 994 1,4 0,014
4,4 15,20
8,0 50,24 4,65 16,97
40 48,45 27,9 35,2 555 700 18,8 0,172 1,085
8 0 50 24
1 10 0 8 -1- 40 50,0 27,2 33,8 542 673 16,3 0,151 1,195
T = -100'C
4,4 15,20
5,5 24,62
0 e 5,6 23,75 40 ^ 28,2? « _ 1146 „ ^ 4,8 18,09
z zarezo
5,5 23,75
1 12 0 8 - 40 41,25 24,51 26,9 - 1133 2,0 0,020
Epruvete odvzete ' 4,7 17,34
prečno na smer — —
valjanja* 1 13 0 8 -'-:- 40 43,70 30,75 37,8 612 752 15,6 0,145 1,202
4,8 18,10
brez zareze
1,14 0 8 —'--40 48,45 35,3 41,7 702 830 15,6 0,145 0,900
T = -150*0
5,1 20,42
5,65 25,07
1,15 0 8 - 40 - 31,4 31,4 - 1252
brez zareze
5 8 26 41
1 16 0 8 -:-:- 40 40,75 28,2 28,4 - 1113 1,7 0,016
_4,3 14,51__
1 17 0 8 —1—-40 45,55 36,3 39,4 722 784 9,2 0,088 1,042
4,75 17,71
8 0 50 24
1,18 0 8 - 40 47,3 32,3 39,3 644 782 8,7 0,084 0,980
T = —196° C
4,9 18,85
z zarezo
5,8 26,41
1 19 0 8 - 40 40,1 34,8 35,9 - 1359 0,4 0,004
5,2 21,23 _
5,8 26,41
1 20 0 8 -:- 40 40,3 37,7 37,7 - 1427 0,4 0,004
5,6 26,62
Tabela 9: Konvencionalni natezni preizkus in preizkus cilindričnih preizkušancev z obodno zarezo na 10 % deformiranem in umetno staranem (250° C/30 minut) Niomolu 490
Table 9: Conventional tensiie test and test on cyiindricai specimens vvith circumfereniai notch on 10 % strained and artifficaiy aged (250° C/30 ') Niomoi 490__
Osnovni -
Podatki o preizkušancu
Mehanske lastnosti
Osnovni material
Oblika epruvete
Oznaka Temperatura premer do
epruvete preizkušanja epruvete ^ j^j §u (mm)
"m eg, Sr-Kl-2
- tu ou
(mm) (mm2) . -93 -78 -50-36 Slika 6.
Žilavost v odvisnosti od temperature za jeklo NIOMOL 490 Figure 6.
Impact toughness as a function of temperature for the NIOMOL 490
The niti ductility temperature NDT as defined in ASME E 208 vvas determined. The results of aH measure-ments are shovvn in table XI.
It is evident, that already a small cold straining causes the transition temperature to shift to higher vaiues (A T= 55° C), and that this shift is stili greater after strain aging (AT= 83"C). The aging of the initiai material vvhich previously vvas not cold strained does not essen-tiaiiy affect the transition temperature (AT= 15°C) not even after a reiativeiy iong aging tirne up to 20 hours at T= 250° C.
The influence of the notch sharpness on Charpy specimens should be mentioned, too. It is evident, that the test vvith the V notch is more rigorous. The differ-ence betvveen the two transition temperatures, as high as AT= 40°C is surprising and very important from the user standpoint. it suggests nameiy that the toughness must be measured by the methods of fracture mechan-ics i. e. by an atomic sharp notch considering the ieast favourable conditions of use at lovv temperature.
/Is aiready mentioned, for the investigated NIOMOL 490, it vvas not possible to determine the correia-tions betvveen NDT and the transition temperatures not even for the aged steel, therefore these tests were partly repeated vvith NIOMOL 490 K, vvhich is a modified version of NIOMOL 490, vvith a transition temperature shifted to a lovver degree. The results are shovvn in Figure 6 and in table XII.
Table 12: Correlation betvveen transition temperatures into brittle state by the 54 J, 68 J criteria, resp. NDT temperature from DWT for Niomol 490 k
Transition temp. to brittle state
Material Criterion 54 J Criterion 68 J from NWT
(°C)
A -122 -115 -120
B -112 -110 -105
C - 80 - 77 - 78
A Niomol 490 K — initiai state, that is as delivered B Niomol 490 K — aged state (250 °C/30 minutes) C Niomol 490 K —10% cold strained and aged (250° C/ 30 minut)
Temperature of the transition to the brittle state on the basis of the average vaiue for impact toughness 54 J (lit. V for NIOMOL 490, and on the basis of the criteria 68 J (lit.2) for steels ofsimilar type were determined from diagram in Figure 6. The curves in the transition region are very steep, thus the reading is very approximative. The obtained vaiues are shovvn together vvith the NDT temperatures of drop vveight tests in table XII.
The conformity of the Charpy's temperature of transition into brittle state to the NDT of drop vveight tests is surprising. it is important for the appiication of NIOMOL 490 K, but at the same tirne the general vaiidity of the reference vaiue of the CA T curve by Pellini is ques-tioned. Namely, it is obvious that the relation betvveen NDT and Charpy transition temperatures (into the brittle state) is compiicated and varies from type to type of steel.
3.3 Microfractografic examinations
Figure 7 shovvs the morphoiogy of the fracture surface of a NIOMOL 490 Charpy-V speci men in the initiai
NIOMOL 490 K, torej z modificirano verzijo jekla NIOMOL, ki pa ima temperaturo prehoda pomaknjeno k nižjim vrednostim. Rezultati so razvidni s slike 6 in tabele XII.
Tabela 12: Korelacija med temperaturo prehoda v krhko stanje po kriteriju 54 J, 68 J ter NDT temperaturo DWT testa
Temperatura prehoda v krhko stanje
Material
Kriterij 54 J
Kriterij 68 J
("C)
A -122 -115 -120
B -112 -110 -105
C - 80 - 77 - 78
/5 —
B —
C —
A —
B ~
c —
NDT temperatura - iz DWT testa
Niomol 490 K dobavno stanje -zareza Charpy-V Niomol 490 K-10 %hiadno deformiran-zareza Charpy-v Niomol 490 K-10% hladno deformiran-staran 250"C/30' zareza Charpy - V
Niomol 490 K as delivered condition Charpy-Vnotch Niomol 490 K-10% cold strained -Charpy-V notch Niomol 490 K-10%cold strained -aged 250'C/30' Charpy-V notch
žilavost (J) impact ........o toughness
A Niomol 490 K — osnovno, to je dobavno stanje B Niomol 490 K — starano stanje (250 "C/30 minut) C Niomol 490 K — 10% deformirano v hladnem in starano (250° C/30 minut)
Iz diagrama na sliki 6 je odčitana temperatura prehoda v krhko stanje na osnovi kriterija srednje vrednosti žilavosti 54 J (lit.1), kot pri NIOMOLU 490, in na osnovi kriterija 68 J (lit.2) za jekla podobne vrste. Krivulje so namreč v območju temperature prehoda tako strme, da je izbira kriterija lahko poljubna. Dobljene vrednosti so skupaj z NDT temperaturami Drop VVeight Testa zbrane v tabeli XII
Ujemanje med Charpyjevimi temperaturami prehoda v krhko stanje ter NDT temperaturami je presenetljivo. S stališča uporabe jekla NIOMOL 490 K je to sicer zelo pomembno, vendar pa se ob tem postavlja vprašanje splošne veljavnosti definiranih referenčnih vrednosti na CAT krivulji po Pelliniju. Očitno je namreč, da je odvisnost med NDT ter Charpyjevimi temperaturami prehoda v krhko stanje bolj komplicirana in tudi povsem različna za različne vrste jekel.
3.3 Mikrofraktografske preiskave
Na sliki 7 je prikazana morfologija preloma površine Charpy-V preizkušanca jekla NIOMOL 490 je v izhodnem nestaranem stanju pri temperaturi —80° C.
Poleg obsežnih področij cepilnega tipa loma opazimo tudi področja jamičaste duktilne ločitve, ki jeklu še tudi pri tako nizki temperaturi preizkušanja dajejo znatno žilavost (80 J).
Mikromorfologija prelomne površine Charpy-V preizkušanca, izdelanega iz staranega jekla (10 % deformacije v hladnem + 250° C/30 minut) pri T = - 80° C je prikazana na sliki 8.
Prelom je povsem cepilne narave in temu je ustrezna tudi žilavost, vsega 20 J. V nasprotju s preizkušancem z V zarezo pa na preizkušancu z U zarezo, preizkušanim pod enakimi pogoji, lahko še vedno najdemo tudi področja duktilne ločitve, kot je to videti s slike 9.
Na Charpy-V preizkušancih iz staranega jekla se prvi duktilni grebeni pričnejo pojavljati na frakturnih površinah šele pri temperaturi preizkušanja —40° C ali višji, kot je to razvidno s slike 10.
Podobna kot slika 10 je tudi slika 11, ki pa prikazuje prelomno površino Charpy-V preizkušanca iz jekla, ki je bilo le deformirano v hladnem za 10 %, ne pa tudi starano.
Prvi duktilni grebeni se tu pojavljajo pri temperaturi preizkušanja —60° C ali večji, (slika 12)
\B
C
-4—
rm
150
100 90 80
70-68J 60
50
r54J
-140 -120\\\-X)0 -8Q
-122^112 -n5°c-tio°c
-60
-40 -20
-80
-77 "C
Slika 7.
Žilavost Charpy-V v odvisnosti od temperature za jeklo NIOMOL 490 K Figure 7.
Charpy-V impact toughness as a funetion of temperature for the NIOMOL 490 K
(nof aged) condition at the temperature — 80"C. Next to the extensive areas of eteavage fracture areas of dim-pied and duetite decohesion make steel considerably tough (80 J) at very iow test temperatures.
Figure 8 shovvs the fracture surface micromorpho-logy of a Charpy-V specimen of a strain aged steel at T= 80°. The fracture surface is of a cleavage type and consequently, the toughness amounts to only 20 J. Con-trary to the specimen vvith the V notch, in the U notch specimen under the same conditions, areas of duetite propagation stili can be found, as shovvn in Figure 9.
On the fracture surface of the Charpy V specimens made from aged steel the first ductiie ridges appear at the test temperature of - 40° C or higher, as shovvn in Figure 10 Like Figure 10, Figure 11 shovvs a fracture surface of a Charpy-V specimen of a steel, vvhich vvas cold strained for 10 % but not aged. The first ductiie ridges appear in this čase at a test temperature of - 60°C or higher. Finally it can be established that the nature of the fracture of the examined Charpy-V specimens in the region of transition temperature is of a mixed type. Besides, eteavage facets on the smaller or larger areas of ductiie fracture can be distinguished. These areas essentially contribute to the toughness because the toughness of the completely eteavage fracture is neariy nit.
Slika 8.
Mikromorfologija preloma površine Charpy-V preizkušanca jekla NIOMOL 490 v izhodnem stanju pri T= -80° C Figure 8.
Micromorphology of the fracture surface on Charpy-V speci-men of the NIOMOL 490 in the initial condition at T= - 80° C
Slika 9.
Mikromorfologija preloma površine Charpy-V preizkušanca jekla NIOMOL 490 za starano jeklo (10% def. v hladnem + 250" C/30 min.) pri T = - 80° C Figure 9.
Fracture surface micromorphoiogy of Charpy-V specimen of the aged NIOMOL 490 (10% cold deformation and +250" C/ 30 min.) at T=-80°C
Zaključimo lahko zagotovitvijo, da je narava preloma preiskanih CHARPY-V preizkušancev v območju prehodnih temperatur mešane oblike. Poleg cepilnih ploskev je na posnetkih moč razločiti večja ali manjša področja jamičastega duktilnega tipa loma. Žilavost jekla dajejo, oziroma k njej prispevajo, le ta duktilna področja,
Slika 10.
