ŽELEZARSKI ZBORNIK VSEBINA Stran Prešeren Alojz — Metalurški inštitut Ljubljana VPLIV DEZOKSIDACIJSKE TEHNOLOGIJE NA IZKORISTKE DODANEGA ALUMINIJA . 133 Koroušič Blaženko — Metalurški inštitut Ljubljana O NEKATERIH ZNAČILNOSTIH 2LINDER SISTEMA CaFi-ALOs-CaO.........145 Uranc Franc — Železarna Ravne SODOBNA ORODNA JEKLA........155 Segel Jože — Železarna Ravne UPORABNOST MAGNETNE ANALIZE ZA KONTROLO TOPLOTNE OBDELAVE BRZO-REZNIH JEKEL.............165 Brudar Božidar — Železarna Jesenice PREVERJANJE STATISTIČNIH HIPOTEZ S POMOČJO OPERACIJSKIH KARAKTERISTIK 175 LETO 6 ST. 3 1972 ŽEZB BQ 6 (3) 132-179 (1972) IZDAJAJOŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT VSEBINA Stran Vpliv dezoksidacijske tehnologije na izkoristke dodanega aluminija.........133 DK: 669:183; 187, 66.094.1 ASM/SLA: D2c; D5c Koroušič Blaženko — Metalurški inštitut Ljubljana O nekaterih značilnostih žlinder sistema CaF2--Al203-Ca0..............145 DK: 669.187.8 ASM/SLA: Dlln Uranc Franc — Železarna Ravne Sodobna orodna jekla DK: 669.14.018.25 ASM/SLA: TSb 155 Segel Jože — železarna Ravne Uporabnost magnetne analize za kontrolo toplotne obdelave brzoreznih jekel .... 165 DK: 620.179.14; 669.14.018.252.3 ASM/SLA: S13h; Tsm Brudar Božidar — železarna Jesenice Preverjanje statističnih hipotez s pomočjo operacijskih karakteristik........175 DK: 519 ASM/SLA: Uhj INHALT Seite Prešeren Alojz — Metalurški inštitut Ljubljana Einfluss der Desoxydationstechnologie auf das Ausbringen des zugesetzten Aluminium . 133 DK: 669:183; 187, 66.094.1 ASM/SLA: D2c; D5c Koroušič Blaženko — Metalurški inštitut Ljubljana Einiges iiber die Eigenschaften der Schlacken im System CaF2-Al2OrCaO........145 DK: 669.187.8 ASM/SLA: Dlln Uranc Franc — železarna Ravne Die gegenwartigen Werkzeugstahle .... 155 DK: 669.14.018.25 ASM/SLA: TSb Šegel Jože — Železarna Ravne Amvendbarkeit der Magnetischen Analyse fiir die Kontrolle der VVarmebehandlung der Schnellarbeitsstahle..........165 DK: 620.179.14; 669.14.018.252.3 ASM/SLA: S13h; Tsm Brudar Božidar — Železarna Jesenice Die tiberpriifung der statistischen Hypothese mit Hilfe der Operationscharakteristik . . . 175 DK: 519 ASM/SLA: Uhj CONTENTS Page Influence of technology of deoxidation on the yield of added aluminium........133 DK: 669:183; 187, 66.094.1 ASM/SLA: D2c; D5c Koroušič Blaženko — Metalurški inštitut Ljubljana On some characteristics of slags of the sy-stem CaF2-Al2Oj-CaO......... . 145 DK: 669.187.8 ASM/SLA: Dlln Uranc Franc — Železarna Ravne Modem tool steels..........155 DK: 669.14.018.25 ASM/SLA: TSb šegel Jože — železarna Ravne Usability of magnetic analysis for control of heat treatment of high-speed steels .... 165 DK: 620.179.14; 669.14.018.252.3 ASM/SLA: S13h; Tsm Brudar Božidar — Železarna Jesenice Test of statistical hypotheses by means of operating characteristic curves......175 DK: 519 ASM/SLA: Uhj COAEP>KAHHE BAHHHHe TeXHOAOrHH paCKHCAeHHH H BbIXOA AoGaBAeHora čiaiomkiiuh........133 DK: 669:183; 187, 66.094.1 ASM/SLA: D2c; D5c Koroušič Blaženko — Metalurški inštitut Ljubljana O HeK0T0pwx xapaKTepHCTHKax niAaic ch- cxeMbi CaF2-AI203-Ca0..........145 DK: 669.187.8 ASM/SLA: Dlln Uranc Franc — Železarna Ravne CoBpeMeHHBie MCTOAbl HHCTpyMeHTaAbHOH CTaAH...............155 DK: 669.14.018.25 ASM/SLA: TSb Segel Jože — železarna Ravne IIpHMeHHMOCTb MarHHTHora anaAH.ta aah koh-TpoAbfl TenAOBOii oopaGoTKH 6biCTpope>KY- uieii CTaAH..............165 DK: 620.179.14; 669.14.018.252.3 ASM/SLA: S13h; Tsm Brudar Božidar — Železarna Jesenice IIpoBepKa cTaTHCTH«iecKHx rnnoTe3 npn noMomu onepaiiHOHHbix xapaKTepncTHK. . . 175 DK: 519 ASM/SLA: Uhj ŽELEZARSKI ZBORNIK IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT LETO 6 LJUBLJANA SEPTEMBER 1972/ŠT.3 Alojz Prešeren, dipl. inž. Metalurški inštitut Ljubljana DK: 669 : 183; 187, 66.094.1 ASM/SLA: DZC; D5C Vpliv dezoksidacijske tehnologije na izkoristke dodanega aluminija Na podlagi tehnoloških analiz in statističnega obrazca, ki vsebuje vplivne faktorje izdelavne prakse za SM in E postopek, smo izvedli vrednotenje raznih načinov dezoksidacije s ciljem, da ugotovimo izkoristke dodane količine aluminija za pred- in končno dezoksidacijo. Zasledovali smo homogenost gredic v pogledu (Al)t in (O) ter poudarili vpliv obdelave taline v ponvi z argonom oz. dušikom. UVOD Tehnološki regulativi skušajo postaviti določene odnose v izdelavnem postopku v grobe okvirje tehnološke zakonitosti. Neredko pa pride v praksi do odstopanja predvidenih parametrov, kar zahteva delne ali obsežne spremembe predvsem v dez-oksidacijski praksi. V okviru predmetne problematike smo imeli postavljen cilj, da: — zasledujemo vpliv izdelavnega SM in E postopka na končno fazo stanja šarže v peči pred prebodom, — najdemo zakonitosti, ki bi dovoljevale ocenitev stanja šarže oziroma določitev praktično potrebnega obsega pred- in končne dezoksidacije, — določimo parametre, ki diktirajo količino kislinotopnega Al, torej vplivajo na izkoristek slednjega. PROGRAM RAZISKAV Odločili smo se za pomirjeno kvaliteto nelegi-ranega jekla s srednjim in nizkim ogljikom ter nizko legiranega cementacijskega jekla in jekla za poboljšanje z nizkim ogljikom. Pri nelegiranih jeklih kvalitet C in Ck 10, 15 in 35 ter 45 pride v poštev SM jeklo in E jeklo z eno žlindro in dez- oksidacijo v ponvi, pri cementacijskih jeklih in jeklih za poboljšanje in sicer EC 80, 100, ECMo 80, 100 VCMo 135, 140, 31 CrV3 itd. je izdelati šarže s preddezoksidacijo z Al, ev. SiMn in standardno končno dezoksidacijo v ponvi. Da bi mogli ugotoviti vpliv argoniziranih šarž na izkoristke Al in vročo predelavo, je bilo odločeno, da bo del poizkusnih šarž izdelan brez in del s prepihovanjem z argonom oz. dušikom. Dodatek aluminija naj bi sledil pri določenem številu poizkusnih šarž z argonom med prvim in drugim delom argoniziranja, del dodatka Al naj bi sledil po končanem argoniziranju. Pri izdelavi SM jekla naj bi nekaj poizkusnih šarž izdelali z dodatkom celotne količine potrebnega aluminija v komadih po 1 kg, nekaj šarž v količini po 5 kg, ostale tako, da bi polovico potrebne količine Al dodali v curek taline, polovico pa skozi žlindro po končanem prebodu. Za vse šarže smo beležili podatke o časovnih in količinskih parametrih, za analiziranje skupne količine kisika, aluminija in glavnih oksidov v nekovinskih vključkih smo jemali vzorce: — po izkuhavanju taline, — pred dodatkom preddezoksidantov, — pred izpustom taline iz peči, — med litjem prve in druge livne plošče, — iz izvaljane gredice ločeno za glavo, sredino in nogo ter ločeno za rob in srednjo os gredice. Dobljeni rezultati naj bi služili za: — ocenitev tehnološke prakse v smislu najboljših vplivnih pokazateljev na stanje taline v peči pred izpustom, — prikaz zakonitosti za vpliv posameznih tehnoloških parametrov na kisik v talini pred izpustom oziroma na pričakovano količino topnega aluminija, — ugotavljanje potrebnega obsega dezoksidacije oziroma količine topnega Al v izdelanem jeklu. — medsebojno odvisnost topnega in netopne-ga Al, kisika v talini, izkoristka aluminija pri upoštevanju različnih načinov dodatka aluminija. Z ozirom na različne načine dezoksidacije: šar-že z in brez preddezoksidacije, različni časi, količine in načini dodatki Al, je treba predvsem kazati izkoristke aluminija ter predlagati najučinkovitejši način dodajanja. IZVAJANJE POSKUSOV IN VREDNOTENJE REZULTATOV V smislu programa smo izdelali v 60 t E peči: 3 šarže nizko legirane navadne kvalitete z 0,19 do 0,37 % C, brez argona, — 5 šarž nizko legirane in navadne kvalitete z 0,2 do 0,37 % C, obdelane v ponvi s plinastim argonom, — 4 šarže kvalitete C 1430 oz. 4320, obdelane v ponvi s plinastim argonom. Pri 3 šaržah je bil izveden dodatek Al za končno dezoksidacijo v ponvi, pri drugi skupini poizkusnih šarž smo dodali Al po končanem prvem delu pihanja argona, pri tretji seriji šarž po končanem drugem delu pihanja argona. Za preddezok-sidacijo smo pri vseh šaržah dodali okrog 1,0 kg Al/t v času 50 do 60 minut pred prebodom. V 25 oz. 40 t E peči smo izdelali: — 3 šarže za poboljšanje brez argona, z dodatkom Al v času 25 minut pred prebodom za preddezoksidacij o in z dodatkom Al za končno dezoksidacijo v ponev, — 7 šarž jekla za cementacijo po preizkušeni »K« metodi: za preddezoksidacijo dodatek okrog 1,0 kg Al/t v času 25 minut pred prebodom, za končno dezoksidacijo dodatek 0,4 kg Al/t po končanem prvem delu pihanja argona, — 6 šarž za cementacijo po modificiranih metodah: preddezoksidacij a z 0,95 kg Al/t v času 55 minut pred prebodom, dodatek 0,3 kg Al/t v času 6 do 20 minut pred prebodom in dodatek okrog 0,25 kg Al/t v ponev oz. pri argonski obdelavi po končanem prvem delu pihanja. V 30 t SM peči je bilo izdelanih — 15 šarž kvalitete CK 10 in CK 15 Pri 5 šaržah smo dodali potrebno količino Al v talino v ponvi v komadih po 1 kg, pri 5 šaržah v komadih po 5 kg in pri 5 šaržah polovico potrebne količine Al v talino v ponvi, ostalo skozi žlindro, ko je bila ponev napolnjena. Za študij odnosov med tehnološkimi parametri in značajem taline v posameznih izdelavnih fazah ter izdelanim jeklom smo razpolagali z rezultati analiz skupnega kisika po oksidaciji, po izkuhava-nju, v talini pred prebodom in nekaterimi vplivnimi tehnološkimi pokazatelji kot čas trajanja bele žlindre, količine Al, v talini pred prebodom, dodatek Al za preddezoksidacijo, dodatek Al za končno dezoksidacijo, količina topnega Al v izdelanem jeklu, skupni kisik v poizkusnih gredicah ločeno za glavo, sredino in nogo, količina netopnega Al v glavi, sredini in nogi gredic in končno Si02 ter A1203 v nekovinskih vključkih. Iz zasledovanja dobljenih rezultatov moremo zaključiti, da samo vrednotenje razpoložljivih podatkov ne nudi odgovora za značilno obnašanje aluminija tj. da dobimo različne vsebnosti topnega Al v izdelanem jeklu kljub sličnim količinam kisika pred prebodom, sličnim dodatkom Al in enako uspešni obdelavi taline v ponvi z argonom. E postopek: Za vrednotenje parametrov, ki vplivajo na obnašanje aluminija smo se poslužili obrazca, ki smo ga sestavili s pomočjo statistične obdelave številnih E in SM šarž: (ad.O/o^.F.i/ikk: \ (O)%.Č Vrednost Kc je odvisna od dodatka Ald in narašča proporcionalno z dodatkom. Tako je npr. pri 0,3 kg Al/t vrednost Kc — 0,011; pri 1,0 kg Al/t je Kc — 0,035. č _ čas v minutah od dodatka Al do preboda. Pri kalkulaciji Alt pri končni dezoksidaciji, ko dodamo aluminij v ponev, znaša čas č okrog 7 minut (O) o/o — količina skupnega kisika v talini tik pred dodatkom Ald. Za kalkulacijo Alt v talini v peči znaša »F« — — 1,45, če je bila talina učinkovito preddezoksidi-rana (Al, Si, Mn) in 1,35 če ni preddezoksidirana. Za kalkulacijo Al, v talini v ponvi je »F« — 1,3. Prikazane odvisnosti med Al, v izdelanem jeklu napram Al, v talini v ponvi in v talini v peči sledijo povprečno dobljenim odnosom preiskav številnih šarž in odgovarjajo vrednostim 1:1, 3:1,4. Na osnovi navedenih odnosov smo za vse po-izkusne šarže kalkulirali Al,. Primerjava med tako dobljenimi vrednostmi Al, v talini pred prebodom, dodatnega Al, zaradi končne dezoksidacije z aluminijem v ponvi in količinami Al, v izdelanem jeklu nam nudi možnosti ugotavljanja učinkovitosti posameznih dodatkov Al oz. stopnjo izkoristka dodane količine Al v posameznih tehnoloških fazah. Na ta način smo imeli možnost ugotoviti kateri dodatki Al so bili učinkoviti oz. v kakem obsegu vpliva na izkoristek Al količina ogljika, odnosno količina skupnega kisika pred prebodom in čas dodatka Al pred prebodom. Vrednotenje vpliva ogljika na prosti kisik smo prikazali z obrazcem, s katerim zasledujemo tudi vpliv časa izkuhavanja po oksidaciji na količino kisika: (O)0/0=K.|-| Vrednost — K — je odvisna od časa izkuhavanja _č — in znaša npr. pri času 15 minut okrog 0,06, pri času 45 minut pa 0,012. Pri krajših časih vrednost konstante hitreje narašča. Iz odnosov vpliva časa in ogljika na količino kisika moremo ugotoviti, da bo kisik pri višjem ogljiku in daljšem času manjši, kar nudi možnost za povečanje količine kislinotopnega Al. Dolgi časi od dodatka Ald do preboda znižujejo količino Al, oziroma znižujejo izkoristek Al. Nastane vprašanje kdaj bi bil dodatek Al optimalen z ozirom na izkoristek Al, intenziteto izločanja A1203 in čim nižji kisik v talini pred prehodom. Verjetni mehanizem dezoksidacije nudi odgovore za: — obseg in hitrost dezoksidacijske reakcije — intenziteto izločanja A1203 — obseg redukcije Si02 — učinkovitost ali neučinkovitost obdelave taline v ponvi s plinastim argonom oziroma dušikom — verjetno utemeljenost oz. neutemeljenost analize Al,. Pripomniti moramo, da so bili nekateri vzroki izredno nehomogeni in vsebnosti Al, za eno in isto šaržo med 0,007 % in 0,039 °/o. V naslednjem podajamo verjetni mehanizem dezoksidacije za nekaj značilnih šarž iz posameznih poskusnih serij: Šarža 106194 — C 35 stab. C — 0,37 %, Si — 0,23 %, Mn — 0,56, P — 0,008 %, S — 0,016 %, Alt — 0,019 %, Alnct — 0,002/0,004 %. Analize skupnega kisika so naslednje: v talini po oksidaciji — 0,0256 % po izkuhavanju — 0,0141 % v talini pred prebodom — 0,0048 % v mali probni kokili — 0,0068 % v izvaljani gredici glava — 0,0058 %, sredina — 0,0056 %, noga — 0,0046 %. Šarža je raztalila z 0,51 % C, žilavenje je bilo s kisikom pri povprečni hitrosti 0,007 % C/min, kar nudi statistično okrog 0,027 % skupnega kisika. Izkuhavanje po oksidaciji je trajalo 20 minut, kalkulacijska količina prostega kisika je: (0)IZ % = 0,071 .1/0,3 .1/20 = 0,0117 % Ob koncu izkuhavanja predvidevamo (na osnovi številnih dosedanjih raziskav) v talini 0,0045 % A1203, 0,0075 % Si02 oziroma skupni vezani kisik 0,0059 %. Skupni kisik ob koncu izkuhavanja znaša torej 0,0176 %, po analizi pa 0,0141 %. Po odstranitvi žlindre smo na golo dodali 1,0 kg Al/t in 1,5 kg Si/t (SiMn). Sledi dodatek apna in mešanica CaF2 + C + CaSi za tvorbo bele žlindre. Učinek preddezoksidacije zaradi SiMn je praktično nezaznaven ker je čas od dodatka do preboda znatno prevelik. Pride pa učinek SiMn do izraza pri kalkulaciji količine topnega Al, katerega odgor je nekoliko manjši. Učinek bele — karbidne žlindre s časom dej-stvovanja 38 minut se more izraziti le z določeno vlogo pri razžveplanju in ne pri preddezoksidaciji. Predpostavljamo pa, da se ob koncu te periode znižata A1203 in Si02 v talini na okrog 0,0018 % in 0,006 %, oziroma skupni kisik približno na 0,0039 %. Dodatek 0,1 % Al na golo znatno presega učinek preddezoksidacije vsled bele karbidne žlindre. Kalkulacija (Al), v talini pred prebodom: 3,035 .1,45 . /_0,1 = 0,019 % f 0,0141.50 (Al), % = 0,1 (enak rezultat nudi tudi analiza). Ravnotežna količina prostega kisika je približno 0,0017 "/o. Razlika (0,0141—0,0059—0,0017) = = 0,0065 % O reagira z Al pri čemer se tvori 0,0136 % A1203. Pri redukciji Si02 do 0,002 % nastane 0,0045 % A1203. Skupno se tvori 0,0136 + + 0,0018 + 0,0045 = 0,0199 % A1203. Obseg izločanja znaša okrog 67 %. V talini ostane 0,006 % A1203, 0,002 % Si02, 0,0017 % O in skupni kisik je pribl. 