Mikromorfologija preloma površine Charpy-U preizkušanca jekla NIOMOL 490 za starano jeklo (10% def. v hladnem + 250°C/30 min.) pri T=-80°C Figure 10.
Fracture surface micromorphology of Charpy-U specimen of the aged NIOMOL 490 (10% cold deformation and aged 250° C/ 30 minutes) at 7"= - 80°C
Slika 11.
Mikromorfologija preloma površine Charpy-V preizkušanca jekla NIOMOL 490 za starano jeklo (10 % def. v hladnem + starano 250" C/30') pri T= -40" C Figure 11.
Fracture surface micromorphology of Charpy-V specimen of the NIOMOL 490 for the aged steel (10 % cold deformation and 250° C/30 minutes) at -40° C
3.4 Application of fracture mechanics to the analysis of results
The analysis was performed on NIOMOL 490 in the as delivered condition because this steeTs transition to
Slika 12.
Mikromorfologija preloma površine Charpy-V preizkušanca iz jekla NIOMOL 490 v nestaranem stanju (le 10 % det. v hladnem) pri T= -60°C Figure 12.
Fracture surface m/cromorpho/ogy of Charpy-V specimen of the not aged NIOMOL 490 (10 % cold deformation on/y) at T= — 60° C
medtem ko je žilavost s povsem cepilno obliko loma praktično nična.
3.4 Uporaba lomne mehanike pri analizi rezultatov
Za analizo je bilo izbrano jeklo NIOMOL 490 v dobavnem stanju. Pri tem jeklu je namreč prehod v krhko stanje bolj položen, zato je računanje soodvisnosti med temperaturami prehoda in NDT temperaturami sploh smiselno. Pri temperaturi -20° C (253 K) je bila žilavost Charpy-V tega jekla enaka 145 J. Lomno žilavost K,c izračunamo najprej s korelacijo Barsom-Rolfe za območje prehodnih temperatur, kot so navajata Faucher in Do-gan (lit.1):
Kfc = 0,22-E-CVN15
Dobimo:
Kfc = 0,22-2,05-102-1451,5 K,c = 280 M Pa (m)1'2
Pri tem smo za modul elastičnosti E vstavili vrednost 2,05-102 GN m-2, Charpyjeva-V žilavost pa je izražena v joulih.
Nekoliko nižjo vrednost dobimo, če izračunamo lomno žilavost KIC s pomočjo Hahn-Rosenfieldove korelaci-je. Dobimo namreč:
K|C = (0,05 • e, ■ n2 ■ E • Rp/3)1/2 Klc = (0,05 • 1,20 • 0,1492 ■ 2,05 ■ 105 • 472/3)1/2 K,c = 207 M Pa m1'2
Če izračunamo še K,c, kot sledi na osnovi merjenja J
integrala (lit.4), dobimo za KIC rezultat (K2 = J• E):
Kfc = 655-2,05-108 kN2 m-3 K|C = 336 M Pa m1'2
Na osnovi izračunavanj lahko sklepamo, da bi morebiti lahko K|C vrednosti pri nizkih temperaturah določili
brittle state is siower, therefore calculation of the corre-iation betvveen transition temperature and NDT temperatures is meaningful at ali. At the temperature of - 20° C (253 k) the Charpy V toughness of this steel vvas 145 J. The fracture toughness K,c is obtained first from the Barsom-Rolfe correlation for the transition temperature region, as stated by Faucher and Dogan (Ref.1):
Kfc= 0,22■ E■ CVN15
vvhich shovvs:
K2C= 0,22-2,05- 102- 145'5 K,c= 280 M Pa (m)1/2
For the elastic modulus the value of 2,05.102GN m~2 vvas chosen and the Charpy V notch toughness expressed in Joules. Lovver vaiues are obtained if the fracture toughness K/c is calculated vvith the Hahn-Ro-senfield correlation:
KIC= (0,05- Ef n2- E■ Rp/3)1/2 KIC= (0,05- 1,20■ 0,1492-2,05■ 106-472/3)1/2 K,c= 207 M Pa mm
lfnow KIC is calculated on the basis of J integral measurement (lit.4) for K/c, is the follovving:
K2C= 655■ 2,05■ 10skN2 m ~ 3
KIC= 336 MPa m1/2
These calculations shovv that K,c could be determined at lovv temperatures simply vvith the correlation given by Rolfe-Novak and thus the relationship betvveen KIC and NDT obtained. The vaiues for NIOMOL 490 and a temperature TJ— — 85° C are shovvn in table XIII The KIC vaiues vvere calculated on the basis of the correlation given by Barsom-Rolfe as a function of the reference transition temperature of nil ductility TNDtre, vvhich is defined as the difference betvveen the test temperature and the nil ductility temperature NDT.
Table 13: Relationship betvveen fracture toughness K,c and TuDTret for the Niomoi 490 steel in the delivered state (Tndt= — 85 °C)
Test temperature (°C) TfJDT ref (K) Impact toughness Charpy-V (J) Calculated fracture toughness KIC (Mpa]im)
-20 65 145 280
-60 25 120 243
-75 10 100 212
-85 0 68 159
Let us compare the above mentioned results vvith the results (12, 13) from Figure 13, vvhich shovvs the relationship betvveen the reference vaiues of fracture toughness (the lovver band of these vaiues) and the relative temperature as quoted above. The diagram is vaiid for steeis, vvhich are used in the USA for nuclear reactor pressure vessels. On the basis of this diagram two steeis of similar type, vvhich have different NDT temperatures can be compared resulting in a logical supposition is that at a given vvorking temperature the resistance to fracture, defined by K/c, differs. One of the tvvo steeis could be used at lovver temperatures than the other, but vvith the same safety margin against fracture. /4s reference a value of K,c 210 MPa ji m, is chosen. In the NIOMOL steel such a toughness is achieved at the vvorking temperature, vvhich is only 10° C higher than NDT so already in the hazardous area. Just the opposite hap-
pens to the steel of Figure 13 where such a toughness is reached at a vvorking temperature of 100°C above the NDT in safe distance from NDT.
3.5 Fracture toughness determination for NIOMOL 490
by J integral measurements
J integral of the NIOMOL 490 was measured with CT specimens according to ASTM 813 method (13) and a procedure recomended by J. Heerens and K. H. Schwalbe (14). The determination of J integral and J,c values was carried out by the method of one speci-men with partial unioading. For detailed description of NIOMOL 490 testing see (Ref. 11). Figure 14 shows a loaded CT specimen with an instaied clip gauge for ioad line displacement measurement. In table XIV the JIC values obtained by the two methods are listed. The results shovv that the classical determination of the J integral in accordance with the standard ASTM E 813 is unsuitable for such tough materials as NIOMOL 490 as the values obtained are unrealistically high for J,c. The major part of the error is caused by blunting line which is unsuitable and does not consider the strain hardening of the metal. In the modified method proposed by J. Heerens, J. K. Schwalbe, the improvements refer to the R-line, which was aproximatec by an exponential function of the J form A. (A a)B (A and B being constants, Aa is
Slika 14.
Obremenjen CT preizkušanec z montiranim merilcem hoda v liniji delovanja obremenitve Figure 14.
Loaded CT specimen with an installed clip gauge for ioad line displacement measurements
kar enostavno s korelacijo po Rolfe-Novak ter na ta način dobili soodvisnost med K,c in NDT. Za jeklo NIOMOL 490 v dobavnem stanju dobimo pri Tndt=-85°C vrednosti, podane v tabeli XIII.
Tabela 13: Soodvisnost med lomno žilavostjo K,c in Tndt ref za jeklo Niomol 490 v dobavnem stanju (Tndt= -85°C)
Žilavost Izračunana
Temperatura Tndt rel rh.m„ u lomna žilavost-
testiranja (°C) (K) Oharpy-V Kjc_
wt (Mpajm)
150 " _130 "
t no -ago-
5 70-s50 -
" 30--
\ -90 -70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 ZO 30 4 0 50 60 70 80 90 100 Temperatura glede na T ndx™+ 'K' Temperature relative to TNDT „,f i k t
Slika 13.
Spodnja meja pasu referenčnih K,R vrednosti lomne žilavosti glede na referenčno prehodno temperaturo ničelne žilavosti (T Tndt ref) Figure 13.
Lower bound of KlR reference values as a function of the relative test temperature (T — TNDTre/J
V tej tabeli so prikazane KIC vrednosti izračunane na osnovi korelacije Barsom-Rolfe v odvisnosti od referenčne prehodne temperature ničelne žilavosti Tndt ref. Torej je Tndt ref določena kot razlika med temperaturo nične duktilnosti NDT in temperaturo testiranja.
Primerjamo sedaj zgornje rezultate z rezultati (lit.512) s slike 13
Iz diagrama na sliki 13 izhaja soodvisnost med referenčnimi vrednostmi lomne žilavosti (spodnji pas teh vrednosti) in relativno temperaturo, kot je bila definirana zgoraj. Diagram je veljaven za jekla, ki se v ZDA uporabljajo za nuklearne reaktorske posode. Na osnovi tega diagrama lahko primerjamo dve jekli podobne vrste, ki imata različni NDT temperaturi. Logičen je namreč sklep, da je pri dani temperaturi eksploatacije odpornost teh dveh jekel proti lomu, določena s K,c, različna. Eno od obeh jekel bo namreč uporabno do nižjih temperatur kot drugo, a z enako stopnjo zaščite pred lomom.
Kot referenčno vrednost za K|C izberemo npr. 210 MPa j'm. Pri NIOMOLU je takšna žilavost dosežena pri temperaturi eksploatacije, ki je le še 10° C višja od NDT, torej smo že v nevarnem območju. Nasprotno pa je v primeru jekla s slike 13, kjer je takšna žilavost dosežena pri temperaturi eksploatacije, ki je kar za 100° C višja od NDT in smo zato od NDT varno oddaljeni.
3.5 Določevanje lomne žilavosti jekla NIOMOL 490 z J integralom
J integral jekla NIOMOL 490 smo določili s CT preiz-kušanci po metodi ASTM E 813 (lit.13) in postopku, ki ga
Tabela 14: Vrednosti J,c določene po metodi ASTM E 813 in modificirani metodi J. Heerens, K. H. Schvvalbe za jeklo Niomol 490
JiC določen po
Oznaka Standardu ASTM Modificirani metodi preizkušanca E 813_J. Heerens, K. H. Schvvalbe
2.2 2.3
2.5
2.6 2.7 2.9
1135 960 1400 1520 1690
kJ/m2
795 720 655 980 870 1330
Table 14: Values of J,c determined in accordance vvith ASTM E 813 and the modified method by J. Heerens, K. H. Schvvalbe for the Niomol 490 steel
„ . J/c determined bv
Design at ion -
of the test Standard ASTM Modified method by
specimen E 813 J. Heerens, K. H. Schvvalbe
2.2 2.3
2.5
2.6 2.7 2.9
1135 960 1400 1520 1690
kJ/rrf
795 720 655 980 870 1330
priporočajo J. Heerens, K. H. Schvvalbe (lit.14). Določanje J integrala in J|q vrednosti je potekalo po metodi z uporabo enega preizkušanca z delnim razbremenjevanjem. Potek preizkušanja NIOMOL 490 je podrobneje opisan v (lit.11). Na sliki 14 je prikazan obremenjen CT preizkuša-nec z montiranim clip-gauge v liniji delovanja obremenitve. V tabeli XIV pa so zbrane vrednosti J,c, določene po obeh metodah.
Iz rezultatov lahko povzamemo, da je klasično določanje J integrala skladno s standardom ASTM E 813, za tako žilave materiale, kot je NIOMOL 490, neustrezno, saj daje nerealno visoke vrednosti za J|c- Največji del napake gre na račun neustrezne blunting linije (linije otopi-tve), ki premalo upošteva utrjevanje kovine. Pri modificirani metodi, ki jo predlagajo J. Heerens, J. K. Schvvalbe ... se izboljšave nanašajo tako na R linijo, ki smo jo aproksimirali s potenčno funkcijo oblike J = AAa8 (A, B sta konstanti, Aa je napredovanje razpoke), kot tudi na blunting linijo, ki je določena z enačbo Aae = 0,4-dn-J/ a0. Tako napetost tečenja ct0, kot tudi faktor dn sta bila določena z upoštevanjem eksponenta deformacijskega utrjevanja n. Takšna realnejša enačba blunting linije, ki v večji meri upošteva utrjevanje kovine ter s tem močno plastifikacijo korena razpoke še pred njenim napredovanjem, daje v splošnem nižje vrednosti za JjC. Dobljene vrednosti za JIC od 655 kJ/m2 do 1330 kJ/m2 so bistveno nižje od vrednosti, dobljenih s klasičnim postopkom, vendar še vedno zelo visoke, kar govori o kvaliteti tega jekla.
4. ZAKLJUČEK
Raziskane so bile lomne značilnosti drobnozrnatega mikrolegiranega jekla NIOMOL 490 in deloma NIOMOL 490 K. Ugotovili smo, da z nateznim preizkusom, opravljenim pri nizkih temperaturah, lahko sicer določimo konvencionalne mehanske lastnosti jekla, ki jih konstruktor potrebuje za dimenzioniranje, nič pa ne moremo soditi o temperaturni meji uporabnosti jekla. O tem nam nič ne pove niti merjenje enakomernega raztezka niti lomne duktilnosti in tudi ne merjenje zarezne občutljivosti. Vsa ta merjenja so namreč opravljena v statičnih pogojih.
Udarni preizkusi so zajeli tako študij vpliva staranja jekla na temperaturo prehoda v krhko stanje, določeno s Charpy-V merjenjem žilavosti, kot tudi določanje temperature nične duktilnosti jekla z Drop VVeight Testom. Ugotovili smo, da se temperatura prehoda v krhko stanje, določena z merjenjem Charpy-V žilavosti, izredno dobro ujema s temperaturo ničelne duktilnosti jekla, kar daje pri tem jeklu merjenju Charpy-jeve žilavosti povsem nov pomen.
Mikrofraktografske preiskave so pokazale, da je prehod v krhko stanje povezan s spremembo morfologije preloma žilavostnih preizkušancev, katerih frakturna po-
crack increasement), as wel/ as to the blunting, vvhich is defined vvith the equation AaB= 0,4- dn- J//3o. The flovv stress po and also the factor dn vvere determined by tak-ing into consideration the exponent of strain hardening n. Such a more realistic equation of the blunting line tak-ing into consideration the strain hardening and thus the strong piastification of the cracks root before its propa-gation presents in general a iovver vaiue for J/c. The obtained values forJ/c from 655 kJ/m2 to 1330 kJ/m2 are essentialy Iovver from values obtained by a classical procedure, but stili very high, vvhich speaks for the qual-ity of this steel.
4. CONCLUSION
Finegrained microalloyed steel NIOMOL 490 and partly NIOMOL 490K vvere investigated for fracture char-acteristics. It vvas estabiished that by the tensile test performed at lovv temperatures the conventional mechanical properties required by designers can be determined, but nothing can be concluded on the temperature limits of the steel. Neither the uniform elongation nor the fracture ductility or notch sensibility give reliable information because ali those measurements are performed under static conditions.
The impact tests included the research on the effects of strain aging on the transition temperature to brittle state determined by Charpy-V toughness measurements as vvell as the determination of nii ductility temperatures vvith the drop vveight test.
It vvas estabiished, that the transition temperature defined by measurements of Charpy-V notch toughness agrees vvell vvith the nil ductility temperature, vvhich gives this steel a new meaning to Charpy-V notch impact toughness measurements.
Micro fractographic examinations shovved that the transition in to brittle state is connected vvith the change in morphology of the fracture surface on impact tough-ess specimens vvhich is a dimpied ductile in the upper shelf region. In the region of transition to brittle state the number of cleavage facets increases until at temperatures lovv enough the fracture becomes a completely brittle cleavage. The correlation betvveen the fracture toughness of steel at a particular operating temperature and the reference nii ductility temperature, Tndt ret is of vita/ importance for safe dimensioning, for NIOMOL 490 the correlation betvveen fracture toughness (in the region of transition temperatures K/c calculated as pro-posed by Roife-Barson) and the reference nii ductiiity temperature, TNDTre, vvas determined.
It became evident that just such a correlation is necessary for safe application of this steel at lovv temperatures. This makes possible a comparison vvith other
vršina je v območju »upper shelf« vrednosti povsem ja-mičasto duktilna, v območju prehoda v krhko stanje pa se povečuje delež cepilnih prelomnih ploskvic, vse dokler ni pri dovolj nizkih temperaturah prelom povsem ce-pilen.
Ker je za konstruktorja s stališča varnega dimenzioniranja izredno pomembna soodvisnost med lomno žila-vostjo jekla pri določeni temperaturi eksploatacije in referenčno temperaturo ničelne duktilnosti jekla (TNDTref), smo za preiskano jeklo NIOMOL 490 določili še odvisnost lomne žilavosti jekla (v območju prehodnih temperatur je bila KIC izračunana po Rolfe-Barsom) od referenčne prehodne temperature nične duktilnosti Tndt ref.
Izkazalo se je, da prav takšna soodvisnost pove vse o varni uporabi tega jekla pri nizkih temperaturah. Na tej osnovi je namreč možna primerjava s kakšnim drugim jeklom podobne vrste, ki pa ima drugačno NDT temperaturo; ugotovljena soodvisnost pa nam pove, katero od obeh bo imelo boljšo varnost proti krhkemu lomu.
steels of similar type, but of a different NDT temperature. The determined corretation shovvs vvhich ofthe tvvo resists the brittle fracture the best.
LITERATURA / REFERENCES
1. B. Faucher and B. Dogan: Evaluation of the Fracture Toughness of Hot-Rolled Low-Alloy Ti-V Plate Steel, Metallurgical transactions, 19A, March 1988, 505—516.
2. ASTM E 185: Standard Practice for Conducting Surveillance Tests for Light-VVater Cooled Nuclear Povver Reactor Ves-sels, E 706.
3. G. T. Hahn, A. R. Rosenfield: Sources of Fracture Toughness — the Relation between K,c and the Ordinary Tensiie Properties of Metals, Applications Related Phenomena in Ti-tanium Alloys, ASTM STP 432, 1968, 5—32, Philadelphia.
4. Barsom J. M., Rolfe S. T. "Correlations betvveen KIC and Charpy V-Notch. Test Resuits in the Transition — Temperature Range" — Impact testing Metals ASTM 466, American Society for Testing and Materials, 281—302, 1970.
5. Scarlin R. B.. Shakeshaft M. "Limitations of some methods of establishing fracture-toughness data" — Metals Techno-logy, January 1981, 1—9.
6. Rolfe S. T., Novak S. R "Slow-bend K,c testing of medium-strength high-toughness steels" — STP 463, Philadelphia, American Society for Testing and Materials, 124—159, 1970.
7. Putatunda S. K. "A comparison of various fracture toughness testing methods" — Enginering Fracture Mechanics (Great Britain), 25, 1986, 4, 429-439.
8. ASTM E 208: Standard Method for Conducting Drop-VVeight Test to Determine Nil-Ductility Transition Temperature of Ferritic Steelseels.
9. J. M. Barsom and S. T. Rolfe: Impact testing of Metals ASTM STP 466, American Society for Testing and Materials 1970, pp. 281-302.
10. Franc Vodopivec: Mikromorfologija preloma i mikrostruktura čelika. Zbornik letne škole "Perspektive razvoja i primeri mehanike loma", Dubrovnik, 23.-27. junij 1986, 173—187.
11. Jelena Vojvodič-Gvardjančič: Lomne značilnosti drobnozr-natega mikrolegiranega jekla NIOMOL 490 (magistrska naloga, 1990).
12. Eberhard Roos, Thomas Demler, Ulrich Eisele and Rainer Gillog: Fracture mechanics safety assessment based on mechanics of materials — Steel Research 61,1990, No. 4.
13. ASTM Standard E 813-81: Standard Test Method for JIC, A Measure of Fracture Toughness, ASTM Standards, Part 10, 822-840.
14. Modification of ASTM E 813-81, Standard Test Method for Improved Definition of J|C Using Nevv Blunting Line Equation J. Heerens et. al., 18th Natnl. Symp. on Fracture Mechanics Boulder, Colorado 1985.
PRIKAZ
Izdelava jekel v elektro obločni peči, sekundarna rafinacija v vakuumski napravi, kontinuirno vlivanje jekla, vlivanje jekla v kokile, vlivanje odlitkov v livarni, valjanja gredic, slabov in predtrakov na valjalnem stroju bluming, valjanje žice in profilov, valjanje debele pločevine
PROIZVODNJE
Toplo valjanje trakov na valjalnem stroju (štekel), hladno vlečenje žice. hladno vlečenje profilov, hladno valjanje trakov, proizvodnja žebljev, proizvodnja dodajnih materialov, izdelava hladno oblikovanih profilov, izdelava vratnih podbojev
SLOVENSKE ŽELEZARNE
i
P jj)
64270 Jesenice. Cesta železarjev 8. telefon: (064) 81 231. 81 341. 81 441 teleks: 34526 ZELJSN. Jugoslavija, telegram: Železarna Jesenice
V proizvodnem programu so naslednji izdelki:
gredice, toplo valjana debela, srednja, in tanka pločevina, hladno valjana pločevina in trakovi, toplo valjana žica, hladno vlečena žica, hladno vlečeno, luščeno in brušeno paličasto jeklo, hladno oblikovani profili, kovinski vratni podboji, dodajni materiali za varjenje, žeblji, jekleni ulitki,
tehnični plini
Poleg navedenih izdelkov pa nudimo tudi storitve:
valjanje v pločevino ali trak vlečenje v žico ali paličasto jeklo toplotne obdelave, raziskave oziroma meritve lastnosti jekla računalniške obdelave, psihološke sociološke in ekološke študije tehnološki inženiring
Kontinuirnost obvladovanja kaljivosti jekla Continuity o f Steel Hardenability Control
J. Šegel"1, S. Petovar"2
Kaljivost je ena od pomembnih lastnosti jekla, zato ima vidno mesto v sistemu zagotavljanja kakovosti jekla. Predstavljena celovitost obvladovanja zagotovljene kakovosti jekla od konvencionalnega modela do sodobnega temelji na sistemu »POKA-YOKE« (11), to je na preprečevanju in odpravljanju vzrokov neprave kaljivosti v procesu izdelave jekla v elektro peči ali po postopku po-novčne metalurgije (VAD).
Predstavljena je računalniška podpora zagotavljanju kaljivosti jekia od izdelave matematičnega modela napovedi kaljivosti do integracije in uporabe napovedi v računalniško krmiljenem procesu izdelave jekla v eiektroje-kiarni. Podani so tudi večletni rezultati in izkušnje.
Samostojni računalniški programski paketi napovedi kaljivosti jekla so namenjeni raziskovalcem, tehnologom toplotne obdelave, kontroli kakovosti in uporabnikom jekla.