0,0055 % (po analizi 0,0048 %). Razmerje (O)! : (0)iz = 0,0055 : 0,0141 = 0,38. Po statističnem zasledovanju navedenega odnosa je vrednost 0,35 karakteristična za normalne pogoje preddezoksidacije. V curek taline med prebodom smo dodali 0,33 kg Al/t v zavitkih po 5 kg. Kalkulacija dodatnega (Al), v talni ponvi je: (Al), % = 0,012 .1 3 j / 0,033 T 0,0055^7 = 0,014 %. Skupni aluminij v talini v ponvi bi naj znašal: (Al), % = 0,019 .1,3/1,45 + 0,014 = 0,031 % v izdelanem jeklu bi naj bil aluminij 0,031. . 1,0/1,3 = 0,025 %. Stvarno smo analizirali 0,016—0,019 % Al. Iz primerjave sledi, da je bil izkoristek dodanega Al v curek taline okrog 0,003 do 0,004 % mesto 0,011 % (z ozirom na Al v jeklu). Količina aluminija je torej v talini v ponvi 0,019 .1,3/1,45 + + 0,003.1,3 = 0,021 %. Med prebodom pride v talino iz obloge ponve: Si02 = 0,65 . 5.08 .10-4 . (5 + 1)2. Vl6fl = 0,0147 % Pri izločanju med prebodom v količini 45 % ostane 0,55 (0,0475 + 0,002) = 0,0272 % Si02. Pri redukciji z Al do 0,0031 % (analiza izolata), nastane 0,026 % A1203. Pri sekundarni oksidaciji curka nastane 1,9 (0,021—0,016) = 0,01 % A1203. Skupno se tvori 0,01 + 0,005 + 0,026 + 2,1 . (0,0017 do 0,0015) = 0,045 % A1203. Obseg izločanja v 18 minutah (od preboda do odlitja prve livne plošče) je okrog 78 %. V jeklu ostane približno 0,0055 % A1203, 0,0031 % Si02, 0,0015 % O (ostali oksidi). Skupni kisik je pribl. 0,0059 %, po analizi pa ga je 0,0056 do 0,0058 %. Napram verjetnim odnosom pri normalnih tehnoloških pogojih je skupni kisik v jeklu: (O)j % = 0,0035 + 0,14 . (O), = 0,0035 + 0,14 . .0,0055 = 0,0044 %. Po statističnem odnosu z upoštevanjem količine kisika po izkuhavanju je količina kisika v jeklu: (O)j % = 0,0035 + 0,053 . (0)lz = 0,0035 + 0,053 .0,0176 = 0,0044 %. Primerjava teh kisikov s količino analiziranega kisika v jeklu potrjuje manjši učinek končne dez-oksidacije oz. prenizko izkoriščanje dodanega Al med prebodom. Verjetno je bila tudi temperatura med litjem nekoliko prenizka kar zmanjšuje intenzivnost izločanja A1203. Splošne tehnološke pripombe: — rafinacija in preddezoksidacija taline sta normalni. Obstaja splošno vprašanje o utemeljenosti dolgega časa od dodatka Al do preboda, ko je možno s pravilnimi sintetičnimi žlindrami v krajšem času dobiti praktično enaki učinek odžvepla-nja, — končna dezoksidacija v ponvi je bila le delno učinkovita, zaradi česar sta količina oksidnih vključkov in skupni kisik v jeklu večja, — obstaja verjetnost, da je bila livna temperatura nekoliko prenizka in izločanje A1203 premalo obsežno. Vsled tega je skupni kisik v jeklu višji kot kisik v talini pred prebodom, kar na podlagi statističnih odnosov ni normalno, —■ izkoristek dodanega Al za preddezoksidacijo znaša: 0,019 .100/0,1 = 19 % (zelo dobro), izkoristek dodanega Al med končno dezoksida-cijo je 0,003 .100/0,033 = 9 % (mesto 33 %), izkoristek dodanega Al na jeklo znaša 0,018 .100/0,133 = 13 % (mesto 18 %). Iz grupe poizkusnih šarž, kjer smo dodajali aluminij po končanem prvem delu pihanja argona je najuspešnejše izdelana šarža št. 106182 — C 35 st. C — 0,37 %, Si — 0,24 %, Mn — 0,51 %, S — 0,011 %, Alt — 0,026 do 0,029 %, Alnet — 0,003 do 0,004 %. šarža je raztalila z 0,6 % C, po 15-minutnem izkuhavanju je v talini 0,0167 % O, kalkulativna količina kisika pa 0,017 %. Po izkuhavanju oziroma 40 minut pred prebodom sledi dodatek 0,11 % Al. Kalkulativna količina Al, znaša 0,021 %, stvarno smo analizirali 0,018 % Al. Po sličnem mehanizmu dezoksidacije kot pri prejšnji šarži se tvori skupno 0,0208 % A1203 in pri 75 % izločanju ostane v talini pred prebodom okrog 0,005 % A1203, 0,002 % Si02, 0,0016 % O ter skupni kisik pribl. 0,0050 %. (O)j : (0)iz = 0,0050 : 0,017 = 0,30, kar je zelo dobro. Z dodatkom Al po končanem prvem delu pihanja argona se poveča (Al), v talini v ponvi za: (Al), = 0,0152 . 1,3 . /_0,046 = 0,020 %. \ 0,0050.7 Skupni aluminij v talini v ponvi bi znašal: 0,021.1,3/1,45 + 0,020 = 0,035 % in v izdelanem jeklu okrog 0,026 %. Stvarno smo analizirali v tej šarži okrog 0,028 % topnega aluminija. Smatramo, da sta bila oba dodatka, torej za preddezoksidacijo in končno dezoksidacijo normalno učinkovita. Vsled uspešne argonske obdelave — redukcija Si02 do 0,0015 % (analiza izolata), intenzivnost izločanja A1203 95 %, ostane v jeklu okrog 0,003 % A1203, 0,0015 % Si02, 0,0006 % O (ostali oksidi) in skupni kisik je pribl. 0,0030 %. Po analizi znaša kisik 0,0028 do 0,0033 %. Napram statistični kalkulaciji kisika v izdelanem jeklu (pri uspešni argonski obdelavi) znaša isti: (O)j % = 0,0027 + 0,14 .0,0050 = 0,0034 %, kar se s stvarno analizo kisika v gredici zadovoljivo ujema. Splošne tehnološke pripombe: — Šarža je zelo dobro izdelana. Pripominjamo, da bi praktično enako dobre rezultate dosegli tudi pri nižjem aluminiju — okrog 0,022 %. Dodatek Al med argonsko obdelavo lahko zmanjšamo na 0,3 kg/t, če je ob koncu rafinacije dosežen zadovoljiv preddezoksidacijski učinek. — Argonsko prepihovanje taline v ponvi je bilo zelo uspešno. — Izkoristek Al med preddezoksidacijo znaša 0,021.100/0,11 = 19 %. Izkoristek Al med dezoksidacijo je 0,022. . 100/0,46 = 47 %. Izkoristek aluminija v jeklu znaša 0,028. . 100/0,156 = 18 %. Splošne tehnološke značilnosti vseh poiskusnih E šarž: Iz vseh dobljenih podatkov kot jih nam nudijo tehnološka analiza šarž, analiza plinov in vključkov ter odnosi, kot jih dovoljuje verjetni mehanizem dezoksidacije, moremo zaključiti naslednje: — Količine kisika po izkuhavanju sledijo odnosom, kot so za določeni C in čas izkuhavanja značilni. V povprečju znašajo časi izkuhavanja 20 do 35 minut. Odgovarjajoče vsebnosti skupnega kisika so med 0,018 do 0,025 % (si. 1). — časi od končanega izkuhavanja do preboda so med 25 in 95 minut. — Dodatki Al za preddezoksidacijo v količini 0,9 do 1,0 kg/t, z izjemo pri trdih šaržah, so sledili v različnih časih od izkuhavanja do preboda (si. 2). — Količina kisika pred prebodom znaša med 0,0064 do 0,0123 %. — Delno bela žlindra pri poizkusnih šaržah, razen v dveh primerih, ni doprinesla k povečani stopnji preddezoksidacije, temveč je vlogo pred- c* § o ■§ -X .Ni O O. •v O O 35 3 2 5 2 15 1 05 \ t Kf v Čas izkuhavanja 15-45' g: 15-20' - 9f30-45'- 01 %/Al/f (pred izpustom) 6=55' 0005 i i i J_1 dezoksidanta prevzel dodani Al. Se pa kaže pozitiven vpliv delno bele žlindre v povečani stopnji odžveplanja za okrog 6—8 %. — Razmerje (0): : (0)u znaša povprečno 0,0075 : 0,021 = 0,35 pri kratkih rafinacijah in 0,0074 : 0,023 = 0,32 pri dolgih rafinacijah. — Normalni izkoristek Al med rafinacijo naj bi bil 18%, med dezoksidacijo (brez Ar) 20%, odvisno od vsebnosti Al v talini pred prebodom oziroma v ponvi. Stvarno so bili dodatki Al uspešnejši pri kratki rafinaciji in znatno slabši pri dolgi. Rezultati so prikazani v si. 3 in 4. 05 02 03 04 VoC po izkuhavanju Slika 1 Vpliv količine ogljika in časa izkuhavanja taline po oksi-daciji na količino kisika v talini 0009 001 0011 0 012 0013 0 014 ' J_l_I_i_J_ 015 0 3 045 0 6 075 09 105 12 135 Dodatek Al-kg/t (po izkuhavanju) Slika 2 Vpliv količine kisika in dodatka aluminija po izkuhavanju taline na količino kislinotopnega aluminija v talini pred prebodom 50 45 40 35 30 25 20 15 10 5 brez Ar dod. Al v 1. delu dod. Al v 2 delu o izkoristek Al med rafin. + n n a dezoksid. • n n f jeklu Vpliv 40 35 30 i? i 25 •S 20 V) S 75 n 10 1231234512345 Štev. šari Slika 3 načina dodatka aluminija na izkoristek dodanega aluminija brez Ar Ar "z N I N N j P 1 1 - 1 1 1 - • 1 1 1 1 c 1 1 1 1 * -e > < »1 i > o 1 t v - i 1, 1 1 i 1 1, l i 1 + 1 1 i ■ 1 N- normalni čas raf. P- podaljšani čas raf. o med rafin. + med dezoksid. Vpliv 1 2 3 4 5 6 7 12 1 2 3 4 5 6 Štev. šari Slika 4 različnih načinov dezoksidacije na izkoristek aluminija — Dodatek Al po prvem delu pihanja argona nudi stopnjo izkoriščanja med dezoksidacijo okrog 4 % do 37 % (normalni izkoristek 35 do 45 %). Tak način dodatkov Al ne kaže sigurnosti oziroma je preveč odvisen od subjektivnih momentov — dodatek Al po končanem pihanju Ar je v celoti izredno učinkovit. Med rafinacijo so bili izkoristki 15 do 17 %, med dezoksidacijo od 35 do 48 %, v povprečju 39 %, kar je zelo ugodno. — V sliki 5 prikazujemo vpliv dodatka Al za preddezoksidacijo in kisika po izkuhavanju ter Al potek medsebojnih odnosov kot jih slika prikazuje, potem sledi, da vplivajo na zmanjšanje vsebnosti AInel naslednji faktorji: — nižji kisik v talini pred prebodom, torej daljše izkuhavanje, višja temperatura, večja intenzivnost izločanja A1203, dobro mešanje in učinkovita preddezoksidacija. Dalje more vplivati na zmanjšanje Alnet visoka temperatura taline v ponvi, določeni čas čakanja ponve pred litjem (homogenost) in uspešno prepihovanje z argonom. .2 5 o Dodatek Al - kg/t (v talino pred izpustom) Slika 5 Odnosi med kisikom v talini po izkuhavanju, časom dodatka aluminija v talino pred prebodom, količino dodanega aluminija za pred- in končno dezoksidacijo in količino kislinotopnega aluminija v jeklu pri praksi z in brez obdelave taline v ponvi z argonom za končno dezoksidacijo v ponvi na količino kislinotopnega Al v jeklu pri standardni dezoksidaciji in uspešni obdelavi taline z argonom. — Uspešnost argonske oziroma dušikove obdelave taline v ponvi je razvidna tudi iz vpliva Al na Si03 v vključkih (slika 6). Pri standardni dezoksidaciji sledi vpliv krivulji 1, pri uspešni argonski obdelavi krivulji 2 J, pri uspešni dušikovi obdelavi krivulji 2 R. Ugotavljamo, da sta 2 J in 2 R pri količinah pa je dušikova obdelava nekoliko manj učinkovita (do tega zaključka pridemo na osnovi dobljenih rezultatov; verjetno pa ni praktičnih razlik). Pri neuspešnem prepihovanju so količine Si02 na krivulji 1 kot je značilno za standardno dezoksidacijo. — Vsebnost netopnega Al je zelo različna. Analiza rezultatov dovoljuje mišljenje, da je Alnot odvisen od vrste faktorjev, ki diktirajo izkoristek Al (slika 7). Na splošno je pričakovati manjši Al„et Pri povečanem izkoristku Al. Medtem ko odnosi med rafinacijo nimajo vpliva, je viden vpliv izkoristka med dezoksidacijo. Prav tako obstaja verjetnost, da vpliva uspešno prepihovanje z argonom oziroma dušikom na nekoliko spremenjen vpliv izkoristka na vsebnost Alnet. če sprejmemo S 3 K & 2 l/) 7- o 2- o- 3-o • brez Ar m- u I •j OO. Ml — II — v i. a v 2.d 91UAT elu A/ UV2) \ 0 a \ V n 2 2.R . i •s. \ \o • \ •o, o v\ k. P—o- 7 — 2 05 7 15 2 25 3 35 4 [Al]t % x 10'2 Slika 6 Vpliv količine kislinotopnega aluminija na zmanjšanje Si02 v vključkih o Izkoristek med rafin. + • izkoristek med dezoksid. x 10 o S « 3C »-i • 3 ešno ye Ar \ \ h O Usp pihar \ X • \ O + » • • •CD® m > *) i 1 r* » ^ K • 1 O 1 \ • 2 5 10 15 20 25 30 35 40 45 Izkoristek Al % Slika 7 Vpliv izkoristka aluminija na količino netopnega aluminija v jeklu Dod. Al kg/t v ponev- _°1_ 0016 002 , Iz podatkov moremo tudi zaključiti, da je največja količina Alnet v glavi gredice, najmanj pa v nogi. Tudi ta razporeditev govori v prid notranjim kinetičnim odnosom homogenosti, višje temperature, hitrosti izločanja A1203 in ne najmanj ohlajevalni hitrosti oziroma hitrosti kristal izacije. — Zasledovanje gibanja skupnega kisika v glavi, sredini in nogi gredic ter po robu in v osrednji osi gredic je prikazano v sliki 8. — S — Ns o G ° NT Vs S-sredina gredice - v N- noga « r- rob gred. N + 5 r G-glava •< s-srednja os 2 4 6 d V 12 2 4 6 8 K 12 TA šarže Slika 8 Vpliv uspešne obdelave taline v ponvi z argonom na homogenost gredic Jasno vidimo sledeče: — taline brez prepihovanja z Ar ali N2 kažejo znatno stresanje količine kisika med glavo, sredino in nogo. Pri uspešni obdelavi so razlike malenkostne. Prav tako ugotovimo malo stresanje med vrednostmi kisika na robu in osi gredic med nogo in glavo, veliko stresanje pa pri neuspelem prepiho- 5 o G • S Ar X T 1 -5 5 •st. 4 "P o § | Gs A/* A \\ « NAr' GAr \S , N o T X 1 M i J- it v "v + \°V K l r + \ "T- ^K i : 1 _S- St Ar- pr jnd. dez epih. z oks. X — X-- Ar 0005 001 0015 002 0025 003 [Al]t v jeklu Slika 9 Vpliv dezoksidacijske tehnologije na homogenost gredic vanju oz. pri praksi brez prepihovanja. Torej doprinaša argonska obdelava taline k večji homogenosti tudi v pogledu kisika oziroma oksidov v vključkih. — Vpliv Alt na končni kisik v jeklu ločen za G, S in N pri praksi brez in z Ar (N2) prikazujemo v sliki 9. — Kisik v jeklu sledi pri argonski obdelavi statističnemu odnosu: (O)j % = 0,0027 + 0,14 . (0)I( pri praksi brez argona pa: (O)j % = 0,0035 + 0,14 . (O^. SM postopek: Značilno za splošno tehnologijo izdelave po-izkusnih SM šarž je, da so povprečne žilavilne hitrosti med rafinacijo različne in sicer med 0,2 do 0,6 % C/h in končne žilavilne hitrosti med 0,02 do 0,13 % C/25 minut. V glavnem so bile vse šarže izdelane s preddezoksidacijo z dodatkom SiMn v količini od 0,9 do 2,7 kg Si/t in čas od dodatka do preboda je bil 3 do 10 minut. Na osnovi študije o preddezoksidacijskem učinku sledi slednji obrazcu: 1 d02 = k — M Si d02 pomeni zmanjšanje količine kisika po pred-dezoksidaciji napram kisiku v talini pred dodatkom SiMn. Vrednost faktorja ki je odvisna od časa od dodatka SiMn do preboda. Optimalen učinek preddezoksidacije je pričakovati pri času 10 do 12 minut, medtem ko pri zelo kratkih časih praktično ni učinka. Pri poskusnih šaržah znaša zmanjšanje kisika vsled preddezoksidacije v povprečju 11 % (prekratki časi). Za kalkulacijo količine kisika ob koncu rafina cije, smo uporabili obrazec: (O)! % = Kc/C . 0,4 . Ki/V,. V2/K2.10-3 (0)x V, V2 C Kc K, k2 skupni kisik v talini pred prebodom povprečna žilavilna hitrost % C/h žilavilna hitrost % C/25 minut % C v talini pred prebodom oziroma pred dodatkom preddezoksidanta vrednost konstante v odvisnosti od ogljika vrednost konstante v odvisnosti od povprečne žilavilne hitrosti korekturni faktor v odvisnosti od ogljika Vpliv tehnoloških odnosov na vsebnost topnega Al smo slično kot pri elektro postopku zasledovali z obrazcem: (Al), % = Kc. F , % AL (O) % .č V naslednjem podajamo primer verjetnega mehanizma dezoksidacije za šaržo iz skupine, kjer je bil izveden dodatek Al v komadih po 1 kg v curek taline v ponvi. šarža 6138 — CK 10 C _ 0,11 %, Si — 0,23 %, Mn — 0,52 %, S — 0,033 °/o, AIt — 0,017 do 0,022 °/o, Alnet — 0,004 do 0,003 o/o. šarža je raztalila z 0,84 % C. Po izdatnem žila-venju s kisikom je kalkulacijska količina skupnega kisika pred dodatkom SiMn: (O) % = 5,9/0,11. 0,4 .1,05/0,405 .0,06/0,11 .10-3 = = 0,0308 % Vsled dodatka 0,24 % Si kot SiMn v času 3 minute pred prehodom znaša d02 = 0,42/0,24 = 0,86. Skupni kisik v talini pred prehodom je okrog 0,86.0,031 = 0,027 %, stvarno smo ga analizirali 0,0286 o/o. Z dodatkom 0,091 % Al v curek taline znaša kalkulacijska količina topnega Al v talini v ponvi: (Al), % = 0,031.1,3 . 