1. Cilji
Namen raziskovanja, modeliranja, uporabe računalnika je izboljšati celovito obvladovanje kakovosti jekla na področju kaljivosti. Na kaljivost ima močan vpliv kemična sestava jekla, vendar nam standardni in kupčevi predpisi kemične sestave vedno ne zagotavljajo obvladovanja zagotovljene kaljivosti. Zanesljivost sistema zagotavljanja kakovosti kaljivosti jekla se ugotavlja periodično s širino distribucije Jominy krivulje in deležem šarž zunaj zagotovljene kaljivosti.
Ta delež je sicer majhen, vendar želimo, da je še manjši. Dolgoročni cilj je »ZERO DEFECT«.
2. RAČUNALNIŠKA PODPORA ZAGOTAVLJANJU
KAKOVOSTI KALJIVOSTI (1)
Obdelava podatkov Jominy preizkusov je v železarni Ravne že od leta 1975 del kompleksnega informacijskega sistema avtomatske obdelave podatkov tehnične kontrole in raziskav (AOP-TKR). Celoten sistem obravnava podatke:
— fazne kontrole v obratu,
— kemijskega laboratorija,
— laboratorijske kalilnice,
— mehanskega laboratorija in
— podatke o neuspeli proizvodnji.
Podatki o Jominy preizkusu spadajo v skupino podatkov laboratorijske kalilnice in jih lahko obravnavamo samostojno ali v povezavi z drugimi vrstami podatkov in meritev.
'1 Šegel Jože, dipl. ing. met. — Železarna Ravne '2 Petovar Stanko, dipl. ing. met. — Železarna Ravne
UDK: 620.179.3:669.14:681.3.06 ASM/SLA: J5, ST6, U4K, S12,1—61
Hardenability is one of the most important steel properties taking up an essentiai position in the quality steel quaranteeing system. The presented quality steel guar-rantee from the conventional to the modern model is based on "POKA-YOKE" system (11), which means pre-venting and abolishing causes of irregular hardenability in steel making process in an electric furnace or in the VAD process.
The paper presents the computer aided control of steel hardenability assurance starting vvith a mathematical model of hardenability prediction through integration and the application of the mentioned supposition in computer controlled steel making process in electric steel vvorks. It presents the results and experiences obtained in many years.
The computer program packages on steel hardena-bility prediction are made for researchers, heat treatment technologists, and steel consumers quality control.
1. SCOPES
The improvement of steel quality vvith special empha-sis on hardenability is by research, modelling, and computer application. Steel hardenability is strongly affected by chemical composition of steel yet the standard and purchaser's specifications of chemical composition as-sure control of guranteed hardenability now and then only. The reliability of hardenability quality assurance system is examined periodically by Jominy curve distrib-ution and a number of heats vvithout guaranteed harden-ability.
This share is small, yet in this čase the end effect is expected to be "ZERO DEFECT"
2. COMPUTER AIDED HARDENABILITY CONTROL ASSURANCE (1)
Since 1975 the Jominy test data processing has presented a part of the complex information system of the automatic data processing system of the quaiity control and research department (AOP-TKR). The vvhole system is engaged in processing the follovving data of:
— shop floor quality control,
— chemical laboratory,
— heat treatment sample preparation,
— unsuccessfui products data.
Jominy experiment data belong to the heat treatment sample preparation data group and could be processed independently or together vvith other data and measure-ments.
The current data processing of the reference field could be ranged in the follovving two classes:
— data entry to the data bank,
— regular data processing to check the quality leveI.
Tekočo avtomatsko obdelavo podatkov obravnavanega področja lahko razdelimo v dve skupini:
— polnjenje banke podatkov in
— redne obdelave podatkov za preverjanje nivoja kakovosti.
Prva skupina obdelav podatkov vsebuje že klasično kontrolo in prenos podatkov v eksterni del računalniškega spomina. Za področje analiz kakovostnega nivoja in vzrokov neprave kaljivosti jekel je primerna vrsta rednih obdelav in cela vrsta matematično-statističnih analiz. Shemo druge skupine obdelav podatkov kaže slika 1.
The first group of data processing is controlied in the ciassicai way and its data transferred to the externai part of the computer memory. To analyse the quaiity and causer for irregular hardenabiiity of steels a series of re-guiar processings and mathematical-statistical anaiyses are provided for. Figure 1 shovvs the outiine of the other data processing group.
Slika 1
Obdelava podatkov nadzora kakovosti in raziskav v jeklarstvu
Kontrolne karte (predvsem X-Rp) nam služijo za slikovni kronološki prikaz kaljivosti določenega jekla in nas opozarjajo na tiste šarže, ki so zunaj kontrolnih mej. Uporaba kart je primerna za podrobno analizo kakovosti posameznega jekla.
S pomočjo analize porazdelitve lahko objektivno definiramo pasove zagotovljene kaljivosti. To področje je še posebej pomembno.
Matematično-statistično metodo primerjav srednjih vrednosti in standardnih deviacij lahko uporabljamo za primerjanje pomembnosti razlik med kaljivostjo sorodnih jekel in pomembnostjo razlik v kaljivosti jekla, ki smo mu spremenili tehnološki postopek izdelave, torej za primerjavo kakovosti jekla, izdelanega po stari in novi tehnologiji-
Kako lahko uporabimo primerno organizirano banko podatkov za povezovanje podatkov Jominy poizkusov z drugimi vrstami podatkov, nam kaže analiza vpliva kemične sestave na kaljivost jekla s pomočjo analize ko-relacije in regresije. Regresijske in druge matematično-statistične analize lahko opravljamo na različnih računalnikih z enim od matematično statističnih paketov, ki omogočajo iskanje tudi nelinearnih regresijskih enačb.
Računalniški modeli napovedi kaljivosti so izdelani za osebne računalnike in računalnike DEC. Napoved bazira na modelu regresijskih enačb in na poznani ali pričakovani kemični sestavi jekla.
Redne obdelave podatkov neuspele proizvodnje so razdeljene tako, da je mogoče problematiko obravnavati z naslednjih vidikov:
— izdelek
— jeklo
— peč ali stroj
— vrsta napake
— delavec.
Za področje kaljivosti jekla še posebej spremljamo vrsto napake, to je kaljivost zunaj predpisanega območja jekla. Praviloma se obravnava vsako jeklo posebej in le v raziskovalne namene združujemo in raziskujemo sorodne skupine jekel. Kajti pri oblikovanju in uporabi mo-
Figure 1
Quaiity assurance control data processing.
Control cards (above ali X-Rp) shovv pictures and chronoiogical view of a definite steel hardenabiiity and point out the heat outside the specification range. These cards are used for detailed quaiity analysis of a specific steel.
For an exact determination of the guranteed harden-abiiity bands the distribution anaiysis is used. This is very important.
The mathematical-statistical comparative method of average vaiue and standard deviations determination couid be used to compare the hardenabiiity of steel made by the oid technological procedure to the one made by new technological procedure.
A correctiy prepared data bank can be used to iink the Jominy tests data to other data as is shovvn by the anaiysis of chemical composition effects on steel hard-enabiiity by means of correlation and regressive anaiy-sis.
Regression and other mathematical-statistical ana-iyses couid be performed by any computer vvith one of the mathematical-statistical packages vvhich make the search for non linear regression analysis possible.
The computer models of hardenability prediction are made for PCs and DEC. The predictions are based on regression equation model and knovvn or expected chemical composition of steel.
Regular data processing of unsuccessful products is arranged in such a way, that the problems causes can be treated from the follovving points of vievv:
— final product,
— steel grade,
— furnace of machine
— error,
— foreman.
An error in steel hardenability i. e. the hardenabiiity outside the specification range is fotiovved aH the way aiong. Usuaiiy each steel is anaiysed separately. Some-times analogne steeis are researched as a group of steels but for strictiy development reasons, as the crea-tion and appiication of prediction models shovved that reliable models for a real heat-steel are based on data of one and the same grade. Detailed description is to be found iater in this paper.
Hardenability quaiity grade analysis contains results of regular Jominy test data processing. Data processing
delov napovedi se je pokazalo, da dobimo zanesljivejše modele za konkretno šaržo-jeklo, če je model izdelan samo iz podatkov enega jekla. Vendar več o tem kasneje. Analiza kakovostnega nivoja kaljivosti vsebuje rezultate obdelav podatkov rednih Jominy preizkusov. Prikazane so po oddaljenosti od kaljenega čela in podane tudi v odstotkih odstopanja od predpisa.
Posebno novost predstavlja uvedba ocenjevanja velikosti odstopanja od predpisa (12). Imenuje se ABC metoda in je podobna tisti, ki se uporablja pri ocenjevanju odstopanja kemične sestave. Vsak Jominy preizkus dobi po vnosu podatkov v računalnik oceno zadetja kaljivosti in sicer:
A — vse v mejah garantiranega pasu kaljivosti B — manjša odstopanja od predpisa. To so odstopanja, ki so manjša od 10 % širine predpisa na posamezni globini. Oceno B dobi meritev za odstopanje na eni ali več globinah. C — večja odstopanja od predpisa. To so odstopanja, ki so večja od 10 % širine predpisa na posamezni globini.
120
100
o,„ 60
a; "O
40
20
o
100 — ■ — ocena B grade
ocena C grade
V 71 ^57
—-*-----K
1984 1985 1986 1987 1988 1989 Leto Year Slika 2
Spremljanje ocen odstopanj kaljivosti vseh aktualnih vrst jekel Figure 2
Estimation of hardenability defects of aH actual steel grades.
resuits show hardenability and deviations for ali Jominy distances. The estimation of reguiation deviation (12) is a special novelty. It is ca/led ABC metod and is similar to the one used in estimation of misfits in chemical anaty-sis. After the data are entered the hardenability of each Jominy testriments is valued as to its accuracy as fol-lows:
A = vvithin guranteed hardenability band.
S= insignificant deviations. These are differencies of less than 10 % of hardenability band vvith at a specif-ic Jominy distance.
C= major deviations: these differences exceede 10 % of the hardenability band at a specific Jominy distance.
Hardenability leve I change t rac ki n g in each individual and ali steels together during certain periods is made exacter by the ABC method of vaiuation. The guaran-teed hardenability of each steel is subject to severa! na-tional and customer specifications. In quality, in the course of tirne they become more uniform. Therefore the ABC classification of the required hardenability has to be done for each order separately and in agreement vvith the customer. Thus one of the ABC estimation is reached.
The regular data processing resuits could be shovvn as a graph as shovvn in Figure 2.
Figure 2 shovvs an extremeiy satisfying trend of B or C marked heat appearance reduction. To prove this the year 1984 vvas compared to the follovving years up to 1989. 1984 vvas indexed vvith 100. Resuits show the heats improved for 2—3 times. It is evident the improve-ment can only be obtained by continuous striving to im-prove the insurance of hardenability quatity.
The model of the development information system of continuous control and improvement of steel hardenabil-ity as a vvhote is shovvn in Figure 3. It consists offour basic operational and program packages connected to each other and logically follovving each other according to circle principle of introducing the product or process quality improvement.
proces izdelave jekla Slika 3
Računalniška podpora zagotavljanju kaljivosti jekla
p r o c e s s of steel making Figure 3
Computer aided steel hardenability assurance.
Ocenjevanje po metodi ABC nam omogoča objektiv-nejše spremljanje spremembe nivoja zagotavljanja kaljivostl posameznega jekla in vseh jekel skupaj po primernih časovnih obdobjih.