0,091 0,029 .7 _ = 0,026 °/o. V jeklu naj bi bilo 0,026/1,3 = 0,02 % Al„ stvarno smo ga analizirali povprečno 0,0197 %. Ravnotežna količina prostega kisika pri 0,23 % Si znaša približno 0,008 %. Razlika 0,0286—0,008— 0,0045 reagira z Si in se tvori 0,031 % Si02. Skupno z 0,027 % Si02 iz opeke ponve in 0,004 °/o SiO, iz taline iz peči ostane po 45 % izločanju med prebo-dom okrog 0,034 % Si02. Po redukciji Si02 z Al do 0,0026 % (analiza izolata) nastane 0,038 % A1203. Pri sekundarni oksidaciji curka taline nastane 1,9 (0,026—0,02) = 0,012 % A1203. Ravnotežna količina prostega kisika pri 0,026 Al, v talini v ponvi je okrog 0,0014 %. Razlika 0,008—0,0014 reagira z Al in se tvori 0,014 % A1203. Skupno nastane dO t P Q K 3 + i 30 25 20 75 10 5 \Oj v = K-G i% - > A m* i \ M 1 1 l | predi. + 0/- asi k ' jekli 1 1 ' ! i Ot= - v talini pred. \ p , dod SiMn I i i i i r 30 25 ~S O ?0> -8 75 tfj« (/i 9* 10 Efc. 005 01 —L -K- i 05 057 064 0 71 0 78 085 092 099 d02 (optimalni čas) Slika 10 Učinek preddezoksidacije in končne dezoksidacije na kal-kulacijsko količino kisika v jeklu 0,069 % A1203. Pri verjetnem obsegu izločanja 90 % ostane v jeklu 0,006 % A1203, 0,0026 °/o Si02, 0,0016 % O (ostali oksidi). Skupni kisik je okrog 0,0059 o/o, stvarno smo ga analizirali povprečno na robu gredice v glavi, sredini in nogi 0,0061 °/o in v osi gredice 0,0053 %, kar se z analizo zadovoljivo ujema. Splošne tehnološke pripombe: — Pri praksi brez preddezoksidacije bi znašal kisik v jeklu (si. 10): (O)j % = K. (O)! = 0,2 .0,029 = 0,0058 % (pri 0,02 % topnega Al). Pri optimalni preddezoksi-daciji z 0,24 % Si (SiMn) bi znašal kisik v jeklu: (O)j % = K . (0)t. d02 = 0,2 . 0,029 . 0,56 = = 0,0032 o/o. Konkretno je bil učinek preddezoksidacije izkoriščen: (0,0058—0,0057) . 100/(0,0058—0,0032) = 4 % (zelo slab izkoristek preddezoksidacije). —• Izkoristek Al med dezoksidacijo znaša okrog 28,6 °/o, v jeklu okrog 22 %. — Napram statističnemu obrazcu je: (O)j % = = 0,0044 + 0,039 (O)! — 0,0044 + 0,029 = 0,0055 %, kar se s stvarno analizo kisika dobro ujema in je tudi dokaz, da s preddezoksidacijo praktično nismo izboljšali rezultata rafinacije. Sicer je šarža normalno izdelana. Splošne tehnološke značilnosti vseh poskusnih SM šarž: — s povečano povprečno žilavilno hitrostjo V, in zmanjšano žilavilno hitrostjo v zadnjih 25 do 30 minut rafinacije se manjša skupni kisik v talini pred prebodom. Dod. Al č 1 kg (curek) o med dezoks. • v jeklu Jc & <3 i-o ■i! o 35 30 25 20 15 10 5 Dod. Al d 5 kg (curek) Dod. Al v curek C/i) in skozi žlindro ('/z) ,c -2E T O vj p, 25 + 7 234512345 1 2 3 4 5 Poizkusne šarže Slika 11 Vpliv dezoksidacijske tehnologije in kisika v talini na izkoristek dodanega aluminija — z dodatkom SiMn v talino pred prebodom moremo vplivati na zmanjšanje kisika po statističnem obrazcu: 1 d02 = K . — M si Ugotovljeno je, da je optimalne učinke pred-dezoksidacije doseči pri 10—12 minutah od dodatka SiMn do preboda. — kisik v jeklu brez preddezoksidacije sledi odnosu: (O)j % = K . (O)j oziroma pri preddezoksida-ciji (O)j % = K . (O)!. d02. Ugotavljamo, da pri Si (iz SiMn) okrog 0,09 do 0,11 % ni pričakovati preddezoksidacijskega učinka, oziroma je količina kisika v jeklu praktično enaka pri izdelavni praksi z in brez preddezoksidacije, če je v jeklu 0,01 do 0,012 % Al,. — med kisikom v talini pred prebodom in kisikom v jeklu obstaja statistični odnos: (O)j % = 0,0044 + 0,037 . (0)x — izkoristki dodanega Al za poskusne 3 načine dodatka Al za končno dezoksidacijo so prikazani v sliki 11: o »—. H 5 "-! <2* 4 l/} <-j ? 3 I 2 • + X • \ \ K \ X \ \ + • X > ? ? • i + < \ X? o X T 4 o 8 OJ; 76 74 12 10 8 g »-) 2 n pri dodatku Al v komadih po 1 kg je izkoristek povprečno 15—20 % nižji, kot pri dodatku Al v kosih po 5 kg. Pri dodatku Al v polovični količini v curek taline, ostala polovica skozi žlindro v napolnjeno ponev sta uspeli dve šarži, kjer je izkoristek v jeklu okrog 20 %, računano na enako količino kisika pred prebodom, pri ostalih 3 šaržah so izkoristki daleč pod normalo. O 16 12 5 o O 0 o \ \ 0 0 o 0 ___ 0 S X 00 o 0 o o —sn. 8H -8— 0 o o "o ~ 3 6 9 12 15 18 21 24 CAlJt % x 10'3 v jeklu Slika 12 Vpliv količine kislinotopnega aluminija v jeklu na znižanje skupnega kisika oziroma Si02 v vključkih 5 10 15 20 25 30 35 40 Izkoristek Al t % (med dezoksidacijo) Slika 13 Vpliv izkoristka dodanega aluminija na količino netopnega aluminija v jeklu Smatramo, da je najbolj učinkovit dodatek Al v komadih po 5 kg v curek taline, dodatek Al v curek in skozi žlindro je nezanesljiv. — Ugotavljamo, da so kisiki v robovih gredic v glavnem višji kot v osi gredic. Prav tako je na splošno kisik v glavi višji kot v sredini oziroma nogi (slika 12). Pri nižjih Al, je stresanje količin kisika med G, S, N znatno večje kot pri višjih količinah topnega Al. — S povečanim Al, se manjša Si02. Ugotavljamo močnejši vpliv kot smo to zasledovali pri številnih prejšnjih raziskavah. — Vpliv izkoristka Al med dezoksidacijo na količino netopnega Al je sličen kot pri E postopku, le stresanje rezultatov je znatno večje. Pri izkoristku Al, večjem kot 22 % se vpliv praktično ne povečuje (si. 13). ZUSAMMENFASSUNG Bei der Bewertung der Technologie des SM Verfahrens haben wir die Gesamtsauerstoffmenge im Stahl am Ende der Rafinationszeit nach der statistischen Formel bei Be-riicksichtigung der durchschnittlichen und Endfrisch-geschvvindigkeit und des Kohlenstoffes am Ende der Rafinationszeit bestimmt. Wir haben festgestelit, dass die Formel niitzlich fiir die Kalkulierung der Sauerstoffmenge angevvendet werden kann, da die Abvveichung von der durchschnittlichen analysierten Sauerstoffmenge von T 10 bis 12 % betragt. Das Bewegen des saureloslichen AJumi-niums ist auch mit einer statistischen Formel verfolgt vvorden. Auch hier konnten wir feststellen, dass nach der Formel das saurelosliche Aluminium geniigend genau aus-kalkuliert vverden kann, da die Abvveichungen von der analysierten Menge nur klein sind. Das Ausbringen des vvahrend der Desoxydation zugesetzten Aluminiums ist fiir drei verschiedene Zugabearten bestimmt vvorden: 1. Zugabe von Al in Stiicken von 1 kg in den Stahlstrahl. 2. Zugabe von Al in Stiicken von 5 kg in die Pfanne 3. Zugabe einer Halfte der Gesamtaluminiummenge in die Pfanne und der anderen Halfte durch die Schlacke m die Schmelze. Es zeigt sich eindeutig, dass die Zugabe nach der zweiten Art amsichersten, und die Zugabe durch die Schlacke unsicher ist. Die Bevvertuing der untersuchten Elektrostahlschmeken haben wir auf Grund des Sauerstoffgehaltes nach dem Auskochen (Vergleich zwischen der aniailysierten und kal-'kulierten Menge), auf Grund der Menge des saureloslichen Aluminium nach der statistischen Formel (Vergleich mit den analysierten Mengen) ausgefiihrt. Der Vergleich des Ausbringens von saureloslichen Aluminium bei verschie-denan Desoxydationsarten zeigt, dass das Ausbringen von Aluminium amsichersten und amgrossten ist, vvenn das Aluminium fur die Enddesoxydation am Ende der Argondurchspiilung zugegeben wird. Wenn das Aluminium am Anfang der Argondurchspiilung in die Pfianne zugegeben wird, ist das Ausbringen amschlechtesten. Wir setzen vor-aus, dass bei der Argomdurchspiilung der Stahlschmelze in der Pfanne das Ausbringen des Aluminiums nur 10 % grosser sein solite als bei der iiblichen Desoxydation. (Solche Daten gibt die Literatur an und die Ergebnisse der Versuchsschmelzen bestatigen es auch.) Den Einfluss der Vordesoxydatio,n mit Al zu verschie-denen Zeiten und Mengen vor dem Abstich haiben wir mit der statistischen Formel fiir die Kalkulation von saure-loslichem Al und dem Verhaltniss (O)i: (0)IZ = 0.35 ver-folgt. Wir haben festgestelt, dass die Kalkulation des GesamtsauerstoffgehaJts im fertigen Stahl bei der iiblichen Desoxydationspraxis mit der statistischen Formel: (0)j °/o = 0.0035 + 0.14 (O), und die Kalkulation des Sauer-stoffes im Stahl bei erfolgreicher Argondurchspiilung mit der Formel: (O)j = 0.0027 + 0.14 (O), berechnet vverden kann. Auf Grund der vorliegenden Ergebnisse kann geschlos-sen vverden, dass bei der iiblichen Desoxydatioinspraxis das grosste Ausbringan des zugesetzten Aluminiums bei der Zugabe in 5 kg Stiicken in die Pfanne zu erwiarten ist, und bei der Argondurchspiilung der Schmelze in der Pfam-ne, vvenn das Aluminium in dan ietzten Minuten der Spiilung durch die Schlacke zugegeben wird. Die vorliegende Ergebnisse zeigen auch, dass die so-genannte lange Rafination in Hinsicht der Menge der oxydischen Einschliisse, [bzw. Sauerstoff, keinen Vorteil mit sich bringt. Im Gegenteil, es vermindert sogar das Ausbringen von Aluminium. Um ca. 5 bis 8 % bessere Entschweffelung bei der verlangerten Rafination kann auch bei einer kurzen Raifinationszeit mit Hilfe der syn-tetischen Schlacke bzw. mit erfolgreicher Argondurch-spiilung erreicht vverden. Die Argondurchspiilung des StahJes in der Pfanne bietet eine Reihe qualitativer Vorteile und wird aillmahlich ein unerlassliches technolo-gisches Verfahren. SUMMARY Statisticall analysis for calculation of total oxygen at the end of the rafination period in the open-hearth process was used to control the technology, taking in accoimt also ain aiverage and the final rate of rafination, and the carbon content at the end of the rafination. This calculation method for oxygen content is satisfactorial as de-viations from the average analyzed oxygen content are + 10 to 12 °/o. Amount of dissolved A1 was studied stati-sticaHy and the developed equation is also satisfactorial as deviations from the analyzed amounts of dissolved Al are minimal. Yield of added aluminium during deoxidation for three different methods: addition of 1 kg Al pieces into the melt jet, addition of 5 kg Al pieces into the laddle, and addition of half of previous amount into lad-dle and the rest into the melt in the laddle through the slag, oleanly showed that the second method is the most safe one while adding of Al through the slag in the least satisfactorial. Anallysis of experimental batches from the electro-furnace was made by analysing single technological phases on oxygen after the rafination (comparing analyzed and calculated amounts), and on amount of dissolved Al according to the statistical expression (comparison with analy.ses of Aldis). Yields of Aldis were studied for various deoxidation methods. The highest and the safest yield was obtained when Al was added for final deoxidation after the fiinished blowing by argon while adition of Al after the first stage of argon blowing wave the least satis- factorial results. Suposition is made that Al yield after argon treatment of the melts is for about 10 % higher than in standard deoxidation (data from references com-firmed by results ob experimental 'batches). Influence of predeoxidation by adding Al at various times in various amounts before tapping was statistically analyzed by cal-culating Ald.s and by the ratio (0)t: (O),z = 0.35. Total oxygen in the finished steel by standard deoxida-tion practice can be calculated by statistically determined expression: (O)si % = 0.0035 + 0.14 (0)t and amount of oxy-gen in steel after satisfactorial argon blovving by: (0)s. % = 0.0027 + 0.15 (O),. Basing on the obtained results, conclusion can bi made that best yield of added aluminium in standard deoxida^ tion practice can be espected if 5 kg Al pieces are given into the laddle, and in the čase that the melt is treated by argon aluminium must be added into the melt through the slag after the finished argon bIowing, i. e. after the slag calms down. The obtained results also show that so called long rafination does not give quality advantages in the respect of the amount of oxide inolusions or oxygen. On contrary, yield of aluminium is reduced. For about 5 to 8 % better desulphuration in the long rafination can be achieved also in the short rafination foy adding synthetic slag or by successful argon blovving. Argon treatment gives many quality advantages and it is becoming a neccesary technological aperation. 3AKAK)qEHHE Aah oueHKH BbinoAHeHora 3aAaHHX ynoTpe6HAH aah CM-npouecca CTaTHCTH^eCKHH o6pa3eL[ AAH KaAtKlOAHUHH KOAHMeCTBa COBOKynHOra KHCAOpOAa B KOHIie pa4>HpailHH npHHHB BO BHHMaHHe cpeABino h HCXOAHyro CKopoCTb 4>phuiobahhh, TaKJKe h coAepacaHHe yrALepoAa B KOHiie paHHaiiHH. OnpeAeAeHO, KCCTH no 5 Kr B kobih, h, HaKOHen, TpeTHfi cnocog Ao6aBKH: noAOBHHa KOAHMeCTBa aAIOMHHHH B KOBIII a OCTaAbHOe KOAHHeCTBO B pacnAaB-AeHHBIH MeTaAA nOCpeACTBOM IIIAaKa b KOBHie. 0Ka3aAOCb, mto caMbiS AyMiuiiH bmxoa aAKJMHHHS npH btopom cnocoGe, a MeHee Bcero HaAe>KHbiH nocpeACTBOM utAaKa. IlAaBKH H3 OACKTpcmemi OIjeHHAJI Ha OCHOBaHHH OTACALHI.IX a3 B3JIB BO BHHMaHHe COAep-jKaHiie KHCAopOAa (cpaBneHHe mokav BbmecAHHbiM koahhcctdom h KOAHieCTBOM nOAyyeHbIM XHMHMeCKILM aHaAH30M); TatOKe B3HB BO BHHMaHHe KOAH^eeTBO paCTBOpHMOra aAIOMHHHJI Ha OCHOBaHHH CTa-THCTimecKora oGpaana (cpaBHeHHe c onpeAeAeHHLiM coAepMeKTHBHbiH ecAH ero AOAaTb b KOHiie nepBOH HaCTH avtbh. Ilpn stom B3HT0 bo BHHMaHHe, CTaHAapTHOM paCKHCAeHHH (TaKHe AaHHbie npHBeAeHbi b ahtepatvpe a xaK>Ke AOKa3ai*bi kohkpcteujIMii pe3yAbxaTaMH HCCAe-AOBaHblX HAaBOK). BAHflHHe npeABapHTeAbHora okhcachhh AoGaBOK aAlOMHHHH b pa3AHMHbIX ripOMOKyTKaX BpeMeHH H B pa3AHHHbIX KOAHMeCTBaX ao BbinycKa pacriAaBa cacahah npn noMom« ctathcthmeckora o6pa3ua aa« pacieTa Al, h npn noMonju OTHOineHHH (O), : (0)lz = = 0.35. OnpeAeAeHO, ™ pacneT c0B0KynH0ra KHCAopoAa B BupoSoTanoii CTaAH npn CTaHAapTHOH npaKTHKH paCKHCAeHHH HaAO BbinOAHHTb npn noMOmH o6pa3.ua: (O). % = 0.0035 + 0.14 . (O), a pacMeT KHCAopoAa npH yAa^HOM AyTbe Aprona no o6pa3ijy: (O)j % = 0.0027 + 0.14 . (O),. Ha OCHOBaHHH HaxoAauiHitcH b pacnopjUKeHHH pe3yAbTaT0B mojkho aaKAioiHTb, tto aas CTaHAapTHOH npaKTHKH caMbift ycnemnbifl 3cJ)eKT AoSaBKH aAIOMHHHH mo>KHO OJKHAaTb b CAyMae AoSaBKH B KycKax no 5 Kr b kobui; npn oGpaGoTKC pacnAaBa c ApronoM ao-GaBAcnncM aAKJMHHHa nepe3 niAaK no 3aKAyMCHHio aytbh, t. e. KorAa rnAaK ycn0K0HAca. KpoMe Toro, Ha OCHOBaHHH noAyreHHbix AaHHbix onpeAeAeHHO, mto TaK HaabiBaeMan AAHTeAbnas paHHauHH He AaeT Ka^ecTBeHHbix npeHMymecTB hto KacaeTcn OKCHAHbix bkaiomchhh t. e. KHCAopoAa. YAy*mieHHa AecyAb4>ypanHH 3a 5—8 % KaK npenMyme-ctbo AAHTeAbHofi patJjHpaiiHH nepeA KopoTKofl mojkho noAyA1203 + zrak in C: mešanica (CaF2 + A1203) + zrak. 4.1 Sistem CaF2-AI203 Ker smo za izdelavo žlinder uporabili tehnično čiste surovine (glej tab. 1), dejansko niti.ne moremo govoriti o čistem binarnem sistemu. Kemična analiza preiskovanih žlinder z oznako B, pred in po talenju je podana v tabeli 2 — in z oznako Ž v tabeli 3. Iz dobljenih rezultatov kemične analize lahko potegnemo naslednje zaključke: Tabela 1: Surovina Kemična sestava, ut. % P Vsota Bazičnost % CaO/ % SiOj Ca Al Si F O Fe Mn C S CaF2 49,8 1,04 46,1 1,56 0,04 0,37 0,30 0,003 99,31 0,50 A1203 — 52,5 0,046 —■ 46,55 0,12 — — — 0,003 99,22 — CaO* 61,4 — 0,815 — 25,67 — — ' — 0,52 0,02 — 55,7 x) Apno vsebuje še 1,30 % MgO, 0,8 (Fe203 + TiOj) in 7,72 žarnih izgub Tabela 2: Kemična analiza žlinder z oznako B pred in po talenju v grafitni peči Kemična sestava, ut. % Vsota Bazičnost Ca Al Si F O Fe Mn C P % CaO/ % SiO> B-l pred 46,50 2,97 0,955 43,10 4,07 0,31 0,008 0,44 0,003 98,35 0,63 po 47,26 2,38 0,930 42,80 4,02 0,21 0,41 0,003 98,01 1,45 B-2 pred 43,72 5,75 0,71 40,90 6,17 0,16 0,007 0,33 0,03 97,75 0,57 po 45,04 4,87 0,67 41,10 6,14 — — 0,17 0,03 98,26 1,79 B-3 pred 42,50 7,15 0,55 39,90 7,20 0,11 0,003 0,26 0,003 97,76 0,47 po 43,16 7,15 0,49 40,00 7,31 — — 0,18 0,003 98,53 1,27 B-4 pred 36,52 12,89 0,78 34,00 12,52 0,11 0,007 0,36 0,003 97,17 0,43 po 37,62 12,85 0,71 34,70 12,70 0,22 — 0,19 0,003 99,05 0,87 B-5 pred 33,75 15,90 0,67 31,20 15,17 0,14 0,007 0,33 0,003 97,17 0,87 po 31,15 15,45 0,66 32,60 14,43 0,14 - 0,10 0,003 98,75 0,74 B-6 pred 32,48 18,10 0,67 30,00 17,13 0,28 0,007 0,33 0,003 99,00 0,76 po 32,08 18,30 0,67 29,70 16,95 — — 0,22 0,003 98,06 0,76 * Vse žlindre so pretaljene .po varianti A tj. mešanica (CaF2 + A1203) Tabela 3: Kemična sestava žlinder z oznako Ž pred pred in po tlenju pri različnih variantah talenja Žlindre Kemična sestava, ut.' Ca Al Si Fe Mn Bazičnost Vsota % CaO/ % SiOa Izhodna sestava 34,23 15,90 0,74 31,90 15,10 0,11 _ 0,30 0,21 98,60 2-7 36,44 2-8 35,15 13,65 15,38 0,65 0,65 32,80 31,10 13,57 15,21 B 2-9 32,96 2-10 29,95 18,10 21,70 0,39 0,20 29,40 27,52 17,15 19,85 0,11 0,10 0,11 0,25 0,12 0,14 0,03 0,08 97,27 99,11 0,55 1,74 2,25 0,08 0,08 0,07 0,02 98,26 99,55 2,93 2,40 2-11 36,82 14,50 0,26 34,50 14,94 0,20 0,18 0,1 101,4 0,79 2-12 37,58 13,25 0,39 35,0 13,97 0,20 — 0,34 0,1 100,7 1,13 C 2-13 37,38 13,62 0,25 35,1 14,03 0,20 — 0,16 0,1 100,7 0,74 2-14 31,03 20,2 0,20 28,47 20,60 0,20 — 0,12 0,1 100,8 1,38 2-15 39,20 11,71 0,21 36,20 11,85 0,30 — 0,12 0,1 97,59 0,17 * Izračunano iz kemične sestave surovin 1. Pri taljenju žlinder po varianti A (žlindre B-l do B-6 in 2-1, 2-8) ostane vsebnost silicija, železa in fosforja praktično nespremenjena. Vsebnost ogljika in žvepla (pri seriji B ni analiz-nih podatkov) se zniža v povprečju: za ogljik 44 odst. (n = 8) in žveplo 73 % (n = 2). 