Za posamezno jeklo obstajajo različni državni in kupčevi predpisi zagotovljene kaljivosti. V letih se spreminjajo v smeri zahtevnejše, enakomernejše kakovosti. Zato je v odvisnosti od posameznega naročila in kupčevih zahtev potrebno takoj opredeliti, ali je pri jeklu dosežena zahtevana kaljivost. Torej dobi eno od ocen A, B ali C.
Dobljene rezultate rednih obdelav podatkov prikazujemo tudi na računalniku v grafični obliki, kot to kaže slika 2.
Na sliki 2 vidimo izrazito ugoden trend zmanjšanje deleža šarž z oceno B in C. Kot osnovo vzamemo leto 1984 z indeksom 100. Vsako leto se je stanje izboljšalo. Skupaj se je do leta 1989 stanje izboljšalo dvakrat do trikrat! Očitno se takšen rezultat ne doseže z enkratno akcijo, temveč s kontinuirnim prizadevanjem za izboljšanje kakovosti zagotavljanja kaljivosti.
Shema celotnega razvojnega informacijskega sistema kontinuirnega obvladovanja in izboljševanja kaljivosti jekla je prikazana na sliki 3. Vsebuje štiri osnovne delovne in tudi programske sklope, ki so med sabo povezani in si logično sledijo po principu kroga uvajanja izboljšave kakovosti izdelka ali postopka.
3. METODE OBVLADOVANJA KALJIVOSTI JEKLA
3.1 Uporaba tehnoloških analiznih predpisov in mate-
matično-statističnih analiz
Računalniški model napovedi kaljivosti temelji na nelinearnih regresijskih enačbah. Med jekli in globinami Jo-miny preizkusa upoštevamo različne vplive kemičnih elementov. Primer spreminjanja koeficienta determinacije za jeklo C 44732 vidimo na sliki 4. Med 20 in 35 mm dobimo razmeroma visok koeficient determinacije, približuje se 0,80, vendar pri 40 in 50 mm zopet pade.
Osrednja značilnost računalniškega modela kaljivosti je v tem, da imamo zaradi izboljšanja točnosti napovedi za vsako jeklo poseben model. V raziskovalne namene pri iskanju splošnih zakonitosti sorodnih jekel združujemo in dobimo grupni model.
Model napovedi trdote na posamezni globini Jominy preizkusa lahko prikažemo grafično z nomogrami vpliva variacij kemičnih elementov na trdoto. Slaba stran no-mogramov je v tem, da je potrebno veliko časa za izdelavo. Se večji problem je nepreglednost pri večjem številu kemičnih elementov v enem diagramu.
Sistematične regresijske analize in preverjanje rezultatov v praksi nas vodijo k vse točnejšemu modelu napovedi kaljivosti in vse manjšim odstopanjem od zagotovljene kaljivosti, to je k boljšemu obvladovanju kakovosti jekla.
Napoved kaljivosti jekla na osnovi kemične sestave predstavlja najpomembnejši del napovedi kaljivosti, vendar je v praksi toplotne obdelave treba upoštevati še druge tehnološke dejavnike, kot temperaturo avsteniti-zacije in popuščanja. Osnovni sistem kaljivosti jekla predstavlja Jominy poizkus in metodologija pasov zagotovljene kaljivosti.
Za izboljšanje doseganja zagotovljene kaljivosti s pomočjo tehnoloških (internih) analiznih predpisov je značilen dvostopenjski postopek:
1. — zoženje porazdelitve kemične sestave in kaljivosti z
uporabo procesnega računalnika pri legiranju jekla,
2. — centriranje porazdelitve kaljivosti v sredino pasu.
3. STEEL HARDENABILITV CONTROL METHOD
3.1. Use of Technological Chemical Specification
Range and Mathematical-Statistical Analyses.
The computer model of hardenability prediction is based on nonlinear regression equations. The steel grades and Jominy distances are affected by chemical elements. Figure 4 shows an exampie of Č.4732 steel determination coefficient change. At the distance betvveen 20 and 35 mm the determination coefficient is relative.Iy high approaching number 0,80; at the distances of 40 and 50 mm it is iovver again.
Oddaljenost cd kaljenega čela (mm) Jominy distance (mm) Slika 4
Vpliv kemičnih elementov na kaljivost jekla C 4732 Figure 4
Effect of chemical elements on Č.4732 steel hardenabitity.
The most important characteristic of the computer aided hardenability model is that for each grade a specif-ic model is created vvhich is due to improved accuracy of prediction. When looking for general characteristics for research the similar grades are groupped together building a group model. The model of hardenability pred-icton in each specific Jominy test distance can be pre-sented graphically by nomograms of effects the chemical elements have on hardness. But the nomograms shovv a vveakness vvhich lies in their tirne consuming preparations. Even more problematic is lack of clear-ness vvhen one diagram consists of numerous chemical elements.
Systematic regresion anaiyses and result checks make the hardenability prediction model improve in ac-curacy and guaranteed hardenability deviations de-crease; this means an improved quality control assur-ance.
The most significant part of hardenability prediction is the hardenability prediction based on chemical composition yet heat treatment has to consider other technological parameters such as the austenitisation and tempering temperatures. The Jominy test and the meth-odology of guaranteed hardenability bands represent the basic system of grade hardenability.
To improve the guaranteed hardenability attainment by technological chemical specification range the follovv-ing tvvo-step process is to be performed:
1. Narrovving of chemical elements distri but ion and hard-enability by process computer during alloying.
2. Move of hardenability distribution to the band center. When prediction model is reliable the first step could be omitted and the process started at step 2. In doing so the process is statistically controlled.
Pri zanesljivih modelih napovedi lahko pristopimo takoj k drugi stopnji, to je centriranje porazdelitve kaljivosti. Pri tem dosežemo, da je proces statistično nadzorovan.
3.2 Računalniški model napovedi kaljivosti
Programski paket napovedi kaljivosti za kontrolo kakovosti (HARD-QC) je potreben za zanesljivejše doseganje zagotovljene kaljivosti, raziskave, tehnologom toplotne obdelave, konstrukterjem in uporabnikom jekla. Sestavljen je iz dveh programov.
Prvi je namenjen vnosu, spreminjanju in izpisovanju modela napovedi kaljivosti posameznega jekla.
Drugi program vsebuje vrsto funkcij in ima obširen osnovni menu, kot to kaže slika 5.
/ MENU
1-Napoved Jominy krivulje trdot
2-Napoved trdot po preseku kaljene palice
3-Napoved kritičnih trdot in premerov
4-Napoved trdote in prevojne točke J-krivulje
5-Napoved Ms točke in premenske točke Ac3
6-Risanje pričakovanega območja kaljivosti za analizni predpis
7-Risanje pričakovane Jominy krivulje kaljivosti
8-Risanje pričakovane 'U' krivulje kaljivosti
9-Izpis predpisane kaljivosti in teh.analiznega predpisa
^ K-Konec (ali pritisk na tipko RETURN)_j
Slika 5
Primer osrednega menuja programa HARD-QC za napoved kaljivosti
Povezovanje trdote, izmerjene na Jominy preizku-šancu (J-krivulja), in trdote, dosežene pri kaljenju v praksi po preseku različnih izdelkov (U-krivulja), dosežemo na osnovi enakih hitrosti ohlajevanja. J-krivulje se lahko pretvorijo v U-krivulje, grafično s pomočjo nomogramov ali neposredno s pomočjo računalnika, kot je to rešeno s programskim paketom HARD-OC.
3.3 Krmiljenje kaljivosti v procesu izdelave jekla
Pristop k neposrednemu krmiljenju kaljivosti v procesu izdelave jekla v elektro jeklarni temelji na preprečevanju in odpravljanju vzrokov neprave kaljivosti pri izvoru. To je eden od osnovnih principov tudi znane japonske metode POKA YOKE (11).
Brez dvoma ima kemična sestava odločilen, ne pa edini vpliv na kaljivost. Zato je pravi čas in mesto reguliranja kaljivosti jekla v procesu izdelave jekla, ko je še mogoče spreminjati kemično sestavo šarže.
Sedaj že konvencionalni postopki uporabe računalnika v fazi legiranja se dopolnijo z modelom krmiljenja kaljivosti. Takšni modeli imajo predvsem nalogo:
— preveriti, ali je kemična sestava taline takšna, da je mogoče doseči načrtovano kaljivost, in če ni,
— izvrši korekturo permanentnih ciljev kemične sestave jekla v nove dinamično postavljene cilje.
Nujnost korekture načrtovane sestave pride v poštev yedno, kadar odstopajo vplivni oligoelementi in če ima eden ali več vplivnih legirnih elementov previsoko vsebnost že pred končnim legiranjem.
Dinamična sprememba načrtovane kemične sestave je večstopenjska. Najprej izračunamo novi cilj za cenejše legirne elemente, in če to še ni dovolj, poiščemo nove
3.2. Computer Model of Hardenability Prediction
The program package of hardenability prediction for quaiity control (HARD-OC) is necessary for reaching of more reliable guaranteed hardenability. Such program packages are necessary for researches, for hot vvorking; technicians, mechanicai engineers and steel consumers. They consist of two programs.
The first one is used for entering, changing and print-ing of the hardenability prediction model for each individual steel grade. The second program contains numer-ous functions and an extensive basic menue as shovvn in Figure 5.
IMENUE \
1-Jominy hordness curve prediction \
2- Hardness along quenched rod cross section prediction
3 - Critical hardnesses and diameters prediction
4- Hardness and turning point of J-curve prediction
5- Ms point and Ac 3 transition point prediction
6- Drawing of expected hardenability area for analysis specification
7-Dravving of expected Jonmny curve of hardenability
8-Drawing of expected "U" curve of hardenability
9-Print of hardenability and techn. specification /
K-End (push button RETURN)
Figure 5
Sample of main menue of HARD-OC program for hardenability prediction.
The hardness estimated on a Jominy sample (J curve) and the one reached on the cross-sections dur-ing quenching (U curve) can be compared to each other vvhen they are cooled by the same means. J curves can be turned into U curves graphically by nomograms or di-rect/y by computer e. g. by program package HARD-OC.
3.3. Hardenabiiity Control in Steel Making Process
Application of direct hardenability control in the steel manufacture process in an electric steel plant is based on prevention and abolishment of incorrect hardenability at the source. This is one of the basic principles of the vvell knovvn Japanese method ca/led POKA JOKE (11).
Chemical composition affects hardenability in an es-sential yet not the only way. Thus the steel hardenability has to be regulated during the steel making process vvhile melt is stili able to change in chemical composition.
To the computer proceedings controlling the alloying phase (vvhich have aiready become conventional) the hardenability control model is added. The task of such models is the follovving:
— to check the chemical composition in capability of producing the aimed hardenability and if not;
— to supplement the permanent chemical composition of steel vvith dynamic one. Correction of aimed composition is necessary vvhen an appearance of deviation in the effective accompanying elements is present or the contents of one or more of these alloying elements are too high in the preiiminary sample.
The change in dynamics of the aimed chemical composition consists of various steps. A new aim for the cheaper alloying elements is calculated first. If this proves insufficient, aims for more expensive alloying ele-
cilje še za dražje legirne elemente. Skratka, prednost ima takšna sprememba ciljev, da so stroški legiranja v okviru možnosti čimnižji. Pri tem seveda ne smejo poslabšati druge lastnosti jekla.
4. REZULTATI IN ZAKLJUČKI
Že na sliki 2 vidimo ugoden trend izboljšanja kakovosti kaljivosti jekla. Zanesljivost doseganja zagotovljene kaljivosti je iz leta v leto boljša (12). To dokazujejo tudi tri naslednje slike.