2. Bazičnost žlindre (serija B) se poveča po taljenju pri nižjih vsebnostih A120, celo za štirikrat, medtem ko pri višjih vsebnostih A1203 ostane praktično nespremenjena. Pri žlindrah s konstantno izhodno sestavo (serija 2) bazičnost naraste pri variantah A in B za 3—5 krat, pri varianti C se spreminja in leži med 0,17 in 1,38. 3. Taljenje žlinder po varianti B (pri kateri se najprej razstali čisti CaF2 in nato šaržira določena količina A1203 s pihanjem zraka na površino žlindre) prinaša znatne prednosti glede odstranjevanja škodljivih primesi, kot so: Si (Si02), C in S. Vsebnost Si se zniža v povprečju za 60 % (n = 2), vsebnost žvepla in ogljika za okrog 78 % (n = 2) oziroma 73 % (n = 2). Vsebnost železa se poveča pri vseh žlindrah, čeprav je lahko vzrok za povečanje železa tudi v pripravi vzorcev (drobljenje v jeklenih drobilcih). 4. Uporaba variante C, ki predstavlja delno kombinacijo variant A in B, pripomore k znatnemu znižanju vsebnosti Si (Si02) — v povprečju 65 % (n = 5), torej podobno kot pri varianti B. Odstranjevanje žvepla in ogljika je pri tej varianti Slika 1 Grafična ponazoritev elementarne kemične analize preiskovanih žlinder v »binarnem« sistemu CaF2-Al203 Žlindre Ž o--o Mtianico ICoFj * AljOj} O—O CaFt—AltO, ' irok ■-• Mešanico fCo/j • A;l • trak nekoliko slabše. Povprečna stopnja odstranjevanja žvepla znaša (min. 52 °/o) in ogljika 52 % (n = 4). Pri tem je treba poudariti, da so izgube na CaF2 največje pri varianti B, medtem ko so pri varianti A najmanjše. V nadaljnjem nas je zanimalo, kakšni so odnosi med posameznimi komponentami v pretaljenih žlindrah. Resume analize bi bil naslednji: 1. Vsota (Ca 4- Al) v žlindrah pred in po tale-nju ostane praktično konstantna in se suče okrog 50 %, kar je razvidno iz podatkov v tabeli 4 in grafičnih ponazoritev na sliki 1 in 2. 2. Obstoja funkcionalna odvisnost med vsebnostjo Al in Ca (glej sliko 4) in vsebnostjo F in O (slika 3). Te odvisnosti lahko izrazimo v analitični obliki: ut. % Al = 54,9 — 1,11 ut. °/o Ca ut. % O = 45,57 — 0,96 ut. % F Grafična ponazoritev teh odnosov je razvidna iz slik 3 in 4. Slika 2 Odvisnost vsebnosti Ca, Al in vsote (Ca + Al) od vsebnosti CaF2 v pretaljenih žlindrah tipa Ž Slika 3 Odvisnost med vsebnostjo kisika in fluora v žlindrah sistema CaF2-Al2Oj 3. Eksistira korelacijska odvisnost med spremembo CaF2 in A1203. Tab. 4 Vrednost vsote Ca + Al pri žlindrah sistema CaF2 + A1203 Vsota: (Ca + Al), % B B-l B-2 B-3 B-4 B-5 B-6 pred talenjem po talenju 49,92 49,64 50,05 49,93 50,05 50,31 50,47 50,47 50,81 50,60 50,98 50,38 Vsota: (Ca + Al), % 2 2- 7 ž-8 2-9 2-10 2-11 2-12 2-13 2-14 2-15 pred talenjem po talenju 50,13 50,09 50,13 50,53 50,13 51,06 50,13 51,65 50,13 50,13 51,32 50,83 50,13 51,00 50,13 51,32 50,13 50,91 potem je mogoče napisati regresijo za A CaF2 in A A1203 v obliki: % (A CaF2) = 3,4 — 0,465 % (AA1203), kar je pogojeno z vsoto: % CaF2 + % A1203 = konstanta. Ca T Al --1 1 1 l 1 i i 2 4 .6 .g 70 ----ut. •/. CaF; -- .2 .4 6 35 1jI. •/. Ca Slika 4 Odvisnost med vsebnostjo Ca in Al v pretaljenih žlindrah sistema CaF2-AI203 Ce to spremembo definiramo v obliki: (CaF2)izh- (CaF2)pret (CaF,)«- . 100 = A CaF2 (%) oziroma: (AIA)m,— (Al203)pre. --■ 100 = A A1203 (o/o) Slika 5 Odnosi med različnimi komponentami in njihovimi spremembami pri pretaljevanju žlinder sistema CaF2-Al203-Ca0 Sistem CaF2-Al203 o mešanica (QiF2*Al20) e CaF2 —~A[20j * zrak • mešanica (CaF2*Al203) * zrak o Žlindre B-3, B-4.B-5. 3-6 0 Izhodna sestava žlinder M-1 1 ANF-6* + ANF-6* " *)Latai. Ju. V., B I. Meda/ar: Elektrošbkovii pereplav, Metallurg 1970 ■* *)Rajčenko. T.F el al Stal' 5 (1971)417-479 (1770) Tab. 5 Kemična sestava pretaljenih žlinder s konstantno izhodno sestavo Kemična sestava, ut. % Žlindre------- Ca Al Si F O Mg Fe C S Izhodna sestava*) x) 38-42 0.76 30,0 15,15 — _ 0,24 0,19 97,99 5,76 2-17 42,09 9,95 0,33 35,9 10,89 0,12 0,16 0,12 0,10 99,53 8,40 C ž-18 42,03 9,65 0,30 36,2 10,33 0,36 0,16 0,16 0,10 99,29 8,35 Ž-19 42,82 9,61 0,33 36,3 10,53 0,24 0,15 0,16 0,10 100,14 8,20 2-20 42,70 9,54 0,30 36,2 10,50 0,36 0,20 0,14 0,20 99,94 9,80 C — žlindre so pretaljene po varianti C. x) Izračunana sestava iz kemične sestave surovin Vsota °/o CaO/ % % Si02 4.2 Sistem CaF-Al2OrCaO V tem sistemu smo izbrali le eno žlindro z okvirno izhodno sestavo: 65 % CaF2 + 25 % A1203 + 10 % CaO. V tabeli 5 je podana kemična analiza pretaljenih žlinder. Z analizo teh rezultatov pridemo do podobnih zaključkov kot pri žlindrah sistema CaF2-Al203: 1. Vsebnost CaF2 v vseh preiskovanih žlindrah naraste v povprečju za okrog 20 %. Povečanje vsebnosti CaF2 v žlindrah gre na račun zmanjšanja vsebnosti A1203 in CaO v žlindri. 2. Razmerje med Ca in Al se poveča od prvotne vrednosti 2,94 na 4,38 toda njihova vsota ostane praktično konstantna (glej tabelo 6 in sliko 5): Žlindra 2-17 2-18 Ž-19 Ž-20 Izhodna sestava 2 (Ca+Al) 52,04 51,68 52,43 52,24 51,52 3. Tudi pri žlindrah sistema CaF2-Al203--CaO opažamo določeno odvisnost med vsebnostjo CaF2 oz. A1203 in njihovimi spremembami ACaF2 in AA1203. Ravno tako obstoja korelacija med spremembo ACaF2 in AA1203, ki izražena v analitični obliki glasi: % (ACaF2) = 5,41 — 0,59 % (AA1203) 4. Povprečne spremembe kemične sestave žlinder kot posledica pretaljevanja lahko ocenimo takole: ASi (%) = — 58,5 %, AS (%) = — 37,5 %, AC (%) = —40 %. 5. Bazičnost žlinder se poveča v povprečju za 60 %. Povečanje vsebnosti CaF2 v pretaljenih žlindrah na račun znižanja CaO in A1203 tolmačimo z že opaženim pojavom razmešanja. Raziskave žmodina in Čaterdija1 in Mitchella2 opozarjajo na tvorbo dveh plasti žlindre. Zgornja plast žlindre je bogatejša na CaF2, medtem ko so spodnje plasti bogatejše na CaO in A1203. Pri izlivanju tekoče žlindre v kokilo, ostane del žlindre iz spodnjih plasti v loncu kot skorja, kar vodi do povečanja vsebnosti CaF2 v žlindri. 5. Mineraloške preiskave Ugotavljanje mikrostrukture in mineralnih sestavin v CaF2-žlindrah je zelo otežkočeno zaradi nepopolnih podatkov o optičnih in rentgenskih lastnostih mineralov, ki nastopajo v teh žlindrah. Zato se podani podatki nanašajo le na faze, ki jih je bilo mogoče z gotovostjo identificirati. 5.1 Žlindre tipa CaF2-Al203 Zaradi velikih hitrosti hlajenja, žlindre nimajo razvite kristalne strukture. Pri vseh analiziranih žlindrah opažamo tri plasti: a) zunanji rob, ki je ponavadi dokaj gost in je njegova debelina v povprečju le nekaj milimetrov, b) vmesna plast med zunanjim robom in sredino bloka žlindre, c) sredina bloka žlindre, ki je v večini primerov omejena s centralnim lunkerjem, v katerem so razviti drobni kristali. Za analizo smo izbrali le dve žlindri ž-12 in ž-15. Bistvena razlika med njima je, da ima žlindra ž-12 običajne vsebnosti CaO in Si02, med tem ko je žlindra 2-15 vsebovala izredno malo CaO; zato je njena bazičnost abnormalno nizka. Na slikah 6 in 7 je pokazana mikrostruktura žlinder v treh omenjenih plasteh bloka žlindre. Karakteristično za žlindre tipa CaF2-Al203 je močna heterogenost strukture. V skrajnem zunanjem robu opažamo igličaste in stebraste kristale korunda (si. 6, št. 1) in korunda ter Ca0.6Al203 (si. 7 št. 7). Velikost kristalov se giblje med 10 in 350 mikronov, debeline 3 do 10 mikronov. Igle so žarkovito razporejene in zaradi hitrega ohlajanja »površno« zgrajene (skeletaste). Prostor med alu-minati zapolnjujejo temnosiva ksenomorfna zrna fluorita, ki merijo 10 do 50 mikronov. V plasteh globlje proti notranjosti se struktura spreminja v korist CaF2. Kristali korunda so vedno večji, toda njihova količina se zmanjšuje (glej sliko 6, št. 4 in 5). V notranjosti prevladujejo kristali fluorita (CaF2), ki merijo 50 do 150 mikronov. Za razliko od žlindre 2-12, opažamo pri žlindri ž-15 z zelo nizko vsebnostjo CaO v notranjih plasteh močno naraščanje debeline korundnih kristalov, ki so tabličaste oblike in dokaj »površno« razviti. Njihova velikost se giblje med 70 in 500 mikronov (glej sliko 7, št. 9 in 11). Med kristali korunda opažamo le delno kristale CaO . 6 A1203 in CaF2. Taka razdelitev mineralov govori, da pride pri ohlajevanju žlindre v talini do diferenciacije posameznih komponent. CaO se je skoncentriral na zunanjem robu ob površini, medtem ko najdemo A1203 v zunanjosti in deloma tudi v osrednjem delu žlindre. Fluorit je nakopičen v glavnem v notranjosti. 5.2 žlindre tipa CaF2-Ala03-Ca0 Tudi pri tem tipu žlinder opažamo plastovito heterogeno strukturo, ki je pogojena s kristaliza-cijo mineralnih sestavin. V zunanjem pasu opažamo skelete mineralov, ki so med seboj bolj ali manj paralelni (glej sliko 8, št. 12 — vzdolžna smer, št. 13 — prečna smer). Skeleti merijo do 700 mikronov, kažejo jasno anizotropijo, imajo srednje visoko dvolom-nost in poševno potemnitev. Take kristalne oblike in optične lastnosti so značilne za kalcijev dialu-minat (CaO . 2 A1203). Kristalni skeleti, ki kažejo razen omenjenih lastnosti tudi dvojčične lamele, pripadajo mono-kalcijevem aluminatu (Ca0.Al203). Zunanji rob žlindre št. 1 Vmes med zunanjim robom in sredino št. 4 V notranjosti žlindre št. 5 Slika 6 Mikrostruktura žlindre tipa CaF2-AI203 v odbojni svetlobi FAZE: št. 1 Svetle igle — CaO . 2 A120„ svetle ploščice — CaO . 6 A1203, siva zrnca — CaF2, črni skupki — ogljik in pore št. 4 Svetla zrna korund in CaO . 6 AI203, siva zrna — fluorit, črno — ogljik in pore št. 5 Svetli stebrički korunda v debelo zrnatem fuoritu, črno — ogljik in pore Kemična sestava Komponen. ut. % CaF2 71,9 A1203 25,0 CaO 0,95 Si02 0,84 MgO 0,40 Fetol 0,20 S 0,1 C 0,34 P 0,003 °/oCaO/% Si02 1,13 2 99,65 Vmesne prostore med skeleti Ca-aluminatov zapolnjujejo kristali fluorita, ki merijo od nekaj mikronov do 70 mikronov. V notranjosti bloka žlindre opažamo enake skelete Ca-aluminatov, le da so njihove stene znatno debelejše (glej sliko 7). Iz opisanega sledi zaključek, da pri žlindrah tipa CaF2-Al203-Ca0 (v slučaju analiziranih sestav) nastopa vedno diferencija sestavin. CaO in A1203 se koncentrirata predvsem na obrobju, medtem ko v notranjosti popolnoma prevladuje CaF2. 6. Zaključki 1. Med talenjem žinder sistema CaF2-Al203-Ca0 poteka vrsta kemičnih reakcij, ki vodijo do odstranjevanja Si02, žvepla in ogljika. Vsebnost železa, mangana in fosforja ostane praktično nespremenjena. Stopnja odstranjevanja Si02, C in S je odvisna od parcialnega pritiska kisika na povr-žini tekoče žlindre. Žlindra Z-12 CaF2-Al303 Zunanji rob žlindre št. 7 Vmes med zunanjim robom in sredino št. 9 V notranjosti žlindre št. 11 Kemična sestavina Komponen. ut. % CaF2 76,4 A1203 22,1 CaO 0,08 Si02 0,46 MgO 0,20 Fetot 0,30 S 0,10 C 0,12 P 0,003 %CaO/% Si02 0,17 S 99,68 2. Obstoja funkcionalna odvisnost med vsebnostjo Ca in Al in F in O. Vsota (Ca + Al) = 50—51 % ostane praktično nespremenjena med celotnim postopkom talenja, neodvisno od razmerja CaF2/Al203. 3. Med ohlajevanjem žlinder sistema CaF2-Al203-Ca0 pride vedno do diferenciacije sestavin. CaO in A1203 se koncentrirata predvsem v zunanjih plasteh, medtem ko v notranjosti prevladuje fluo-rit. Slika 7 Mikrostruktura žlindre tipa CaF2-AI203 v odbojni svetlobi Literatura 1. Žmodin, G. I., A. K. Čaterdi: Osobenosti kristalizaciji šlakov sistemi Al203-CaF2, Izv. AN SSSR, Metali, 6 (1971) 46—52 2. Mitchell A., J. Cameron: The Electrical Conduetivity of some liquids in the System CaF2 + CaO + A1203, Metal-lurg. Transactions, Vol. 2, 12 (1971) 3361—3366 FAZE: št. 7 Igličasti in letvasti kristalni skeleti korunda, sivo — CaF2 št. 9 Svetli tabličasti kristalni skeleti korunda, sivo-drobno zrnat CaF2 št. 11 Tabličasti kristali korunda, sivo-debelo zrnat CaF2 Žlindra 2-15 CaFj-AKO, tsSfL,.( ž-17 Notranji del žlindre št. 13 2-20 Zunanji rob žlindre št. 14 Notranji del žlindre št. 15 Kemična sestava Komponen. ž-17 ut. % 2-20 ut. % CaF2 73,8 74,4 AI2O3 18,8 18,0 CaO 5,86 6,28 Si02 0,70 0,64 MgO 0,20 0,60 Fetot 0,16 0,20 S 0,10 0,20 C 0,19 0,14 p 0,003 0,003 %CaO/% Si02 8,4 9,8 2 99,81 100,46 Slika 8 I Mikrostruktura žlindre tipa CaF2-Ai203-Ca0 v odbojni svetlobi FAZE: št. 12 in 13 Skeletni kristali Ca-aluminatov sivo-debelozrnat CaF2 št. 14 Skeleti CaO . 2 AI203l sivo-zrna CaFs št. 15 Svetlo-klinasti skeleti Ca0.2Al203, sivo-zrna CaF2 ZUSAMMENFASSUNG Beim Elektroschllaokenschmelzverfahren (ESU-Verfa-hren) spielt die Schlacke eine entscheidende Rolle. Es ist vor allem wichtig, die physikalischen Eigenschaften wie elektrische Leitfahigkeit, Viskositat, Oberflachenspannung, die Schmelztemperatur und Schmelzinterval zu kennen, weil diese in grossem Umfang von der chemischen und strukturellen Zusammensetzung der Schlacken abhangig sind. Wahrend des Schmelzens der Schlacken des Systemes OaFz-AhOj-CaO verlauft eine Reihe der physikaJlischen und chemischen Reaktionen, welche zu der Anderung der Schlackenzusammensetzung fuhran. Es handelt sich vor allem um die Entfernung des Si02, 40 — 60 %, des Schvvef-fels 40 — 80%, und des Kohlenstoffs bis zu 80%, was von der Art der Prozessfiihrung abhangig ist. Dabei spielt eine besonders vvichtige Rolile der Partialdruok des Sauerstoffes in der Gassphase. Es besteht eine funktionelle Abhangigkeit zwischen dem Ca und Al sovvie F und O Gehalt. Die Summe (Ca + Al) = = 50 — 51% Ibleibt vvahrend des Schmelzens praktisch unverandert und unabhangig von dem Verhaltniss CaF2,/Al2C>3 in der Schlacke. Die Kenntnis dieser Verhalt-nisse ist sehr wichtig, da es auf Grund des minimalen Analysanprogrammes moglich ist die chemische Zusammensetzung der Schlacken im geshmolzten Zustand voraus-zusetzen. Beim Obergang verni fliissigen in den festen Zustand der Schlacken des Systems CaF2-Alz03-Cao kommt es im-mer zu der Differenzierung der Bestandteile. CaO und AI2O3 konzentrieren sich vor allem in den ausseren Schioh-ten \vahrend der CaF2 iibervviegend im Inneren herrscht. SUMMARY In the electro-slag remelting process (ESR) slag has important role. Knowledge of physical properties as: elec-trical conductivity, viscosity, surface tension, melting point and melting point interval is of great importance. These properties are mainly influenced by chemical composition and by the strueture of slags. During the melting of slags of the system CaFi-AbOs-CaO a number of physical and chemical reactions take plače, and aH of them change the slag composition. Mainly 40 to 60 % removal of SiCh, 40 to 80 % removal of sulphur, and removal of carbon up to 80 % is ment by this which depends on the control of the melting process. Oxygen ipartial pressure in the gas phase has the most important role here. Functional relationship exists betvveen the Ca in Al content, and betvveen the F and O content. The sum Ca + Al = 50 — 51 % remains practically unehanged during the melting independently on the ratio CaF2,/AlrC>3 in the slag. Knovvledge of these relationships is very important as chemical composition of slags in the remelted state can be predieted on base of the minimal analytical program. In solidification of slags of the system CaF2-AL03-Cai0 components always segregate. CaO and AI2O3 are concen-trated mainly in outer layers while fluorite is inside. 3AKAIOTEHHE Pemaiomee 3HaqeHHe SAeKTpo-nepenAaBKH MeTaAAOB noA niAaKOM HMeeT COCTaB H (j)H3HMeCKIie xapaKTepHCTHKH IIIAaK. Me>KAY H3H-qeCKHMH OCOČeHHOCTHMH IHAaua HMetOT 0C06eHH0e BAHflHHe: 3ACKTpO-npoboahmoctl, bji3koctl, n0BepxH0CH0e hataacehhe, TeMnepaTypa H TeMnepaTypHbiH HHTepBaA nAaBKii h np. Ha 3TH CBoilCTBa Ha nepBOM MecTe BAHJieT xnMHHecKMii cocTaB niAaKa a TaKjKe ero CTpyKTypa. B BpeMH nAaBKH b uiAaKe CHCTeMH CaFj-AljOj-CaO npOHCXOAHT UeALIH pjIA XHMH*ieCKHX H 4>H3HHeCKHX peaKHHH npH KOTOpbIX Ha-CTynaeT H3MeHeHHH cocTaBa niAaKa. B nepBbiio oiepeAb HacTynaeT ycTpaHemie Si02 B KOAHiecTBe 40—80 %, cepbi B KOAimecTBe 40—60 % H yrAi,epoAa ao 80 %, hto 3aBHCHT oa pejKHMa npn npoueccH nAaBKH. OcoSeHHoe BAHHHne Ha peacnM TaKoro npouecca HMeeT naciinHoe AaBAeHHe KHCAopoAa b ra3006pa3H0fl <}>a3e. CyruecTByeT 4>YHKUHOHaAbHas 3aBHCHMOCTb mc>kay coAep>KamieM Ca H Al H F h O. CyMMa (Ca + Al) = 50—51 °/o oCTaeTCH bo Bpe.Mfl nAaBKH npaKTmecKH HeH3MeHHMa He3aBHCHMO oa OTHomeHH« CaF9/Al,03 B niAaKC. 03HaKOMAeHHe c 3THMH othouichhjimh oLieiu. BaJKHO, TaK KaK oho n03B0AaeT Ha ocHOBamin MHHHMaAbHora aHaAH-TiinecKOra nporpaMMa 3aKAK)hhtb o xhmhhcckom cocTaBe niAaKa b pacnAaBAeHHOM coctohhhh. npn nepexoAe 113 5KHAKora b TBepAoe cocrosHHe b !UAaKax CHCTe.Mbi CaF2—A1203—CaO npoHCxoAHT BcerAa ao nepeMeHbi b cocTaBe. CaO h A1^03 COCpCAOTOHHBaiOTCH B BHeHlHHX nAaCTHX, Me?kay tem KaK b BHyTpeHHbix nacTflx mAaKa npcoGAaAacr (Jjaioopht. odbojnih T ^ oporna pločevina Enojna odbojna ograja Stebrički iz HOP »C« 25 X 250 X 120 X 4, dolžina 1500 mm »U« 60 X 120 X 4 dolžine 260 mm Odbojnik iz HOP: 4200 X 3800 X 3 mm Teža cca 15 kg/m. Enojna ograja na mostu Stebriček ima privarjeno podložno ploščo, na zabetonirano siderno ploščo. Razmak stebričkov na 2 m. Teža: cca 20 kg/m brez siderne plošče. ki se privije Dvojna odbojna ograja Stebriček dolžine 2000 mm. Razmah stebričkov 4 m. Vsi vijaki so pocinkani. Ves material ograje C 0361. Teža cca 29 kg/m Izvedba vseh vrst ograj a) dvojni oplesk na bazi epoksidne smole cijo Dobava: a) brez montaže b) z montažo na terenu s 5 letno garan- Dvojna ograja na mostu Teža cca 31,5 kg/m brez siderne plošče. Prednosti ograj z distančniki: — možnost hitre zamenjave poškodovanih delov — deluje na varilo kot zavora ob strani in kolo ne more udariti ob stebriček — elastičnost — možnost horizontalne in vertikalne korekture linije pri montaži * Zaključnice: a) za zaključek ograje, na cestah, ki niso namenjene hitremu prometu: zaključnica ima 4 m odbojnik in 3 stebričke. Zadnji del zakopan 200 mm v teren b) za zaključek ograje na hitrih cestah: dolga je 16 m stebrički so zabiti v tla na vsaka 2 m. Vkopana v tla' c) takšna zaključnica cestne ograje je predvidena na uvoznih in izvoznih delih hitrih cest. Izdelano iz standardnih delov z različnimi radiusi. Cestni odbojniki izdelek profilarne v železarni Jesenice DK: 669.14.018.25 ASM/SLA: TSb Sodobna orodna jekla Pogosto se mora orodjar odločiti za novo vrsto jekla, ki bo povečalo izdržljivost orodja, s tem, da bo bolj žilavo in hkrati enako obrabno obstojno kot jeklo, ki se je uporabljalo doslej. Pravilno izbiro omogočijo seveda samo žilavostni in obrab-ni preizkusi raznih znanih jekel. Poleg izdržljivosti je pri orodju pomembna postavka tudi cena, zato imajo veliko prednosti jekla, ki ne zahtevajo komplicirane toplotne obdelave ter orodij ni treba veliko brusiti po končni toplotni obdelavi. V članku so opisane preiskave nekaterih novih žilavih in obrabno obstojnih jekel obenem s preiskavami takšnih, ki so že dobro poznana in se na široko uporabljajo. UVOD Želja po čimbolj učinkovitih strojnih napravah postavlja strožje zahteve pred izdelovalca orodij. Nove vrste obdelovalnih strojev, novi tipi orodij, večje hitrosti in večje obremenitve — vse to je možno doseči samo z ustreznejšim, boljšim, kvalitetnejšim in bolje izbranim jeklom za orodja, dele orodij in strojev. Scila in Karibda orodjarjev sta pojma žilavost in obrabna obstojnost. Komur je cilj izdelati orodje iz najprimernejšega jekla, se bo moral znati izogniti možnostim, da orodje poči zaradi premajhne žilavosti, ali pa da mu ga prezgodaj odnese obraba. Najzanesljivejši preizkusni načini za predvidevanje obstojnosti orodij, ki so obremenjena na udarce in na drsno obrabo, so podani hkrati z opisom lastnosti štirih najsodobnejših orodnih jekel. Posebej pomemben je zapis o tistih jeklih, ki jih v tujini visoko cenijo, pri nas pa so zaradi težav pri predelavi precej neznana. Tako smo nekdaj izdelovali jekla podobna ameriškim tipom S-6 in A-6, pa smo jih opustili zaradi težav pri kovanju. Zdaj lahko v luči primerjav z drugimi kvalitetnimi jekli ugotovimo, kako se lahko s poceni jeklom, ki ga prav izberemo, dosežejo dobri rezultati glede odpornosti orodja na obrabo ali na udarce. Orodje lahko dobro izdrži določene vrste obremenitev tudi, če ga odlikuje dobra kombinacija žilavosti in obrabne obstojnosti, ki ju neko jeklo pokaže. SPLOŠNE LASTNOSTI MODERNIH ORODNIH JEKEL VELIKE ŽILAVOSTI IN OBRABNE OBSTOJNOSTI ALI DOBRE KOMBINACIJE OBEH Pri nalogi osvajanja primernih jekel za defi-bratorske mlevne plošče se je pokazala potreba po izbiri čimbolj žilavega in obrabno obstojnega jekla, zato se je bilo potrebno seznaniti z razvojem žilavih orodnih jekel, obrabno obstojnih jekel ter orodnih jekel z dobro kombinacijo žilavosti in obrabne obstojnosti. Tabela 1: Kemijske sestave preizkušanih jekel Talina Oznaka jekla C Si Mn Cr Mo V w Ni 1 A-3 kovano 1,22 0,33 0,85 5,17 1,10 1,11 — 2 A-3 lito 1,39 0,31 0,70 5,57 1,04 1,15 3 Utop Mo 2 (Č.4753) lito 0,34 0,84 0,48 5,53 1,60 1,10 _ 4 S-6 kovano 0,52 1,25 1,39 1,46 0,45 0,29 — 5 S-6 lito 0,49 2,49 1,36 1,42 0,43 0,37 — 6 A-6 kovano 0,69 0,23 2,85 1,26 1,18 — — 7 A-6 kovano 0,73 0,34 2,42 1,16 1,51 — — 8 A-6 lito 0,63 0,12 2,31 1,05 1,24 0,09 — 9 C-l kovano 1,45 0,46 1,76 1,20 1,07 — 4,20 10 C-l lito 1,65 0,50 1,72 0,92 1,65 — 3,41 11 Prokron 2 L sp. (CL.4570) lito 0,26 0,89 0,31 16,93 0,08 _ _ 1,84 12 Prokron 2 mod. lito 0,38 0,65 0,35 16,8 0,93 _ _ 1,74 Zbrali smo podatke o najmodernejših orodnih jeklih velike žilavosti in obrabne obstojnosti ter se odločili za študij najpomembnejših reprezen-tantov. Od posebno priznanih ter modernih jekel H-ll, H-13, A-3, S-6 (ameriška); 75 CrMoNiW 6, 55 CrMoVl 34 (nemški); 4 HS, 6 HV 2 S (ruski) ter jekla C-l smo se namenili bolje spoznati in primerjati H-13 (naš Utop Mo2), A-3, A-6, S-6 ter jeklo C-l z 1,5 % C in 4 % W. V preiskavo smo vključili tudi Prokron 2 L special in modifikacijo Prokrona 2 L special z 1 % Mo. Nemški jekli nas nista preveč zanimali, ker smo vedeli samo za njihovo kemijsko sestavo, ki je nekje med našim Utop Mo 2 ter ameriškim A-3 tudi zajetim v programu raziskav. Ruski jekli sta po lastnostih podobni našim Osikro in vzmetnim jeklom in torej ne pomenijo napredka 9 8 --7 «6 * r ■a 5 ■■ c: 4 --3 2 -1 -- Uporabna trdota Obrobna obstojnost Žilavost ^ Trdota v vročem stanju \ 65 60 55 t 50 | T3 j-«* --40 med njimi. Kemijsko sestavo primerjanih jekel prikazuje tabela 1. Podana grafikona (slika 1) kažeta za izbrana jekla razen Prokronov ocene obrabne obstojnosti, žilavosti, trdote v vročem, razširjenosti uporabe, cene, navadne delovne trdote ter dimenzijskih sprememb pri kaljenju. Vse ocene so izbrane v lestvici, ki ima 9 stopenj, vendar te stopnje niso enakomerne, temveč se nanašajo na razdelitev (ameriških) orodnih jekel v 9 skupin, znotraj katerih so si jekla v določeni lastnosti podobna. Podatki so ameriškega izvora1. Vidimo, da je jeklo C-l najbolj obrabno obstojno; sledijo mu A-3, ki je tudi zelo obstojen proti obrabi, nato A-6, Utop Mo 2 in S-6, ki so precej manj obrabno obstojni. Glede žilavosti stojita najbolje Utop Mo2 in S-6 (boljši je Utop), dobro žilavost ima tudi A-6, A-3 in C-l pa imata precej nizko oceno. Glede trdote v vročem so jekla v tabeli razvrščena od najboljšega Utop Mo2, malo slabših A-3 in A-6 do S-6 in C-l, ki imata najnižjo trdoto v vročem. Od teh jekel se največ uporablja Utop Mo 2, precej tudi A-6, ostali trije predstavniki pa znatno manj; najdražji od vseh je C-l, ki se tudi najtežje mehansko obdeluje, cene ostalih štirih jekel so si precej enake in tudi precej nižje kot pri C-l. Navadna delovna trdota je najvišja pri C-l (65 HRC), nekoliko nižja pri A-3, še z manjšo trdoto pa se uporabljajo A-6, S-6 in Utop Mo2. Po enakem vrstnem redu se zmanjšuje tudi največja dosegljiva trdota teh jekel; debeline do 25 mm vedno in pri vseh prekalijo. Dimenzijske spremembe pri kaljenju so velike samo pri S-6 in C-l (ki se lahko kalita v olju) in varnost pri kaljenju je manjša kot za ostala tri jekla. Razogljičenje je povsod precej veliko. Trdota v valjanem stanju je okrog 500 HB pri prvih treh in okrog 400 HB pri C-l ter S-6. Utop Mo 2 in S-6 sta v žarjenem stanju približno enako trda, nekoliko trša sta A-6 in A-3 in najtežje se doseže nizka trdota pri žarjenju jekla C-l. ^ Uporabnost Cena 1 Dimenzijske spremembe pri kaljenju 4 -* ? a J tj ; -- n \ \ \ \ \ \ \ r \ \ / \ y / / / / / / / / r / / / / / Utop Mo2 (Č 4753) A 6 A3 Jeklo S 6 C J Slika 1 Primerjava indeksov žilavosti, trdote, obrabne obstojnosti in trdote v vročem stanju za sodobna orodna jekla POSEBNOSTI KOVANJA IN TOPLOTNE OBDELAVE NAŠTETIH JEKEL Jeklo A-3 se lahko kuje od 1100 do 900° C, A-6 pa od 1100 do 800° C; ohlajanje ni dopustno na zraku, temveč se mora po kovanju kos dati v izolacijsko sredstvo (pepel, sljudo, apno). Kovanje A-6 lahko povzroča težave. A-3 se žari na 820 do 850° C ter počasi ohlaja (20° C/h) do 550° C, nato lahko hitreje. Lahko se izotermno žari pri 760° C, 4—6 ur, ter ohlaja na zraku, A-6 se žari na 750° C in tudi počasi ohlaja do 550° C, potrebno je dvakratno žarjenje. Pred fino mehansko obdelavo se žari na odpravo napetosti pri 650 do 700° C. Za kaljenje naj se ogrevata ti dve jekli v peči z zaščitno atmosfero, drugače pa tesnjeni v nevtralnem in rahlo ogljičujočem materialu. Naoglji-čenje je nevarno, ker zniža površinsko trdoto A-3 do 53 HRC, zato se večji kosi ogrevajo vedno na nižjo kalilno temperaturo kot manjši. Kalilne temperature za A-3 so med 970 in 990° C ter za A-6 med 830 do 870° C. Priporoča se predgrevanje na 800° C (za A-3) oz. 6509 C (za A-6). Povečevanje avsteniti-zacijske temperature rezultira pri A-3 v večjo količino zadržanega avstenita kot pri A-6 in počasnejše ohlajanje prav tako povečuje vsebnost zadržanega avstenita. Ti dve jekli se popuščata na 180 do 425 oziroma 180 do 550° C, kjer veljajo višje popuščne temperature za A-3, ki je bolj popuščno obstojen od A-6. Statična torzijska žilavost je pri A-2 (podatkov o podobnem A-3 ni) za okoli 50 % večja kot pri jeklu 0-1 podobnemu našemu Merilo extra. Maksimalna žilavost za A-2 sta pri popuščni temperaturi 200 in 400° C. če je glavna zahteva velika ob-rabna obstojnost, popuščamo na 200° C, če pa je žilavost, na 400° C. Z višjo popuščno temperaturo se dimenzijske spremembe A-3 stalno zmanjšujejo, A-6 pa kaže minimum pri 200° in maksimum dimenzijske spremembe pri 300° C popuščne temperature. Največje dimenzijske spremembe zaradi kaljenja in popuščanja znašajo okoli 0,01 %. Orodno jeklo S-6 z originalno oznako La Belle HT je po podatkih iz literature enako žilavo kot Utop Mo 1 ter bolj obrab no obstojno kot Utop extra, vendar manj kot jeklo tipa Osikro. Prednost tega jekla je nizka cena. Jeklo S-6 se lahko kuje pri 1100 do 900° C, na temperaturi ne sme biti preveč časa, ker se rado razogljiči. žari naj se v varovalni atmosferi ali tesnjeno v inertnem materialu in ne nad 810° C, ker lahko nastopi grafitizacija. Kali se brez nevarnosti z 910 do 950° C v olju, popuščno je obstojno do 300° C. Jeklo Utop Mo 2 se razmeroma lahko kuje in se ohlaja po kovanju v peči. Izjemoma se veliki kosi normalizirajo, da se zveča prečna duktilnost. Žari se v nevtralnem materialu na temperaturi 840—900° C (po ameriških podatkih), ohlaja pa v peči vsaj do 550° C. Pri ogrevanju na kalilno temperaturo se predgrevajo komplicirani kosi na 650 in 850° C, enostavnejši na 700—800° C. Če mora prenašati v obratovanju velike udarce, pritiske, se orodje iz Utop Mo 2 popušča na trdoto 40 do 44 HRC. Vakuumsko lito jeklo pa se za podobno uporabo lahko popušča na 52 HRC. Žilavost orodij iz tega jekla se poveča pri temperaturi 200—400° C, zato se priporoča ogrevanje orodij pred delovanjem. Kaljenje v olju ter popuščanje da večjo žilavost kot kaljenje na zraku in popuščanje na enako trdoto. Posebno značilna za Utop Mo 2 je visoka odpornost proti utrujanju in to ga dela primernega tudi kot konstrukcijsko jeklo. Jeklo, ki ga imenujemo C-l, nima standardiziranega imena, prva pa ga je izdelala firma Carpen-ter. Pri ogrevanju za kovanje se naj pregreva na 750° C, kuje naj se zelo previdno in ohlaja prav tako. žarjenje je učinkovito le, če se opravi po posebnem režimu: z žarilne temperature 850° C se ohladi na 650° C, drži na tej temperaturi toliko časa, da se izravna temperatura po preseku, nato se zelo počasi (10° C/h) ohlaja. Zelo rado se razogljiči, zato se priporoča ogrevanje za kaljenje v solni kopeli ali v peči z varovalno atmosfero. Kali se na zraku, če želimo majhne dimenzijske spremembe, ali v olju, če hočemo večjo trdoto ter manj škajenja. Posebnost tega jekla je izredno otežkočena mehanska obdelavnost, brusnost, zato je najbolj ekonomično brusiti z diamantno ploščo. Po naših podatkih ima jeklo C-l žilavost v preiskovalnem območju popuščnih in kalilnih temperatur okoli 0,25 kpm/cm2 (neprekovane probe) do 0,75 kpm/cm2 (kovane probe) in trdote padejo od 65 HRC (po popuščanju na 150° C) na 62 HRC, če se je popuščalo na 300° C. Pri toplotni obdelavi Prokrona 2 L special se mora posebno strogo paziti na sledeče: pred ogrevanjem za kaljenje se morajo vsi deli skrbno očistiti (maščob, oznak s svinčnikom; škodljivi