Slika 6 prikazuje primerjavo med uporabo permanentnega in dinamičnega modela kaljivosti. Vrisano je območje 95 % statistične zanesljivosti. Kljub temu, da je delež šarž zunaj zagotovljene kaljivosti razmeroma nizek, želimo, da je še nižji. Dolgoročni končni cilj je že omenjeni »ZERO DEFECT«. Na sliki 7 vidimo kontinuirano izboljševanje stanja deleža šarž zunaj zagotovljene kaljivosti. Stanje v letu 1984 smo postavili kot indeks
standard
permanent
dinamičen dynamic
ali steels togett^gjj^^
I J
1984 1986 1988
1985 1987 1989
Leto Year
Slika 7
Indeks znižanja deleža šarž zunaj mej zagotovljene kaljivosti Figure 7
Reduction index of heats outside of guranteed hardenabi!ity.
ments are caicutated. From there resuit reductions in al-loying costs. while the steel properties must be correct.
4. RESULTS AND CONSLUSIONS
Figure 2 is the first to show the trend of steel grade hardenabi/ity quality tovvards improvement. From year to year the attainment of guaranteed hardenability quality is improved (12).
This is proven by the follovving three Figures.
Figure 6 shows the application of the permanent hardenability model compared to the dynamic one, and a range of 95 % statistic probability. The share of changes outside the guaranteed hardenability is low though, the final effect str/ven for is "ZERO DEFECT" as mentioned. Figure 7 shows a continuous reduction of melts outside the quaranteed hardenability range. The year 1984 was attached the index 100. VVithin a few years it diminished to 50. Some steels such as e.g. Č.4732 towered their in-dex to 6. Figure 8 shovvs the improvement on Cpk process capability. If the year 1969 is ailoted the index 100 the improvement of Cpk is clearly seen in the follovving years vvith better results at shorter distances.
Thus it can be concluded that good results are obtained by continuous striving for hardenability quality. In the alloying process aided by a standard process com-puter even better results are attained by the application of the dynamic model. Usefui for quality assurance of real hardenabiiity of steel are the technological chemical specifications ranges obtained by specific proceedings. Computer aid is necessary in quality control assurance, mathematical statistical analyses, preparation of a hard-enability prediction model and directly in the steel making process.
do1969 1982-84 1989
1974 1987-89
Obdobja Periods Slika 8
Indeks izboljšanja koeficienta sposobnosti procesa Cp pri jeklu Č 4732 Figure 8
Improvement index of CP process abiiity coefficient in Č.4732 steel.
o o:
45
25'—
0 5 10 15 20 25 30 35 40 Jominy globina (mm) Jominy distance (mm) Slika 6
Primerjava rezultatov uporabe permanentnega in dinamičnega modela napovedi kaljivosti jekla Figure 6
Results of permanent mode/ on steel hardenabit/ty prediction compared vvith a dynamic one.
100. Stanje se je izboljšalo na indeks 50. Pri posameznih jeklih, npr. C 4732, se je indeks znižal s 100 na 6! Tudi
koeficient sposobnosti procesa Cpk se izboljšuje (slika 8>- -
Če postavimo stanje leta 1969 na indeks 100, vidimo, da je izboljšanje Cpk v naslednjih letih prepričljivo. Vendar so boljši rezultati doseženi pri manjših globinah.
Zaključimo lahko, da dajejo dobre rezultate kontinuirana prizadevanja za boljšo kakovost kaljivosti. Še posebej dobre rezultate daje uporaba dinamičnega modela napovedi kaljivosti v procesu leairanja ob standardni uporabi procesnega računalnika. Se posebej v okviru zagotavljanja prave kaljivosti jekla je v praksi koristna uporaba tehnoloških analiznih predpisov, do katerih pridemo po določenem postopku. Uporaba računalnika je potrebna pri spremljanju kakovostnega nivoja, matematično-statističnih analizah, pripravi modela napovedi kaljivosti in še posebej neposredno v procesu izdelave jekla.
LITERATURA REFERENCES
1. Šegel J.: Kontrola pasov garantirane kaljivosti in analiza vpliva kemijske sestave na kaljivost. Železarski zbornik. 9. 1975, 4, 251-258
2. Šege/ J., Rodič J.: Kontrola prokaljivosti čelika, kao sastavni dio sistema integralne kontrole u Železarni Ravne, Saveto-vanje o termičkoj obradi čelika, Cavcat 1975
3. Šegel J.: Uporaba procesnega računalnika v elektro jekiarni (Approaches to computercontrol in meltshop steelmaking) Third international iron and steel congress 1978, Chicago, USA, proceedings Železarski zbornik, 12, 1978, 37—47
4. Rodič J., Šege/ J.: Application of a meltshop process computer system for qua/ity controt functions, Sixth international vacuum conference — International conference on spe-cial melting, San Diego. California, USA, aprii 23—27, 1979, proceedings p. 798—819
5. Šege/ J.. Bratina J.: Praktische Erfahrungen der Rechneran-wendung in der Schmelzmetallurgie ETH — Kolloquium fur Materiaivvissenschaften, Juni 1979, Zurich
6. Šegel J.: Coordination and adaptation of optimized computer models in meltshop, 3rd Are Furnace Meeting, Miskolc, Hungary. sept. 1981.
7. Šegel J.: Izkušnje pri uporabi procesnega računalnika v jekiarni. Železarski zbornik, 17, 1983,3, 129—135
8. Šegel J., Rozman A. : Uporaba računalnika na EOP in VAD. Železarski zbornik, 18, 1984, 2, 49—53
9. Rodič J., Šegel J.: Prognoziranje sposobnosti kaljenja čelika pomoču računara, 4. jugoslovenski simpozij o topiotnoj obradi metala. Piitvička jezera, 1986
10. Rodič J., Šegel J.: Napovedovanje kaljivosti jekla, žarki, toplotna obdelava, 13. seminar LAKOS, Univerza Edvarda Kardelja Ljubljana, Ravne na Koroškem, 1986
11. Shigeo Shingo: Nova Japonska proizvodna filozofija, Beograd 1985
12. Petovar S. in sode/.: Izdelava modelov za napovedovanje kaljivosti jekla, interna dokumentacija razvojnega oddelka ŽR
Železarski zbornik, 24, 1990, 1—4
1. KRONOLOŠKO KAZALO
Smaiič Nijaz: Vakuumsko razdušičenje nerjavnih jekel
. . . ŽZB 24 (1990) 1, 11-16 Koroušič Blaženko, A. Rozman, F. Tehovnik: Modeliranje in procesna
kontrola VAD postopka .......ŽZB 24 (1990) 1, 17-22
Todorovič Gojko, J. Lamut, M. Tolar, L. Šketa, V. Rakovec, G. Manojlo-vič, S. Kovačič, J. Apat: Uporaba lastnih odpadnih surovin za vložek pri
izdelavi jekla...........ŽZB 24 (1990) 1, 23-28
Breskvar Bojan, M. Prlstovšek, M. Jakupovič, B. Čeh: Vključki v proizvodni liniji bram kvalitete Al 99.0 . . . . ŽZB 24 (1990) 1, 29—34 Ule Boris, F. Vodopivec, M. Prislavec, F. Grešovnik: Popustna krhkost utopnega jekla za delo v vročem s 5 % kroma . . .
... ŽZB 24 (1990) 1, 35-40 Kmetlč Dimitrij, B. Ule, J. Gnamuš, F. Vodopivec, B. Arzenšek: Vpliv vroče predelave na drobljenje karbidov in lomno žilavost . . .
. . ŽZB 24 (1990) 1, 41-45 Arzenšek Boris, A. Rodič, J. Žvokelj: Hladno preoblikovanje kontilitega
jekla..............ŽZB 24 (1990) 1,47-51
Kveder Aleksander, D. Gnidovec: Hladna predelava zlitine NIMONIC
263 v trakove...........ŽZB 24 (1990) 1, 53-59
Torkar Matjaž, F. Vodopivec, F. Kaučič, F. Haller: Vpliv bakra in kositra na lastnosti silicijevega vzmetnega jekla . . ŽZB 24 (1990) 1, 61—67 Žvokelj Janez: Pojavi pri malocikličnem utrujanju nizkoogljičnega jekla
v področju naravnega tečenja.....ŽZB 24 (1990) 1, 69—73
Bratina Janez: Obratovalni elektroenergetski model obločne peči (grafični prikaz) ...........ŽZB 24 (1990) 2, 81-89
Vodopivec Franc, D. Gnidovec, M. Kmetič, B. Breskvar: Mikrostruktura po vročem valjanju in duktilnost železove zlitine z 29 % Cr in 11 % Co
. ŽZB 24 (1990) 2, 91-97 Večko Tatjana, I. Kos: Izločanje a faze in njen vpliv na žilavost in trdoto nerjavnega avstenitno-feritnega jekla tipa 29 Cr 9 Ni . .
ŽZB 24 (1990) 2. 99-103 Šteblaj Anton, B. Koroušič, J. Arh, E. Bricelj, M. Mencinger: Uporaba s CaAI polnjene žice pri izdelavi jekel za hladno masivno preoblikovanje
. . . ŽZB 24 (1990) 3, 129-135 Člžek Pavel, R. Riman, D. Kmetič, B. Arzenšek: Rekristalizacija feritnih nerjavnih jekel z zelo majhno vsebnostjo ogljika in dušika .
. . . ŽZB 24 (1990) 3, 137-144 Vodopivec Franc: O poškodbah jekla v parovodnih in metodah za njihovo opredelitev .........ŽZB 24 (1990) 3, 145-152
Smajič Nijaz, A. Lagoja, J. Arh: Fosfor v nerjavnih jeklih
. .. ŽZB 24 (1990) 4, 165-172 Glogovac Branislav, T. Kolenko, A. Mandeljc, D. Mikec: Preiskave potisne peči za ogrevanje slabov .... ŽZB 24 (1990) 4, 173-180 Vojvodič-Gvardjančič Jelena, F. Vodopivec: Primerjava različnih metod preizkušnja jekla NIOMOL 490 za določanje lomnih karakteristik pri nizkih temperaturah .......ŽZB 24 (1990) 4, 181-195
Šegel Jože, S. Petovar: Kontinuirnost obvladovanja kaljivosti jekla
. . . ŽZB 24 (1990) 4, 197-203
2. AVTORSKO KAZALO
Arzenšek Boris, A. Rodič, J. Žvokelj: Hladno preoblikovanje kontilitega
jekla..............ŽZB 24 (1990) 1, 47-51
Bratina Janez: Obratovalni elektroenergetski model obločne peči (grafični prikaz) ...........ŽZB 24 (1990) 2, 81-89
Breskvar Bojan, M. Pristovšek, M. Jakupovič, B. Čeh: Vključki v proizvodni liniji bram kvalitete Al 99.0 ... ŽZB 24 (1990) 1, 29-34 Čižek Pavel, R. Riman, D. Kmetič, B. Arzenšek: Rekristalizacija feritnih nerjavnih jekel z zelo majhno vsebnostjo ogljika in dušika . . .
. . ŽZB 24 (1990) 3, 137-144 Glogovac Branko, T. Kolenko, A. Mandeljc, D. Mikec: Preiskave potisne peči za ogrevanje slabov . . .. ŽZB 24 (1990) 4, 173—180 Kmetič Dimitrij, B. Ule, J. Gnamuš, F. Vodopivec, B. Arzenšek: Vpliv vroče predelave na drobljenje karbidov in lomno žilavost
. . . ŽZB 24 (1990) 1, 41-45 Koroušič Blaženko, A. Rozman, F. Tehovnik: Modeliranje in procesna
kontrola VAD postopka .......ŽZB 24 (1990) 1, 17-22
Kveder Aleksander, D. Gnidovec: Hladna predelava zlitine NIMONIC
263 v trakove...........ŽZB 24 (1990) 1, 53-59
Smajič Nijaz: Vakuumsko razdušičenje nerjavnih jekel . . .