so, pravijo, celo prstni odtisi). Podpore in vezi pri delani z globokimi rezi naj se pri ogrevanju za ogrevanju naj bodo iz nerjavnega jekla. Deli z zelo različnimi preseki, ostrimi ogli, ob-kaljenje (in žarjenje) predgrevajo na 800° C. S kaljenjem v olju se doseže večja korozijska obstojnost in žilavost kot s kaljenjem na zraku. Če hočemo doseči veliko korozijsko obstojnost, jeklo kalimo z višje kalilne temperature, če pa je potrebna žilavost, duktilnost, ga kalimo z nižje kalilne temperature. Glede časov držanja na kalil-ni temperaturi so dognali, da je za dimenzije pod 12 mm zadosti 30—60 min., za vsakih nadaljnjih 25 mm debeline pa se podaljša čas držanja na temperaturi za 30 min. Zadržanega avstenita je do 30 volumenskih odstotkov in če ga hočemo čimveč odpraviti, je potrebno dvakratno popuščanje in po vsakem popuščanju podhlajevanje do — 75° C. Značilen je padec žilavosti in korozijske obstojnosti po popuščanju na 480° C. Proti napetostni koroziji dobrodejno učinkuje dvojno popuščanje. Veliko skrbi lahko povzroča pri martenzitnem ne-rjavnem jeklu, kot je Prokron 2 special vodikova krhkost, ki se pojavi po kaljenju v olju in svetlem žar j en ju v atmosferi vodika ali disociiranega amoniaka. Če se pojavi na jeklu kaljenem v olju zelen oksid, se mora pred popuščanjem odstraniti, ker drugače ovira sproščenje vodika. PREIZKUSNI REZULTATI Kvalitete, za katere smo predpostavljali, da so primerne za orodja, kjer se zahteva precejšnja žilavost (npr. defibratorji), smo izdelali na majhni poizkusni peči in ugotovili, da se vse ugodno lijejo razen tipa C-l. Vse šarže niso povsem v mejah kemijskih sestav predpisanih po inozemskih normah: talina št. 6 v tabeli 1 ima za 0,6 % višjo vsebnost mangana, talina št. 8 iste kvalitete ima 0,09 % vanadija, ki pa ga originalne analize ne zahtevajo, ena od dveh šarž jekla C-l, t. j. talina št. 10 ima za 0,55 % višji molibden, ena od dveh šarž jekla S-6, t. j. talina št. 4 ima zelo nizek silicij. Ostale šarže pa po kemijski analizi povsem ustrezajo standardnim ameriškim sestavam. Ta jekla ne povzročajo posebnih težav pri kovanju, razen tipa C-l, ki smo ga lahko kovali le pri temperaturah od 800 do 900° C. Podatki iz literature omenjajo kovaško temperaturo 1050 do 1100° C (vendar te številke pri nas niso potrjene). žarjenje tipov A-6, C-l in obeh modifikacij pro-kronov je povzročalo težave. Pri A-6 se je dosegla ugodna obdelavnost z dvakratnim žarjenjem, jeklo C-l pa se je s težavo že dalo obdelovati po žarjenju na 800° C in ohlajanju v peči. Jeklo Prokron 2 L special z višjim odstotkom ogljika se je moralo tudi dvakrat žariti, da se je dalo obdelovati, modificiran Prokron 2 L special (z dodatkom 1 % molibdena) pa je postal po drugem žarjenju še trši kot po prvem — trdota se je dvignila od 95 na 150 kp/mm2. Po tretjem žarjenju na 600° C je trdota padla le do 120 kp/mm2, toda obdelavnost je bila zelo dobra. Grobo mehansko obdelane žilavostne probe smo kalili v razširjenem območju temperatur pri-poročanih v literaturi, zelo široko smo vzeli tudi preizkusno območje popuščnih temperatur in da bi lahko zares učinkovito ocenili vpliv toplotne obdelave na žilavost in trdoto pri nas precej novih jekel, smo za vsako kombinacijo kalilnih in popuščnih pogojev planirali po pet prob. Dilatometrske meritve so pokazale sledeče temperature premen Aq in Ac3 za A-6, C-l, A-3, S-6, (po vrsti): 710, 790; 735, 770; 760, 810; 790, 840. Pri A-6 nismo dobili premene Ar3, pri modificiranih tipih Prokron 2 L special, ki imata premeno A3 na temperaturi 850° C, pa sploh ni premen pri ohlajanju. J... Jeklo A3, kaljeno z 980°C/zrak 2... Utop Mo 2, kaljen z 1000°C/zrak 3... Jeklo A3, kaljeno zl000°C/zrak 200 300 400 500 Popuščna temperatura (°C) Slika 3 Trdota in žilavost različno toplotno obdelanih litih prob iz jekel A-3 in Utop Mo 1 (C.4751) Probe s širokim območjem kalilnih in popuščnih temperatur, so bile namenjene predvsem preizkušanju žilavosti in merjenju trdote. Probe so bile na sredini izbrušene v obliki blage zaokrožitve polmera 10 mm in globine 1 mm. Takšno obliko zareze priporočajo za orodna jekla zaradi tega, ker je zaradi lokalne oslabitve trošenje manjše kot pri probah brez zarez, hkrati pa so vrednosti poruš-nega dela (imenovanega tudi udarna upogib na žilavost) zadosti velike in se s tem zveča razločevalna sposobnost pri določevanju vpliva toplotne obdelave in legiranosti, tj. vrste jekla. Razmeroma veliko žilavost smo ugotovili pri A-3 kaljenem z raznih temperatur in popuščenem na 250° C. Dvakratni maksimum žilavosti pri 200 in 400° C, kot so ga dobili z zvojnim žilavostnim preizkusom nismo odkrili najbrž zaradi manjše natančnosti Charpyjevega preizkusa. Vidna je tendenca premaknitve maksimuma in minimuma žilavosti k višjim popuščnim temperaturam z višjo -1- Kovan A 3 5-10 paralelk /... Kaljeno z 910° C /zrak 2... Kaljeno z 930°C/zrak 3... Kaljeno z 950°C/zrak 20 100 200 300 400 500 600 700 Temperatura popuščanja (°C) Slika 2 Trdota in žilavost različno toplotno obdelanih kovanih prob iz jekla A-3 C% Si % 1,22 0,33 kalilno temperaturo. Maksimum pri popuščni temperaturi 210° C ustrezajo za kalilne temperature 930, 950, 980° C maksima pri 250, 300 in 300° C. Minimum za 910° C kalilne temperature pri 300° C popuščne temperature ustrezata minima pri 400 (za 930) in 500« C (za 950° C). Prob kaljenih z 980° C pa nismo popuščali nad 550° C, tako da ne vemo, kje je minimum žilavosti (slika 2 in 3). Na kovanih probah kaljenih in popuščanih do trdote 55 HRC smo izmerili žilavosti od 2 do 3 kpm/cm2, če se popušča na 50 HRC pa se zviša žilavost na 4 kpm/cm2. žilavost litih prob je veliko manjša, znaša okoli 0,5 kpm/cm2, le pri kaljenju s 1000° C je 2,5 kpm/cm2. Krivulje trdot v odvisnosti od popuščnih temperatur kažejo precej hiter padec v popuščnem območju 200—300° C z nadaljnjim popuščanjem do 500° C se trdota zniža le za 2 do 3 Rockvvella, pri višjih popuščnih temperaturah se trdote spet hitreje zmanjšujejo. Diagrami trdote in žilavosti v splošnem soglašajo s podatki iz literature o tem jeklu. Jeklo za vroče delo Utop Mo 2 smo preizkušali samo v stanju popuščenem na 550 do 650° C (si. 3). Trdota z rastočo popuščno temperaturo pada, žilavost se veča in doseže po popuščanju na 760° C tudi 3 kpm/cm2, vendar je večina vrednosti okoli 1,1 kpm/cm2, zato je tudi srednja vrednost nižja. Za lite probe pa je to kar dober rezultat! Kovane probe tega jekla so za okoli 15-krat bolj žilave. Diagrama na slikah 4 in 5 kažeta vpliv toplotne obdelave na trdoto in žilavost orodnega jekla S-6. 70 65 60 f "50 '45 40 35 30 : _ - 1... Kaljeno z 2...Kaljeno z _ 920°C/ 940°C/ olje olje - Lit S S-10 p aralelk Trdota X - 1 1 C % S/% Mn% Cr% Mo % | 0,49 2,49 1,36 1,42 0,43 | 0,37 Ž i lavo s ■ i .i i — i E a o »N o c -o 6, 0 C C. 1 20 100 200 300 400 500 Popuščna temperatura ("CJ 600 700 Slika 4 Trdota in žilavost različno toplotno obdelanih kovanih prob iz jekla S-6 Slika 5 Trdota in žilavost različno toplotno obdelanih litih prob iz jekla S-6 Prva šarža (kovana) ima nižjo vsebnost ogljika, kot je predpisana za jeklo S-6 po ameriških standardih, zato je tudi žilavost prob nekoliko večja, trdota pa manjša kot pri originalnih ameriških jeklih. Potek žilavostnih krivulj je podoben kot pri ameriških jeklih te legirne skupine S-2, S-4, S-5, ki kažejo maksimum žilavosti po popuščanju na 200 do 300° C. Naše probe so imele žilavost 17 do 19 kpm/cm2 po popuščanju na 250°, pri višjih in nižjih popuščnih temperaturah pa so žilavosti veliko manjše: pri 150° C so npr. okoli 10 kpm/cm2 in pri 400° C okoli 12 do 15 kpm/cm2. Trdote se po kaljenju s temperatur med 910 in 950° C ne razlikujejo veliko, predvsem po popuščanju na višje temperature ne. Trdota po popuščanju na 100° C je večja kot pa v kaljenem stanju in znaša 57 do 59 Rockwella; s popuščanjem na 400°C se zniža do 53 HRC. Žilavost litih prob iz jekla S-6 je veliko manjša in znaša 0,5 do 0,8 kpm/cm2 v območju popušče-nih temperatur 150—300° C, trdota je od 59 do 53 HRC. Žilavost jekla S-6 in Utopa Mo2 se lahko primerjata, pri tem pa ima S-6 za okoli 4 enote Rockvvella večjo trdoto. Po teh podatkih se vidi, da je za S-6 ugodna kalilna temperatura pri 940 do 950° C, popuščna pa pri 250a C. Diagram za A-6 kaže na sliki 6 porast žilavosti do 250° C popuščne temperature pri kalilnih temperaturah 830 do 870° C, z višanjem popuščne temperature pa pade žilavost prob kaljenih z 830° C od 3,5 na 2,5 kpm/cm2. 20 100 200 300 400 500 600 700 Popuščna temperatura (°C) 1... Kaljeno z 910°C/olje 2 Kaljeno z 930°C/olje 3... Kaljeno z 950°C/olje Kovan S 6 5- lOparalelk 7... Kaljeno z 830°C/zrak 2... Kaljeno z 850°C/zrak 3... Kaljeno z 870°C/zrak Kovan A 6 5-10 paralelk Trdota Žilavost Populcna temperatura (°C) Slika 6 Trdota in žilavost različno toplotno obdelanih kovanih prob iz A-6 7... Kaljeno z 830°C/zrak 2... Kaljeno z 850°C/zrak 3... Kaljeno z 870°C/zrak Kovan A 6 5 -10 paralelk Žilavost 20 100 200 300 400 500 600 700 Popuktna temperatura ("C) Lite probe te kvalitete (slika 8) so imele žilavost le do 0,8 kpm/cm2, maksimum je nastopal pri 180° C popuščne temperature za razliko od kovanih, ki so bile najbolj žilave po popuščanju na 250° C. Trdota pri največji žilavosti je tudi okoli 58 HRC. ¥ « t -- 1 ! Kaljeno z 850°C/zrak Lit A 6,5-10 paralelk 1 Trdoto ™ = C % S/% Mn% Cr'/. Mo % 0,63 0,22 2,31 T,65 1,24 hŽilavi st ^ _1_ • s 6 ci 2 5 'Si D C .-o & I 20 100 200 300 400 500 600 700 Popusčna temperatura ("CJ Slika 8 Trdota in žilavost različno toplotno obdelanih litih prob iz A-6 Slika 7 Trdota in žilavost različno toplotno obdelanih kovanih prob iz A-6 Trdota po popuščanju na 250° C je okoli 57 HRC. Probe istega jekla druge šarže so bile tembolj žilave čim višja je bila kalilna temperatura: žilavost je znašala tudi do 5 kpm/cm2 pri trdoti do 59 HRC (slika 7). 1... Kovane probe, kalilna temperatura 840°C/zrak 2... Kovane probe, kalilna temperatura 870°C/zrak 3... Lite probe, kalilna temperatura 840°C/zrak 4...Lite probe, kalilna temperatura 870° C /zrak 70 65 60 55 0 ct 1 ■50 45 40 30 _ -1- Jeklo C1 5-10 paralelk j \ \3 Trdota 1 - = 1 Krivulje C% S/% Mn% Cr% Mo% W,% 1.2 1,45 0A6 1,76 1,20 1.07 4,20 ,4 7 65 0,5 0 1,72 0,92 7, 65 3,41 - 2"- Ži jS* lavost • -.....■ 100 S >f5 D C 5> 200 300 400 500 600 700 Popuična temperatura f°CJ Slika 9 Trdota in žilavost različno toplotno obdelanih prob iz C-l Slika 9 kaže, da je žilavost jekla C-l zelo majhna. Žilavost obeh variant Prokron 2 L special je po taljenju z 980—1030° C in popuščanju na 400 do 500° C okoli 0,5—0,7 kpm/cm2. Trdota je pri tem okoli 50 HRC. PRIMERJAVA PREIZKUŠANIH JEKEL S podatki, ki smo jih dobili s preizkusi novih orodnih jekel in našega Utop Mo2 ter Prokron 2 L special, smo lahko izrisali diagram odvisnosti trdote in žilavosti litih prob (slika 10). Odkrili smo, da se krivulje precej dobro prilegajo diagonali diagrama, ki poteka od trdote 70 HRC ter žilavost 0 do trdote 30 HRC ter žilavosti 1,75. Ti dve mejni točki seveda nista doseženi, ker se krivulji za C-l in Utop Mo 2 (za najbolj obrabno obstojno in najbolj žilavo od teh jekel) končata pri trdoti 65 HRC in žilavosti 1,5 kpm/cm2. Vzdolž zamišljene korelacijske črte se vrstijo od največjih trdot k največji žilavosti v tem območju jekla C-l, A-3, S-6, A-6, Utop Mo2. Modifikacija Prokron 2 L special se lahko smatra kot prehod od A-6 k Utop Mo 2. Delno se prekrivajo vrednosti za A-3 in S-6 (pri največji žilavosti jekla A-3 in največji trdoti S-6) ter A-6 in S-6. Pri tem se pokaže A-6 boljši kot S-6, ker doseže pri enaki največji trdoti 1... A3. kaljen z 980°C -zrak 2... Utop Mo 2. kaljen z 1000°C - zrak 3... S6, kaljen z 940°C - olje 4... 4 6, kaljen z 850°C - zrak 5... C 7, kaljen z 870°C - zrak 6... Prokron 2 L special, kaljen z 1030°C - olje 7... Prokron 2L special 7% Mo, kaljen z 980°C-olje Upogibna udarna zilavost t kpm/cm1) Slika 10 Odnos žilavost — trdota za lite toplotno obdelane probe opisanih orodnih jekel za 50 % večjo žilavost in tudi maksimalne žilavosti so večje pri A-6 kot S-6. To velja za lite probe. Pri kovanih toplotno obdelanih probah iz S-6 pa so dobili večje žilavosti kot pri kovanih probah A-6. S šrafuro je nakazano področje ugodne kombinacije žilavosti in obrabne obstojnosti orodnih jekel. To razmejitev pa ni treba jemati preveč strogo, storjena je po približnih ocenah in po številkah iz literature o modernih orodnih jeklih. Odlične kombinacije žilavosti ter obrabne obstojnosti so lastnosti jekel Utop Mo 2, A-3, S-6, A-6. Primerjava žilavosti in trdote nam sicer veliko pove, še več pa izdržljivost orodij izdelanih iz teh jekel. Ker so jekla šele na pragu uporabe, seveda ni na razpolago obsežnih podatkov o njihovih prednostih za različna orodja. Hitreje kot z zasledovanjem izdržljivosti pravih orodij se dobijo podatki, če opravimo ustrezne obrabne preizkuse na zadosti zanesljivem modelu. Precej dobro sliko o obrabni obstojnosti posameznih orodnih jekel kaže tabela 2, kjer so podane obrabe rezil iz teh jekel in hkrati količine snovi, ki so jo ta rezila odstranila s posebnih prob po 9 minutah. Obdelovale so se probe iz poboljšanega jekla C-35. Normalni tlaki na vsakem rezilu so znašali od 0,5 do 1 kp na milimeter dolžine rezila. Hitrost rezila je bila pri tem na enem koncu nič in na drugem, udarno obremenjenem 0,24m/sek. Rezilo je v vlogi čelnega rezkarja. Rezultati tega preizkusa obrabne obstojnosti rezil so ugodni, nekoliko pa preseneča razmeroma majhna izdržljivost orodja iz kovanega C-l. Iz tabele se vidi možnost uporabe jekla A-6 namesto dražjega Utop Mo 2, ko gre za hladno delo. Omeniti bi bilo vredno dve dejstvi. Prvo je to, da so se tudi pri preizkusih, kjer so bili drugačni pogoji obrabe in drugačen obdelovani material, pokazali podobni odnosi med izdržljivostmi kovanih ali litih nožev iz teh vrst jekel. Nič nenavadnega ni, da se pokaže posamezen nož iz litega A-6 obstoj nejši od noža iz kovanega jekla A-3, ali pa nož iz litega A-3 ob-stojnejši od noža iz jekla C-l. Drugo dejstvo, ki daje polno podporo natančnosti tovrstnih preizkusov pa je, da so se dosegla pri različnih obdelova-nih snoveh podobna razmerja med izdržljivostmi nožev iz raznih jekel, čeprav se pri preizkusih na vsaki vrsti obdelovane snovi vzelo od vsakega preizkušenega jekla samo po eno rezilo. Glede na to, da sodijo obrabni preizkusi med najbolj nenatančne tehnološke preizkuse, so rezultati, dobljeni na Ravnah, prava izjema od pravila. Druge vrste podatki o obstojnosti orodij iz raznih orodnih jekel so se dobili z merjenjem vzdržnosti defibratorskih mlinskih plošč. Defibrator imenujejo mlin, v katerem vlaknajo les, da se iz njega lahko izdela lesonit. Mlinske plošče v defi-bratorju so pri normalnih pogojih delovanja obremenjene samo na mirno drsno obrabo z lesom. Izdržljivost mlinskih plošč iz raznih jekel se v tabeli 3 primerja z izdržljivost j o orodij, izdelanih iz teh istih jekel in uporabljenih za odrezovanje Tabela 2 — Obrabna obstojnost preizkušanih jekel je podana z obrabo rezila in s količino snovi, ki jo je odrezal v določenem času nož iz posameznega jekla. Žilavost in trdota sta merjeni na probah enakih