... ŽZB 24 (1990) 1, 11-16 Smajič Nijaz, A. Lagoja, J. Arh: Fosfor v nerjavnih jeklih
... ŽZB 24 (1990) 4, 165 —172 Šegel Jože, S. Petovar: kontinuirnost obvladovanja kaljivosti jekla . .
. . ŽZB 24 (1990) 4, 197-203 Šteblaj Anton, B. Koroušič, J. Arh, E. Bricelj, M. Mencinger: Uporaba s CaAI polnjene žice pri izdelavi jekel za hladno masivno preoblikovanje
. . . ŽZB 24 (1990) 3, 129-135 Todorovič Gojko, J. Lamut, M. Tolar, L. Šketa, V. Rakovec, G. Manojlo-vlč, S. Kovačič, J. Apat: Uporaba lastnih odpadnih surovin za vložek pri
izdelavi jekla...........ŽZB 24 (1990) 1, 23-28
Torkar Matjaž, F. Vodopivec, F. Kaučič, F. Haller: Vpliv bakra in kositra na lastnosti silicijevega vzmetnega jekla . . ŽZB 24 (1990) 1, 61—67
Ule Boris, F. Vodopivec, M. Pristavec, F. Grešovnik: Popustna krhkost utopnega jekla za delo v vročem s 5 % kroma . .
. . . ŽZB 24 (1990) 1, 35-40 Večko Tatjana, I. Kos: Izločanje o faze in njen vpliv na žilavost in trdoto nerjavnega avstenitno feritnega jekla tipa 29 Cr 9 Ni .
. . . ŽZB 24 (1990) 2, 99-103 Vodopivec Franc, D. Gnidovec, M. Kmetič, B. Breskvar: Mikrostruktura po vročem valjanju in duktilnost železove zlitine z 29 % Cr in 11 % Co
. . . ŽZB 24 (1990) 2,91-97 Vodopivec Franc: O poškodbah jekla v parovodih in metodah za njihovo opredelitev ..........ŽZB 24 (1990) 3, 145-152
Vojvodič-Gvardjančič Jelena, F. Vodopivec: Primerjava različnih metod preizkušnja jekla NIOMOL 490 za določanje lomnih karakteristik pri nizkih temperaturah ........ŽZB 24 (1990) 4, 181-195
Žvokelj Janez: Pojavi pri malocikličnem utrujanju nizkoogljičnega jekla v področju naravnega tečenja.....ŽZB 24 (1990) 1. 69—73
3. KAZALO PO STROKAH — UDK
62 — INŽENIRSTVO, TEHNIKA
620.17 Preskušanje mehanskih lastnosti
Žvokelj Janez: Pojavi pri malocikličnem utrujanju nizkoogljičnega jekla
v področju naravnega tečenja.....ŽZB 24 (1990) 1, 69 —73
Vojvodič-Gvardjančič Jelena, F. Vodopivec: Primerjava različnih metod preizkušnja jekla NIOMOL 490 za določanje lomnih karakteristik pri nizkih temperaturah ........ŽZB 24 (1990) 4, 181-195
Šegel Jože, S. Petovar: Kontinuirnost obvladovanja kaljivosti jekla
. . ŽZB 24 (1990) 4, 197-203
620.18 — Metalografija
Vodopivec Franc, D. Gnidovec, M. Kmetič, B. Breskvar: Mikrostruktura po vročem valjanju in duktilnost železove zlitine z 29 % Cr in 11 % Co
. . ŽZB 24 (1990) 2, 91-97
620.19 — Napake v materialu. Korozija
Vodopivec Franc: O poškodbah jekla v parovodih in metodah za njihovo opredelitev ..........ŽZB 24 (1990) 3, 145 —152
Ule Boris, F. Vodopivec, M. Pristavec, F. Grešovnik: Popustna krhkost utopnega jekla za delo v vročem s 5 % kroma
. . . ŽZB 24 (1990) 1,35-40 621.7 — Oblikovanje brez odrezovanja
Torkar Matjaž, F. Vodopivec, F. Kaučič, F. Haller: Vpliv bakra in kositra na lastnosti silicijevega vzmetnega jekla . ŽZB 24 (1990) 1, 61—67 Kmetič Dimitrij, B. Ule, J. Gnamuš, F. Vodopivec, B. Arzenšek: Vpliv vroče predelave na drobljenje karbidov in lomno žilavost
. . ŽZB 24 (1990) 1, 41—45
621.74 — Livarstvo
Arzenšek Boris, A. Rodič, J. Žvokelj: Hladno preoblikovanje kontilitega jekla..............ŽZB 24 (1990) 1,47 -51
621.77 — Valjanje
Čižek Pavel, R. Riman, D. Kmetič, B. Arzenšek: Rekristalizacija feritnih nerjavnih jekel z zelo majhno vsebnostjo ogljika in dušika . . .
. . . ŽZB 24 (1990) 3, 137-144 Kveder Aleksander, D. Gnidovec: Hladna predelava zlitine NIOMIC263 v trakove...........ŽZB 24 (1990) 1, 53-59
621.78 — Toplotna obdelava kovin
Glogovac Branko, T. Kolenko, A. Mandeljc, D. Mikec: Preiskave potisne peči za ogrevanje slabov . . .. ŽZB 24 (1990) 4, 173 —180
66 — KEMIJSKA TEHNIKA, KEMIČNE IN SORODNE INDUSTRIJE
669 — Metalurgija
669.046 — Metalurški postopki za segrevanje in taljenje Smajič Nijaz: Vakuumsko razdušičenje nerjavnih jekel . . .
. . . ŽZB 24 (1990) 1, 11-16 Koroušič Blaženko, A. Rozman, F. Tehovnik: Modeliranje in procesna
kontrola VAD postopka .......ŽZB 24 (1990) 1, 17-22
Smajič Nijaz, A. Lagoja, J. Arh: Fosfor v nerjavnih jeklih . . .
. , ŽZB 24 (1990) 4, 165 —172 Šteblaj Anton, B. Koroušič, J. Arh, E. Bricelj, M. Mencinger: Uporaba s CaAI polnjene žice pri izdelavi jekel za hladno masivno preoblikovanje
. . . ŽZB 24 (1990) 3, 129-135
669.14 — Zlitine železa z ogljikom
Večko Tatjana, I. Kos: Izločanje a faze in njen vpliv na žilavost avstenitno-feritnega jekla tipa 29 Cr 9 Ni . . ŽZB 24 (1990) 2, 99 —103
669.187 — Proizvodnja elektro jekla
Todorovič Gojko, J. Lamut, M. Tolar, L. Šketa, V. Rakovec, G. Manojlo-vič, S. Kovačič, J. Apat: Uporaba lastnih odpadnih surovin za vložek pri
izdelavi jekla...........ŽZB 24 (1990) 1, 23—28
Bratina Janez: Obratovalni elektroenergetski model obločne peči (grafični prikaz) ........ŽZB 24 (1990) 2. 81—89
669.71 — Lahke kovine. Aluminij
Breskvar Bojan, M. Pristovšek, M. Jakupovič, B. Čeh: Vključki v proizvodni liniji bram kvalitete Al 99.0 ... ŽZB 24 (1990) 1, 29—34
VSEBINA
UDK 669 046.545.2: 669 15-194.56 ASM/SLA: D11s, EGj42, SSe Metalurgija — fosfor — nerjavna jekla N. Smajič, A. Lagoja in J. Arh Fosfor v nerjavnih jeklih Železarski zbornik 24 (1990) 4, s 165—172 Izvedena je termodinamična analiza sistema Fe-Cr-C-O-P v staljenem stanju, kar je omogočilo analizo teoretskih možnosti odfosforenja talin z visoko vsebnostjo kroma v oksidacijskih pogojih. Na ta način so ugotovljeni vplivi bazičnosti, temperature in vsebnosti kroma ter ogljika na odfosforenje. Analiza je pokazala, da za relativno uspešno odfosforenje lahko uporabimo žlindro na osnovi Ca0-CaF2-Cr203, vendar vsebnost ogljika mora biti že pri 18 % Cr najmanj 2 % C temperatura pa največ 1400° C. Avtorski izvleček UDK: 620.178.74 001.36: 669—973: 669 14.018.41 ASM/SLA: Q26s, Q6n, SGBr, 1-54 Preizkušanje kovin — mehanika loma — jekla za nizke temperature J. Vojvodič-Gvardjančič, F. Vodopivec Primerjava različnih metod preizkušanja jekla Niomol 490 za določanje lomnih karakteristik pri nizkih temperaturah Železarski zbornik 24 (1990) 4, s 181 — 195 V prispevku so obravnavane lomne značilnosti drobnozrnatega mikrolegi-ranega jekla Niomol 490 To jeklo ima feritno bainitno mikrostrukturo ter mejo plastičnosti minimalno 490 MPa, dobro duktilnost pa ima še tudi pri temperaturi -60° C. Staranje tega jekla pa duktilne lastnosti poslabša, zato nevarnost krhkega loma postane realna. Lastnosti tega jekla v odvisnosti od temperature uporabe so bile določene tako s statičnimi preizkusi kot tudi z udarnimi preizkusi ter merjenjem lomne žilavosti. Zaključimo lahko z ugotovitvijo, da so za določanje temperaturne meje uporabnosti jekla Niomol, uporabni le udarni preizkusi merjenja žilavosti, medtem ko statični natezni preizkusi ne dajejo tozadevno uporabnih rezultatov. Zelo koristna pa se je izkazala tudi soodvisnost med rezultati Drop VVeight testa in rezultati merjenja lomne žilavosti v območju prehodnih temperatur. Avtorski izvleček
UDK 621 783 223 2.004 6 669-412: 519.87 ASM/SLA: W20h, U4, F21b, 18—72, 5—59 Potisna peč — rekonstrukcija peči — ogrevanje slabov — meritve — akvizicija podatkov — matematični model B Glogovac, T Kolenko. A Mandeljc, D Mikec Preiskave potisne peči za ogrevanje slabov Železarski zbornik 24 (1990) 4, s 173—180 Delo obravnava rezultate preiskave potisne peči za ogrevanje slabov pred in po rekonstrukciji peči. Meritve na peči z uporabo sistema za avtomatsko akvizicijo podatkov so omogočile postavitev in verifikacijo matematičnega modela s katerim je bilo možno zasledovati potek ogrevanja slabov pri različnih pogojih Raziskave so pokazale da je z rekonstrukcijo peči in optimizacijo vodenja bistveno izboljšana kvaliteta ogrevanja slabov in zmanjšana specifična poraba toplote za ca. 20 %. Avtorski izvleček UDK 620.179.3: 669 14: 681.3.06 ASM/SLA: J5, ST6, U4K, S12, 1-61 Metalurgija — kaljivost — obvladovanje kakovost — računalniško krmiljenje procesov J. Šegel, S Petovar: Kontlnulrnost obvladovanja kaljivosti jekla Železarski zbornik 24 (1990) 4, s 197—203 Obravnavano je računalniško podprto krmiljenje kaljivosti jekla že v fazi izdelave jekla v elektrojeklarni. Opredeljeni so različni postopki in metode pri kontinuiranem prizadevanju za boljšo kakovost kaljivosti. še posebej dobre rezultate daje v praksi uporaba dinamičnega modela napovedi kaljivosti v procesu legiranja. Dinamična sprememba načrtovane kemične sestave je večstopenjska. Najprej izračunamo cilj za cenejše legirne elemente; in če še to ni dovolj, poiščemo nove cilje še za dražje legirne elemente Avtorski izvleček
CONTENTS
UDK: 620.178.74.001.36: 669—973: 669.14.018.41 ASM/SLA: Q26s, Q6n, SGBr, 1—54 Testing of metals — fracture mechanics — steel used at low temperatures J. Vojvodič-Gvardjančič, F. Vodopivec Comparlson of Different Test Methods of the Niomol 490 Steel to Determlne Fracture Characteristics at Low Temperatures. Železarski zbornik 24 (1990) 4, P 181 — 195 The paper presents fracture characteristics of the finegrained microaioy-ed steel Niomol 490 This steel s microstructure consist of ferrite and bainite and shovvs a minimum yield strength of 490 MPa and ductility down to a temperature of -60° C. The ductility of this steel is impaired by strain aging and endangered by brittie fracture The properties of this steel as a function of vvorking temperatures vvere determined by static and dynamic tests and fracture toughness measurements The conclusion is that only impact toughness test measurements are reli-able for the determination of the temperature limiting the use of the Niomol steel and that static tension tests do not provide useful results The correlation betvveen drop vveight test and the impact toughness tran-sition temperature region proved to be very advantageous Autor's Abstract UDK 669 046 545.2: 669 15-194 56 ASM/SLA: D11s, EGj42, SSE Metallurgy — phosphorus — stainiess steel N. Smajič, A. Lagoja in J. Arh Phosphorus In Stainiess Steel Železarski zbornik 24 (1990) 4, P 165-172 Thermodynamical analysis of Fe-Cr-C-O-P system in liquid state has been carried out in order to analize theoretical possibilities for dephosphorization of high chromium melts under oxidation conditions. The Influence of basicity, temperature and chromium as well as carbon content on dephosphorization is determined. It has been shovvn that comparatively successful dephosphorization of 18% Cr melt can be realized vvith the use of a slag based on CaO-CaF2-Cr203 system at a temperature T < 1400 °C and carbon content >2 % C. Autor s Abstract