dimenzij. Jeklo rezila Količina odrezane snovi (mg) Obraba rezila (mikroni) P.azmerje količine odrezane snovi in obrabe rezila Trdota (HRC) Žilavos (kpm) 12 MnL (CL.3160) 390 150/170 1,2 — — S-6 kovan 310 35/75 2,8 55 17,0 Prokron 2 sp. L (ČL.4570) 410 90/145 1,8 48,5 0,7 Utop Mo 2 lit. (Č.4753) 460 85/120 2,2 48 0,9 A-6 lit 470 25/45 6,7 57,5 0,8 A-3 lit 740 15/45 12 62,5 0,4 A-3 kovan 490 20/40 8 61,5 2,8 C-l lit 1000 15/35 20 65 0,2 C-l kovan 570 25/35 9,5 64 0,7 OPOMBA: Od dveh številk, ki podajata obrabo rezila v mikronih, velja prva za razmeroma mirno potekajočo obrabo pod velikim tlakom in pri majhni hitrosti in druga je rezultat udarne obrabe. kovine. Rezila so obremenjena na drsno obrabo s kovino, pri tem pa obraba ni mirna, temveč kombinirana z zmernimi udarci na rezilni rob. Obstojnost plošč merimo z obratovalnimi urami, obstojnost rezil pa z globino obrabe na dveh raz-različnih mestih. Prva številka pomeni obrabo tistega dela rezila, ki je obremenjeno na razmeroma mirno obrabo pri majhni hitrosti in pod velikim tlakom, druga pa obrabo tistega dela, ki ga poleg drsne obrabe prizadevajo še zmerno močni udarci. V zadnji vrstici sta navedena rezultata za dve jekli, ki spadata k istemu legirnemu tipu in imata podobne tehnološke lastnosti. Iz jekla C-l so bila izdelana rezila, iz jekla BRE (C.4880) pa mlinske plošče. Podatki prvega stolpca so izvleček iz poročila o izdržljivosti segmentov v tovarni lesonita, drugi stolpec je posnet po drugem stolpcu tabele 2. Primerjava obstojnosti posameznih plošč, oziroma rezil, z obstojnostjo ustreznih orodij iz jekla 12 MnL (CL.3160) pokaže pravilno zakonitost. Razliko v indeksih izdržljivosti jekel BRE (Č.4880) in C-l lahko razložimo z dejstvom, da so mlinski segmenti na videz morali razmeroma manj izdržati kot rezila, ker so se prvi enkrat ali celo dvakrat brusili na ostrino robov, rezila pa so se uporabljala le toliko časa, da še ni bilo treba ponovno brusiti. Realneje bi bilo primerjati čas obratovanja mlinskih plošč do prvega brušenja in obrabo rezil v času, ko so se zatopila do neuporabnosti. Kljub tej nujni nedoslednosti v primerjanju obstojnosti so rezultati uporabni, ker lahko ocenimo, koliko je neenotnost rezultatov odvisna od neenakih pogojev obrabe. Tabela 3 rezil — Primerjava izdržljivosti mlinskih plošč v defibratorjih z izdržljivostjo preizkusnih Jeklo orodja/ Izdržljivost defibratorskih plošč (h) Obraba rezil (mikroni) Izdržljivost glede na plošče iz 12 Mn Izdržljivost rezil glede na rezilo iz 12 Mn 12 MnL (CL.3160) Prokron 2 sp. L (CL. 4570) Utop Mo 2 (Č.4753) C-l, BRE (C.4880) 500 900 1100 1500 150/170 90/145 85/120 15/35 1 1,8 2,2 3 1/1 1,67/1,17 1,76/1,42 10/4,75 Tabela 4 — Izdržljivost mlinski segmentov in rezilna sposobnost orodij iz istih jekel Jeklo orodij Mlin Izdržljivost (h) Razlike v izdržljivosti (h) Indeks Odrežejo snovi (mg) Rezila Razlike v rezilnosti (mg) Indeks 12 MnL Prokron 2 sp.L Utop Mo 2 C-l, BRE 500 900 1100 1500 400 200 400 390 410 460 570 20 50 110 0,4 1 2,2 Podobne podatke dobimo v tabeli 4, kjer se kot merilo obrabne obstojnosti podaja količina odrezane snovi namesto obrabe rezil. Po tej tabeli se ne ujemata izdržljivosti mlinskih segmentov in rezil iz jekla 12 Mn L. To se lahko razloži. Rezila so obremenjena na udarno obrabo, mlini pa na mirno drsno. Ker so jekla tipa 12 Mn močno nagnjena k utrditvi s hladno deformacijo, je jasno, zakaj so se rezila iz tega jekla razmeroma bolje obnesla kot mlinske plošče. Uporaba Jeklo A-3 predstavlja dobro kombinacijo žilavosti in obrabne obstojnosti tako, da je glede teh dveh lastnosti med jekli tipa Utop Mo 2 in OCR 12. če želimo večjo žilavost, kot jo ima A-3 ter manjše dimenzijske spremembe pri kaljenju in nižjo kalilno temperaturo, vzamemo jeklo A-6, ki pa je manj obrabno obstojno in se težje mehansko obdeluje. Za komplicirane matrice se priporoča jeklo A-6. Tipična uporaba teh dveh jekel so orodja za globoki vlek, kalupi (forme) pri litju umetnih snovi, patrice za vtisovanje, gladine, oblikovalne, vlečne matrice, oblikovalni valji. Jeklo S-6 se uporablja za velike sekače, rezila škarij, matrice, rezalce premoga ter za držala orodij iz karbidnih trdin ali hitroreznega jekla. Ta držala se kalijo na zraku, če je orodje trdina in v olju, če je orodje iz hitroreznega jekla. Jeklo Utop Mo 2 se uporablja po svetu za utope, matrice pri vročem stiskanju, trne, kalupe za litje aluminija, zlitin cinka, magnezija, kalupe za litje umetnih snovi, rezila škarij za vroče delo, matrice za izstiskovanje aluminijevih, magnezijevih zlitin. Tipična uporaba jekla označenega s C-l so obloge za peskomete, matrice za globoki vlek, obloge pri kalupih za opeko, izstiskovalne matrice za keramične dele, orodje pri stiskanju trdin. Jeklo Prokron 2 L special se uporablja za dele, ki prihajajo v stik z morsko vodo. To so razni deli črpalk, osi, ventili. Vse bolj se tudi uporablja za razna orodja v lesni industriji, kjer morajo biti strojni deli odporni proti organskim kislinam. Zaključek Toplotna obdelava izdelanih kvalitetnih orodnih jekel je bila tako ugodna, da so probe pokazale zares dobre trdote, žilavosti in obrabne obstojnosti. Rezultati so povsem primerljivi z vrednostmi, ki jih dobivajo drugi svetovno znani producenti orodnih jekel. Kovanje jekla C-l je bilo v redu opravljeno kljub temu, da je območje kovaških temperatur zelo ozko in kljub temu, da smo to območje odkrili pri čisto drugačnih temperaturah, kot navaja del literature. Primerno in zahtevno žarjenje jekel C-l in Prokron 2 L special modificiran je omogočilo, da so se lahko probe mehansko obdelale. Posebna prednost novih jekel med pre-izkušanimi je ta, da se kalijo zelo enostavno z razmeroma nizkih temperatur in na zraku. Toplotna obdelava je zato cenena in ne povzroča velikih dimenzijskih sprememb izdelka, kar pomeni, da je po kaljenju in popuščanju treba le še zelo malo brušenja. To je nadaljnja pocenitev, ki jo ta jekla omogočajo pri izdelavi orodij. Podatki o obstojnosti orodij iz teh jekel povedo, da se zelo splača orodja ulivati. Posebej se to seveda splača pri jeklih, ki se težko kujejo. Razlike v izdržljivosti litih in kovanih orodij so po teh enkratnih preizkusih od 50 do 100 °/o. Sodeč po količini snovi, ki jo odstruži nož glede na enoto obrabe rezila, so za rezilna orodja odlična jekla A-6, A-3, C-l. Seveda pa bodo popolnejšo podobo o uporabnosti in primernosti dale izdržljivosti različnih orodij izdelanih iz teh jekel. Viri 1. Roberts A. A., J. C. Hamaker, A. R. Johnson: Tool Steels 3ri Ed. Metals Park, Ohio, American Society for Metals 1962 ZUSAMMENFASSUNG Es sind einige Probleme in Verbiindung mit der me-chanischen Bearbeitung, VVarmebehandlung und Schmieden einiger Werkzeugstahile der Spitzenqualitat giinstig gelosst worden. Die Priifungen der Harte der Kerbschlagzahigkeit und der Dauerstandfestigkeit der Werkzeuge aus diesen Stahlan haben gezeigt, dass es sich in jeder Hinsicht lohnt sie zu gebrauchen. Neben der ausgezeichneten Abriebfestig-keit oder Kerbchlagzahiigkeit oder einer Kombination dieser beiden ist der Vorteil der modernen Wenkzeugstahle eine einfache und billige mechanische und Warmebehandlung. Die Ergebnisse zeigen, dass die gegossenen Werkzeuge meistens besser von der geschmiedeten sind, wenn diese auch dort angewendet vverden, wo starčke schlagartige Beanspruchungen auftretten. Die Auiswahl des richtigen Staihles fiir ein bestimmtes Werkzeug ermdglichen die Ergebnisse iiber die Kerbschlagzahigkeit dieses StaMes und dessen Abriebfestigkeit. SUMMARY Some problems connected to mechanicail working, heat treatment, and forging of some top tool steels are satis-factory solved. Strength, toughness, and durability tests of tools made of these steels showed that they can be used -in any čase. Beside the very good resistance to wear or toughness, or combination of both, the advantage of modern steels is their low iproduction priče, simple heat treatment and mechanical woPking. Results of inve-stigations show that the čast tools are generally better than forged ones if they are used for operations with moderate impact loads. Choice of the correct steel for single tool is enabled by data on toughness of the steel, and on its resistance to wear. 3AKAIOTEHHE Il0A0>KHTeAbH0 pa3pemeHbi HeKOTopue npoSAeMH b cbh3h Mexa-HH^ecKOH o6pa6oTKH, TenAOBora peaciiMa h kobkh HeK0T0pbix coptob HHCTPYMeHTaAbHOH CTaAH BHCOKOra KaMeCTBa. HciIHTaHHe TBepAOCTH, BH3KOCTH H npOHHOCTH HHCTPYMCHTOB H3 3TOH CTaAH nOKa3aAH, HTO HX yiIOTpe6AeHHe BO Bcex OTHOUieHHHX peKOMeHAYCTCH. KpOMe npeBOCXOAHOH H3HOCOYCTOHHHBOCTH H b5i3-KOCTH, a TaiOKe CO^HTaHHCM 3THX CBOHCTB, npeHMYmeCTBO COPTOB 3thx ctaaeii coctoht TaiOKe b tom, *ito hx MexaHHMecKaH h tenaobah o6pa6oTKa BecbMa npocTaa h AeuioBaa. HccAeAOBaHHH noKa3aAH, *ito AHTbie HHCTpYMeHTbI h3 3thx CTaAeH TOpa3AO AY^Hie OT KOBaHHbIX npn pa6oTax npH K0T0pbix HacTynaeT YMePeHHOe YAapH0-pa3pbiBH0e HanpnJKeHHe. Bbi6op noAxoAHmefi CTaAH aah onpeAeAeHHora HHCTpyMeHTa AaiOT AaHHbie o bh3kocth h H3H0C0YCT0HMHB0CTH 3toh CTaAH. DK: 620.179.14; 669.14.018.252.3 ASM/SLA: SI 3 h, Tsm Uporabnost magnetne analize za kontrolo toplotne obdelave brzoreznih jekel Magnetna analiza se vse bolj uveljavlja za ločenje zamešanih feromagnetnih materialov, za kontrolo toplotne obdelave in za odkrivanje površinskih napak. V članku je opisana raziskava uporabnosti magnetne analize za kontrolo trdote in toplotne obdelave brzoreznih jekel. Za obdelavo podatkov, dobljenih pri meritvah, so bile uporabljene nekatere matematično statistične analize in elektronski računalnik. UVOD Princip delovanja magnetoskopa je bil v železarskem zborniku že opisan3, zato si oglejmo le kakšen vpliv ima različna vsebnost zaostalega av-stenita v vzorcih iz brzoreznega jekla na magnetne meritve. Gostota magnetnega fluksa skozi feromagnetni vložek, ki ga vložimo v primerjalno tuljavo, znaša B = B0 + J B0........gostota magnetnega fluksa v prazni tuljavi J........magnetiziranje probe Ker sta vezani obe tuljavi v protistiku, B0 kompenziramo in merimo samo razliko J, ki nas zanima. (Slika 1) TG7PT K n> Slika 1 Shema impedenčnega mostu z dvema poloma tuljav in kompenzatorjem ravnotežja K Zaostali avstenit je nemagnetna faza in se nasprotno od ferita ne magnetizira. Gostota magnetnega fluksa je torej odvisna od odstotka zaostalega avstenita. Ker pa je inducirana napetost v tuljavi odvisna od gostote magnetnega fluksa, lahko z merjenjem toka, ki ga požene inducirana napetost, merimo vsebnost zaostalega avstenita. Meritve zaostalega avstenita, s katerimi želimo posredno meriti mehanske lastnosti jekla, ne dajo absolutnih vrednosti, temveč le relativne, ki pove- do, da je pri večjih odčitkih na magnetoskopu v brzoreznem jeklu več zaostalega avstenita, pri manjših pa manj. Meritve na magnetoskopu smo delno umerili na dejansko vsebnost zaostalega avstenita z rentgensko strukturno analizo. Po meritvah na magnetoskopu smo iskali, s pomočjo elektronskega računalnika korelacijo med odklonom na magnetoskopu (vsebnostjo zaostalega avstenita) in trdoto, da bi ugotovili kakšne so možnosti za kontrolo termične obdelave brzoreznih jekel z magnetno analizo. Opis aparature in dela Magnetoskop na sliki 2 je izdelan v Železarni Ravne. Sestavljen je iz dveh primerjalnih tuljav, generatorja za 30/600 Hz, ojačevalca, dveh kom- Slika 2 Magnetoskop penzacijskih uporov (ohmskega in induktivnega) in mikroampermetra. Tuljavi sta skupno s kompenzacijskima uporoma mostiščno zvezani. Za točnejše merjenje smo uporabili stabilizator, ki smo ga vezali med omrežje in magnetoskop. Za vse meritve na magnetoskopu smo uporabljali frekvenco 30 Hz, kar ima poseben pomen pri raziskavi. Pri merjenju je zelo pomembna izbira primerjalnega vzorca in izbira merilnega območja skupno z ustrezno uglasitvijo merilnega mosta. Za primerjalni vzorec smo izbrali žilavostno probo iz ARMCO železa (Č.1060 — SPŽ 1), ki je skoraj 100 % ferit. Primerjalna žilavostna proba je imela enake dimenzije kot ostale probe. Inštrument je bil umerjen tako, da je kazal tem večji odklon, čim večja je bila vsebnost zaostalega avstenita v probi. Upoštevali smo, da na meritev vpliva: — geometrija vzorca in tuljave — magnetna permeabilnost (struktura, kemijska sestava vzorca, temperatura) — električna prevodnost vzorca — frekvenca in — ojačitveno območje inštrumenta Vse tiste faktorje, ki bi merjenje zaostalega avstenita motili (dimenzija, kemijska sestava, frekvenca, ojačitveno območje inštrumenta), smo držali nespremenjene in s tem odstranili njihov vpliv. S posebnimi preizkusi smo kasneje ugotav-Ijali tudi vpliv dimenzije na magnetne meritve. Za poskuse smo uporabili pomembnejše vrste brzoreznih jekel: Č.9682 (BRC-3), C.6980 (BRC), Č.6882 (BRVV-2), Č.6880 (BRW), Č.7680 (BRM-2) in C.9683 (BRU). V žar j enem stanju se navedena jekla po magnetnih lastnostih zelo malo razlikujejo, tako, da jih pri zamešanju težko ločimo. Veliko pomembnejši so rezultati meritev dobljenih na kaljenih in popuščenih probah. Preizkusi uporabnosti magnetnih metod za kontrolo toplotne obdelave brzoreznih jekel so bili opravljeni v okviru obširnejše raziskave vpliva toplotne obdelave na udarno upogibno žilavost in trdoto brzoreznih jekel. Tabela 1 — Shema toplotne obdelave Na probah smo izvršili: — meritve trdote po kaljenju in popuščanju — meritve na magnetoskopu po kaljenju in popuščanju ter — meritve udarne upogibne žilavosti po popuščanju. Tako smo lahko iskali tudi medsebojne odvisnosti med trdoto, žilavost j o in magnetnimi meritvami. Shemo toplotne obdelave prob kaže tabela 1. Za objektivno oceno udarne upogibne žilavosti smo delali s 15 paralelkami, zato so rezultati magnetnih meritev, glede na število paralelk, zelo zanesljivi. Rezultati in diskusija Vso množico podatkov dobljenih pri meritvah smo obdelali z matematično statistično analizo porazdelitve in regresi je na elektronskem računalniku. Rezultati magnetnih meritev po kaljenju Po kaljenju smo na žilavostnih probah, katerih dimenzije so na sliki 3, izmerili trdoto po Rock-vvellu ter izvršili meritev na magnetoskopu. Porazdelitve magnetnih meritev po kaljenju kažejo slike 4 do 9. Na abscisi je odčitek odklona na magnetoskopu, na ordinati pa kumulativna frekvenca v odstotkih. Prikazani rezultati so zaradi velikega števila paralelk zelo zanesljivi, saj pride Slika 3 Oblika probe za udarno upogibno žilavost Temp. kaljen j a 13203 C 1290« C 1260« C 1170« C 1200« C 1230» C Temp. pop. (°C) 530 560 590 530 560 590 530 560 590 530 560 590 530 560 590 530 560 590 BRC-3 15 15 15 15 15 15 15 15 15 BRC 15 15 15 15 15 15 15 15 15 BRM-2 15 15 15 15 15 15 15 15 15 BRW 15 15 15 15 15 15 15 15 15 BRW-2 15 15 15 15 15 15 15 15 15 15 15 15 BRU 15 15 15 15 15 15 15 15 15 t r f , --- -- - - - - -- / / / / r / /- -- — — — f' i tj / J t K i / / t / f, i / i / i > > i 55 56 57 55 59 60 61 62 63> 64 65 66 67 68 odcitek Slika 4 '4j 44 45 46 47 49 50 51 52 53 54 55 56 5 7 55 odiitek Slika 7 Statistična porazdelitev odklonov pri magnetnih meritvah Statistična porazdelitev odklonov pri magnetnih meritvah po kaljenju za jeklo C.9682 (BRC-3) po kaljenju za jeklo č.6880 (BRW) 59 60 61 62 odcitek Slika 5 Statistična porazdelitev odklonov pri magnetnih meritvah po kaljenju za jeklo C.6980 (BRC) odcitek Slika 8 Statistična porazdelitev odklonov pri magnetnih meritvah po kaljenju za jeklo Č.7680 (BRM-2) odiitek Slika 6 Statistična porazdelitev odklonov pri magnetnih meritvah po kaljenju za jeklo č.6882 (BRW-2) Slika 9 Statistična porazdelitev odklonov pri magnetnih meritvah po kaljenju za jeklo C.9683 (BRU) na vsako temperaturo kaljenja kar 45 meritev. Trošenja meritev, ki jih kaže nagib premic v verjetnostni mreži so skoraj pri vseh vrstah brzoreznih jekel enaka. Večji odklon na magnetoskopu pri določenem jeklu dobimo pri probah, ki so bile kaljene pri višjih temperaturah. To pomeni, da te probe vsebujejo več zaostalega avstenita. Iz slik 4 do 9 je še razvidno, da glede na trošenje, ne bi mogli po kaljenju z magnetno meritvijo sklepati na trdoto, to pa hkrati pomeni, da tudi ne moremo kontrolirati kaljenja brzoreznega jekla. Nomogrami na slikah 10 do 14 kažejo medsebojno zvezo med trdoto po kaljenju in odklonom na magnetoskopu. Pri večjih odklonih na magne- 67 66 erat jra aljer ja: 1 230 - 1290 "C ( 2• —_ — -- -- --- 42 44 46 48 50 Xj -mognetoskopska meritev 66 o1 I 0 1 65 64 63 R2 =0.60 R = 0,77 oL=0,1 5y = 0.4 V •s V Omt jitev tem oerat ura A aljer, ja: 1 730 - 1290 °C ( 2'J 42 44 46 48 mognetoskopska 50 meritev 52 Slika 12 Korelacijska zveza med trdoto in magnetno meritvijo za jeklo č.6880 (BRW) 66 65 o o ? 