UDK: 620.179.3: 669 14 681 3.06 AMS/SLA: J5, ST6, U4k, S12. 1-6 Metallurgy — hardenability — quality control computer aided process control J Segel, S. Petovar: Contlnulty of Steel Hardenablllty Control Železarski zbornik 24 (1990) 4, P 197-203 The paper deals vvith computer aided steel hardenability in the phase of steel making in the electric steel plant. Various proceedings and methods are used for continuous striving to improve hardenability quality. The best results vvere achieved by dynamic model of hardenability prediction in the alloying process Corrections of aimed dynamic chemical composition is performed stepvvise First the aim for cheaper alloying elements is calculated and if this proves to be insufficient new aims for more expensive alloys are to be found Autors Abstract UDK: 621.783.223.2 004.6 669-412: 519.87 ASM/SLA: W20h, U4, F21b, 18-72, 5-59 Push-type furnace — change of design — slab reheating — measurements — data acquisition — mathematical model B Glogovac, T. Kolenko, A Mandeljc. D Mikec Examlnation of the Push-type Slab Reheating Furnace Železarski zbornik 24 (1990) 4, P 173—180 The article discusses the results of push-type slab reheating furnace exa-mination before and after the design change of the furnace The measurements performed on the furnace by data acquisition enabled the set up and verification of a mathematical model vvhich follovved the slab reheating process under divers conditions. The researche shovved that the furnace design change and the improved control considerably improved the slab reheating and decreased the specific heat consumption for about 20 %. Autor's Abstract
TEHNIČNA NAVODILA AVTORJEM
Rokopis
Rokopis dostavite v originalu odgovornemu uredniku ali enemu od članov uredništva. Pisan mora biti z dvojnim presledkom. Na levi strani je rob širine 4 cm. Na tem robu označite mesta, kjer naj bodo slike ali tabele.
Članki naj bodo kratki in jedrnati in ne prenatrpani z nepotrebnimi podatki. Izogibajte se tabel z veliko številkami, ki bralca ne zanimajo, posebno če so isti podatki prikazani kot odvisnosti v diagramih. Razlage naj bodo jasne, kratke in v neposredni zvezi z doseženimi rezultati, brez širših hipotetičnih dodatkov.
V primeru, da prvič objavljate v Železarskem zborniku, dostavite uredništvu naslednje podatke: ime in priimek z akademskim nazivom spredaj in poklicnim nazivom zadaj, katero delo opravljate, delovna organizacija, žiro račun in naslov stanovanja.
Uredništvo si pridržuje pravico jezikovne korekcije, strokovne recenzije in presoje o ustreznosti objave. Prosimo, da glede rokopisa upoštevate še naslednja navodila:
1) Izvleček pod naslovom naj obsega 4 do 10 tipkanih vrst. Vsebina naj pove, kateri problem obravnava članek.
2) Povzetek za prevode v angleški, nemški in ruski jezik pošljite v 4 izvodih. Obsega naj pol do največ dve tipkani strani. Glede vsebine naj pove tujemu bralcu, kakšen je bil problem in kateri so glavni rezultati vašega dela. Specifične strokovne izraze, ki jih prevajalci morda ne poznajo, navedite spodaj v angleškem, nemškem in ruskem jeziku. Vsebuje naj tudi naslov članka.
3) Avtorski izvleček za kartice (4 izvodi) naj obsega: glavno geslo in eno ali več stranskih gesel (npr. Metalurgija — Orodna jekla — Preizkušanje materiala), avtorja in soavtorje, naslov članka in kratko vsebino članka (največ 15 tipkanih vrst) s poudarkom na rezultatih raziskave.
4) Podpisi k slikam v 2 izvodih na posebnih listih. Podpis naj bo formuliran tako, da bo v angleškem prevodu tudi tuj bralec razumel vsebino slike.
5) Literaturo, ki jo citirate v tekstu, označite z zaporednimi številkami, zgoraj za besedo, kjer označbo želite, npr. . . Smith3... Na koncu članka navedite nato vse bibliografske podatke:
— Za knjige: začetnice imen in priimki avtorjev, naslov knjige, številka izdaje, založba, leto izdaje.
— Za članke: začetnice imen in priimki avtorjev, naslov članka, neskrajšani naslov revije, letnik, številka, leto, strani (prva in zadnja).
6) Poglavlja In razne vrste tiska: Članek naj bo, kolikor je mogoče, razdeljen po naslednji shemi: uvod (nakazati problem, izhodišče in cilj raziskave in pregled literature), načini raziskovanja in materiali, rezultati raziskav, razlaga rezultatov in sklepi.
Glavna poglavja in podpoglavja pišite po primeru:
REZULTATI RAZISKAV
1. Preizkušanje jekla Ž 0147 (mastni tisk, tekst se prične v naslednji vrsti)
a) Količina vključkov (mastni tisk, tekst se nadaljuje v isti vrsti).
Zvezano podčrtane besede pomenijo mastni tisk, lahko pa uporabite še kurzivni tisk (prekinjeno podčrtane besede) in razprti tisk (tipkajte razprto).
7) Tabele pišite med tekstom ali jih priložite na koncu teksta. V drugem primeru napišite na levi rob, kjer je treba tabelo vstaviti.
8) Enote: Uporabljajte izključno enote po SI (System International d'Unites).
9) Enačbe in simbole napišite jasno in čitljivo, najbolje s prosto roko. V enačbah ne uporabljajte znakov za množenje ( x ali .). Izogibajte se zamotanih indeksov. Če ne morete jasno napisati grških črk, napišite pojasnilo na levi rob, npr. mala grška črka gama. Simbole v enačbah sproti tolmačite. Uporabljajte simbole, ki so v JUS standardih, če teh ni pa najbolj uveljavljene.
Fotografije
Metalografski in drugi posnetki morajo biti izdelani na belem papirju z visokim leskom in naj bodo jasni in kontrastni. Preslikane fotografije ali iz tiska preslikane fotografije niso dovoljene, razen v izjemnih primerih. Računajte, da bo širina fotografije v tisku največ 80 mm. Več fotografij, ki spadajo skupaj, nalepite na papir in jih označite kot eno sliko. V tem primeru je lahko širina slike tudi 165 mm. Izjemno imajo fotografije lahko tudi nestandardno širino. V tem primeru priložite fotografiji pojasnilo, kakšno velikost želite v tisku. Mikroskopska in makroskopska povečanja in pomanjšanja označite v podpisu k sliki (povečanje 100-krat), (pomanjšanja 1,5-krat), še bolje pa z vrisanjem ustrezne skale s črnim ali belim tušem na fotografiji.
Diagrami in risane slike
Diagrami in risane slike morajo biti narisane s tušem na paus papirju. Ne pošiljajte prefotografiranih ali kopiranih risb. Diagrami morajo imeti popoln okvir in mrežo (raster) v notranjosti okvira. Zaporedno številko slike napišite s svinčnikom na vogalu formata.
Prosimo avtorje, da dosledno upoštevajo še naslendja navodila:
1. Širina: Diagrami morajo biti narisani na formatu A4. Širina diagrama naj bo 150 mm, plus ali minus 10 mm. Širina ni le okvir diagrama, temveč tudi številke in napis na ordinatni osi. V tisku so ti diagrami pomanjšani približno 2-krat, na širino enega stolpca. Odstopanja od teh širin narisanih in tiskanih diagramov bodo upoštevana le v primerih, ko morajo biti zaradi gostote podatkov, krivulj ali preglednosti tiskani v širini obeh stolpcev, to je okoli 160 mm. V teh primerih naj bo širina narisanega diagrama 300 mm, plus ali minus 20 mm.
Pri drugih risanih slikah (izdelki, preseki, naprave, sheme, načrti in podobno) je lahko skupna narisana širina manjša od 150 mm. Pri tem upoštevajte estetski videz pomanjšane tiskane slike med tekstom in tudi, da bo slika v vsakem primeru v tisku pomanjšana 2-krat; uporabljajte torej enake velikosti črk in debeline črt kot pri diagramih.
2. Črte: V vseh diagramih in drugih risanih slikah uporabite izključno naslednje debeline črt:
— Okviri diagramov (koordinatne osi) 0,4 mm
— Mreža v diagramih 0,2 mm
— Krivulje v diagramih 0,6 mm
— Osnovne črte v risbah 0,2 mm
— Prerezi (obrisi) v risbah 0,4 mm
— Šrafure 0,2 mm
V tisku bodo te črte polovico tanjše.
3. Črke in številke: Uporabljajte pokončne črke in številke velikosti 4 mm, risane s šablono in peresom, ki ustreza tej velikosti. Izjema so le indeksi, ki naj bodo veliki 3 mm. V tisku bo velikost črk in številk okoli 2 mm, indeksov pa 1,5 mm.
4. Opis koordinat: Na abscisi in ordinati mora biti neskraj-šan opis s simbolom in enoto, npr.: Natezna trdnost aM v N/ mm2; Stopnja deformacije e v %; Količina mase Mn v %: ne pa le ctm N/mm2; e %; % Mn.
5. Oznake točk in krivulj: Legende za različne vrste točk in krivulj morajo biti v sliki. Legende za simbole in druge črkovne oznake so lahko tudi v podpisih k slikam.
izvleček
Za hitro orientacijo po dokončanju članka navajamo na kratko, kaj je potrebno poslati uredništvu Železarskega zbornika:
1. Rokopis v enem izvodu (drugega hranite za pregled krta-čnega odtisa) z izvlečkom pod naslovom, oznakami za slike na levem robu in podatki o avtorjih.
2. Povzetek za prevode v 4 izvodih.
3. Avtorski izvleček za kartice v 4 izvodih.
4. Podpisi k slikam v 2 izvodih.
5. Oštevilčene fotografije, diagrami in druge slike.