64 63 R2 = 0.09 R= 0.30 oL= 0,1 Sy=0.26 Ome i te v tem/: >eratL ira ki lijenj a Il7t 1 -12 60°C (1.5 ' ) ___ .__ — - __ ____ -- Slika 10 Korelacijska zveza med trdoto in magnetno meritvijo za jeklo č.9682 (BRC-3) 42 44 46 48 50 X3-*- mognetoskopska meritev 52 Slika 13 Korelacijska zveza med trdoto in magnetno meritvijo za jeklo C.7680 (BRM-2) 67 £ 66 3: CT o | 64 63 R2= 0.56 R= 0,75 oi = 0,1 Sy = 0.3 Omt jitev tem pera ura kalj tnja I20C -12 60° C (2 52 56 58 60 62 64 66 X, -—— mognetoskopska meritev Slika 11 Korelacijska zveza med trdoto in magnetno meritvijo za jeklo C.6882 (BRW-2) Slika 14 Korelacijska zveza med trdoto in magnetno meritvijo za jeklo C.9683 (BRU) toskopu je trdota nižja. To lahko trdimo z 99,9 % statistično gotovostjo. Pomembnost odvisnosti (R2) med trdoto in magnetno meritvijo po kaljenju je pri posameznih vrstah jekla precej različna. Pri jeklih C.6980 (BRC) in C.7680 (BRM-2) nismo ugotovili pomembne odvisnosti, dočim lahko n. pr. pri Č.6880 (BRW) pripisujemo kar 60 % sprememb trdote »vplivu« magnetnih meritev, to je vsebnosti zaostalega avstenita. V praksi pride včasih do neljubega zamešanja jekel. Z magnetno meritvijo bi lahko odkrili za-mešanje le v primeru, če bi bili kosi enako toplotno obdelani in imeli enake dimenzije. Pri takšnih pogojih bi lahko med sabo ločili jekla: č.6880 (BRW), Č.7680 (BRM-2) in Č.6882 (BRW-2) od Č.9682 (BRC-3), C.6980 (BRC) in C.9683 (BRU). Dobimo torej dve grupi jekel, ki jih z magnetno metodo lahko ločimo med sabo, ne moremo pa ločiti med sabo jekel znotraj posamezne grupe. Magnetne meritve po popuščanju Iz tabele 1 je razvidno, da so probe kaljene pri določeni temepraturi, popuščene pri treh različnih temperaturah. Na probah, ki so bile različno toplotno obdelane, smo izmerili po popuščanju trdoto, udarno upogibno žilavost in relativno vsebnost zaostalega avstenita z magnetoskopom. Magnetne meritve po popuščanju smo izvedli pri enakih pogojih kot po kaljenju. Statistična analiza porazdelitve magnetnih meritev po popuščanju je dala zanimive rezultate, ki so prikazani an slikah 15 do 20. Opazimo grupiranje magnetnih meritev po temperaturah popuščanja. To pomeni, da je za odklon pri magnetni meritvi pomembnejša temperatura popuščanja kot temperatura kaljenja. Pri višjih temperaturah ka-Ijenja in nižjih temperaturah popuščanja pokaže magnetoskop večji odklon, kar je glede na večjo vsebnost zaostalega avstenita, pri takšni toplotni obdelavi, povsem razumljivo. Kako vplivata na magnetno meritev temperatura kaljenja in popuščanja, kažejo slike od 21 do 26. Tudi na teh slikah vidimo, da so na magneto-skopu izmerjene vrednosti tem višje, čim višja je temperatura kaljenja in čim nižja je temperatura popuščanja in to pri vseh preizkušenih jeklih. S 95 do 99,9 % statistično gotovostjo lahko trdimo, da veljajo prikazane odvisnosti. Koeficient determinacije je v vseh primerih zelo visok, kar pomeni, da lahko na primer pri C.7680 (slika 25) 98 % ugotovljenih variacij magnetne meritve pripisujemo vplivu toplotne obdelave in da le ostala 2 °/o variacij magnetnih meritev ostane nepojasnjenih ter jih moramo pripisovati drugim vplivom. To je za uporabnost magnetosko-pa zelo pomembna ugotovitev, saj upoštevajoč rezultate vseh preizkušenih jekel lahko trdimo, da ima vpliv na magnetno meritev praktično le toplotna obdelava. Le 2 do 11 % variacij pri magnet- nih meritvah pripisujemo vplivu drugih faktorjev, med katerimi je verjetno najbolj pomemben faktor dimenzije. Zanima nas: ali lahko z magnetno meritvijo po popuščanju kontroliramo temperature toplotne obdelave? Iz nomogramov je razvidno, da glede na trošenje, ki nastopa pri meritvah, ne moremo kontrolirati temperatur kaljenja, lahko pa kontroliramo temperaturo popuščanja z natančnostjo 10 do 30° C, vendar le v primeru, ko delamo pri vsaki vrsti jekla le z eno šaržo in enako temperaturo kaljenja tako, da je izločen vpliv kemične sestave in temperature kaljenja. Kasneje bo vpisan še vpliv različne kemijske sestave na odklon pri magnetni meritvi. Zveza med udarno žilavostjo, trdoto in magnetno meritvijo po popuščanju V praksi je pomemben odnos žilavosti in trdote, saj hočemo večkrat vedeti, kakšna bo žilavost, če bo trdota večja in obratno. To odvisnost smo povezali še z magnetnimi meritvami, tako, da smo dobili korelacijo med žilavostjo, trdoto in magnetno meritvijo. Za jeklo C.6882 (BRW-2) in C.9683 (BRU) so ostale pri izbranem kriteriju variacije udarne upo-gibne žilavosti nepojasnjene. Pri ostalih preizkušenih jeklih se koeficient determinacije R2 giblje od 0,26 do 0,55. Pri jeklu C.6880 (BRW) in C.6980 (BRC) ni pomembne korelacije med udarno žilavostjo in magnetno meritvijo, tako da ugotovljenih 26 oziroma 34 % variacije udarne žilavosti pripisujemo trdoti. Torej smo dobili od šestih vrst jekel, ki smo jih preizkušali, le dve vrsti jekel, ki kažejo pomembno korelacijo med vsemi tremi parametri. Na sliki 27 je za jeklo C.7680 (BRM-2) v obliki nomograma prikazana zveza med magnetno meritvijo, trdoto in udarno žilavostjo po popuščanju. Koeficient determinacije je razmeroma visok, saj znaša 0,55. Udarna žilavost in trdota sta si v obratnem sorazmerju. Pri višjih odčitkih na magneto-skopu dobimo višjo udarno žilavost. Celo pri tem jeklu, ki ima najvišji koeficient determinacije, lahko ugotovimo, da z magnetno meritvijo ne moremo dovolj zanesljivo sklepati na udarno žilavost. Iz slike 27 vidimo, da se za 15 odčitanih enot na magnetoskopu žilavost spremeni za 0,3 kpm/cm2, kar je dosti manj kot so meje zanesljivosti meritev udarne žilavosti, ki znašajo v tem primeru ±0,5 kpm/cm2. Vpliv dimenzije na točnost magnetne meritve Poleg vrste jekla, kemijske sestave posamezne šarže in toplotne obdelave ima na magnetno meritev vpliv še dimenzija preizkušanca. Z namenom, da ugotovimo vpliv dimenzije na točnost magnetne meritve smo naredili poseben preizkus magnetne analize. Uporabili smo strugarske nože dimenzij 12,5 X 12,5 X 180 mm. Primerjalno tuljavo smo odčitek Slika 19 Slika 20 Statistična porazdelitev odklonov pri magnetnih meritvah Statistična porazdelitev odklonov pri magnetnih meritvah za jeklo C.7680 (BRM-2) za jeklo č.9683 (BRU) odtitek Slika 16 Statistična porazdelitev odklonov pri magnetnih meritvah po popuščanju jekla C.6980 (BRC) odčitek Slika 15 Statistična porazdelitev odklonov pri magnetnih meritvah po popuščanju za jeklo C.9682 (BRC-3) odiitek Slika 17 Statistična porazdelitev odklonov pri magnetnih meritvah za jeklo C.6882 (BRW-2) odčitek Slika 18 Statistična porazdelitev odklonov pri magnetnih meritvah ja jeklo C.6880 (BRW) '23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 odčitek *6 =f(x,,XA) R2 =0,97 R = 0,99 oL =5,1,0,1 Sy = 0,9 O C a E 7290 i 1260 | 1230 f 530 540 550 560 570 580 590 —temperatura popušč[°Cj Slika 24 Vpliv temperature kaljenja in popuščanja na magnetno meritev za jeklo č.6880 (BRW) + 1 n p- 36 »u> 34 o a 32 a 30 i. s 28 o E 26 Ol n 24 E | 22 t 20 * x6 = f(x, ,x4 ) R2= 0.89 R = 0.9 4 oC = 0,1 Sy=0.72 —i-1—:—i-1— Potopni cas : 2min. ■as popuščanje: 2x1 uro 0 1 1320 S 1290 o 1260 a 0 1 0) 530 540 550 560 570 580 590 Xi-temperatura popuščanja Slika 21 Vpliv temperature kaljenja in popuščanja na magnetno meritev za jeklo č.9682 (BRC-3) ♦ i S >8 '3 §- o. 36 34 32 30 28 26 R = 0,97 R =0 ,98 °4=0,l Sy = 0,7 —i-1- Potopni čas : 2 min. popuščanja : 2x1 uro t? o C' Jc P 3 U 1320 CJ. 1290 L
  • u 3 31 §-29 o. š27 Ž e 27 | 79 O) E 7 t 7 Vpliv *6 =f(X,,X4) R2 =0,98 ai =0,1 R =0,99 5y = 0,85 Potopni cas: 1,5min Čas popusč.:2x 7 uro 590 o. 1260 E 0J 7200 f 7770 550 560 5 70 580 temp. popuščanja [°C J Slika 25 temperature kaljenja in popuščanja na magnetno meritev za jeklo C.7680 (BRM-2) imeli prazno, za primerjavo in umerjanje pa nam je služil strugarski nož, ki mu nismo spreminjali dimenzij in je pred vsako meritvijo pokazal enak odklon na magnetoskopu. Spreminjali smo presek nožev. Rezultati dveh paralelk so na sliki 28. Sprememba dimenzije za 0,2 mm povzroči odklon na magnetoskopu za 1 enoto. Probe so lahko izdelane z natančnostjo ± 0,1 mm (tudi v obratu) in je zato vpliv dimenzije majhen glede na občutljivost aparature same in glede na veliko občutljivost te na toplotno obdelavo. To velja le za primer, če so preizkušanci fino zbrušeni na dimenzije s tolerancami pod ± 0,1 mm. *6 = f (x, ; R2= 0,96 R = 0,98 x4 -•> temperatura popuščanja [°C] Slika 26 Vpliv temperature kaljenja in ponuščanla na magnetno meritev za jeklo C.9683 (BRU) x7 =f(x5,x6; R2 =0,55 R = 0,74 06 =5,10,1 5y=0,25 15 20 25 30 xs -«- magnetna meritev Slika 27 Korelacija med udarno žilavostjo, trdoto in magnetno meritvijo za jeklo C.7680 (BRM-2) Vpliv kemijske sestave šarže na magnetno meritev Zanimalo nas je, kako vplivajo variacije kemijske sestave določenega jekla na magnetno meritev. Korelacijo smo iskali za jeklo C.7680 (BRM-2). Rezultat kaže slika 29. Pri matematično stastični analizi korelacije smo zajeli naslednje kemijske elemente: C, Si, Mn, Cr, Mo, V in W. Pri danih omejitvah in variacijah nimajo pomembnega vpliva na magnetno meritev: Mn, Cr, V in W. Ostalim trem elementom: C, Si in Mo pa lahko pripisujemo kar 95 % variacij pri magnetnih meritvah. Tako velik vpliv kemijske sestave na magnetno A/ B/ 12.0x12,0 12,2x12,2 124x12.4 12,6x12,6 12,8x12,8 presek strugarskega noža mm Slika 28 Vpliv dimenzije na magnetno meritev meritev dobimo le v primeru, da so izločeni vsi vplivi, kot npr. termična obdelava, geometrija prob itd. To praktično pomeni, da zaradi tako velikega vpliva kemijske sestave lahko imamo v primeru, da kontroliramo termično obdelavo serije izdelkov z različno kemijsko sestavo, resne probleme pri uporabi magnetoskopa. Najmočnejši vpliv od naštetih treh vplivnih kemijskih elementov ima Si. Iz nomograma na sliki 29 se vidi, da se pri spremembi silicija za 0,12 % spremeni odklon na magnetoskopu za 7 enot. Ravno takšen velikostni red sprememb na magnetoskopu pa zaznamo tudi pri variacijah termične obdelave. Ta, za praktično uporabo magnetoskopa pomemben problem, se da rešiti le tako, da izvedemo sortiranje preizkušancev po šaržah, pred magnetno meritvijo. Umerjanje magnetnih meritev z rentgensko strukturno analizo Z rentgensko strukturno analizo smo hoteli umeriti magnetne meritve na zaostali avstenit in s tem dokazati, da zavisi magnetna meritev po toplotni obdelavi, predvsem od vsebnosti zaostalega avstenita, za katerega smo dobili pri magnetnih meritvah le relativne vrednosti. Za kvantitativno določitev zaostalega avstenita smo na rentgenskem difraktometru posneli uklon-ski liniji avstenita (220) in martenzita (200), na osnovi katerih je izdelana metoda za določevanje zaostalega avstenita. Pri določevanju zaostalega avstenita v preiskovanih jeklih z visokim odstotkom karbidotvornih legirnih elementov nastopajo določene težave, ki močno zmanjšajo možnost določitve prave vsebnosti zaostalega avstenita. Poleg standardnih napak so se pojavile še napake zaradi delne koinci-dence karbidnih in martenzitnih oz. avstenitnih uklonskih linij ter visokega odstotka karbidne x„ =f(x,,x2.x3.xi ,x5 ,x6.x7 ) R = 0,97 R2 = 0,95 n = 50 Sy = 0.34 U = 5 5 šarž x„ ±0.67 i/) 46« D 167 -g §- a o a 66 65 64 u. a, E o +63 £ eppoMarHHTHbix MarepHaAOB; TaioKe AAa KOHTpOAba TepM0-06pa60TKH H AAH o6Hapy>KHBaHHH nopOKOB Ha nOBepXHOCTH H3AeAHH. B CTaTBe onncaHbi HCCAeAOBaHHa o npHMeHHMocra MarHHTHora anaAloa npH npoBepKH TBepAocTH h TenAOBoli o6pa6oTKH Cbicrpo-peacYmeft ciaAH. Aah o6pa6oTKH AaHHtix noAyneHHx npa H3Mepe- HHax h HccAeAOBaHHH ynoTpe6HAii MaTeMaTimeKO-CTaTiMecKuii koh- TpOAb H 3ACKTPOHHLIH CMCfHHK. B CAyMaro, KorAa XHMiniecKHH coCTaB H pa3Mepbi npo0Hbix o6pa3-ilob nOCTOSHHble, MOiKHO C MarHHTHblM aHaAH30M 3aCAeAHTb Ka>kaoc H3MeHeHHe coAepacaHiia saocTaTO^nora aycTeHHTa b Gi.rcTpopoKvuteH CTaAH. VcTaHOBHAH BbICOKyiO KOppeAaUHOHHyiO CBH3b MeJKAV MarHHTHblM H3MepeHHeM H TBepAOCTbio -MaTcpiiHAa nocAe OTnycKa. Božidar Brudar, dipl. inž. Železarna Jesenice DK: 519 ASM/SLA: U4j Preverjanje statističnih hipotez s pomočjo operacijskih karakteristik V članku je opisano, kako po predhodni izbiri dopustnih verjetnosti za napako prvega in drugega reda določimo velikost vzorca s pomočjo operacijskih karakteristik (OC curve — operating charac-teristic curve). Kot primer je navedeno preskušanje hipoteze li = [i0v primeru, ko sta standardni deviaciji obeh distribucij znani in enaki. VZOREC IN POPULACIJA Pri raziskovalnem delu pogosto skušamo priti do informacij o večji množici podatkov ene vrste (populacija) tako, da analiziramo manjši vzorec. Pri tem pa navadno ne moremo najti točne vrednosti parametra, ki je karakterističen za celo populacijo. Najdemo le interval, v katerem lahko z neko določeno verjetnostjo pričakujemo vrednost parametra. Zaradi lažjega razumevanja si mislimo populacijo A sestavljeno iz velike množice vrednosti, ki so porazdeljene okrog srednje vrednosti pA s standardno deviacijo trA. Vzemimo iz te populacije slučaj nostni vzorec n vrednosti in izračunaj mo aritmetično srednjo vrednost vzorca Xn(1). Ponovimo tak poskus in spet povsem slučajno izberimo n vrednosti! Srednja vrednost novega vzorca bo na primer Xn(7). Če tak poskus večkrat ponovimo, dobimo množico srednjih vrednosti vzorcev Xn(l), Xn<2),..., za katere velja, da se porazdeljujejo po normalni distribuciji s srednjo vrednostjo, ki je aA enaka p.A in standardno deviacijo~^z. Tri take V n distribucije z različnimi n so narisane na sliki 1. Očitno je, da so aritmetične srednje vrednosti večjih vzorcev porazdeljene v ožjem pasu okrog vrednosti p,A. Na podoben način bi lahko prišli tudi do zaključkov o vrednosti drugih parametrov. Tako bi lahko ocenili standardno deviacijo crA iz vrednosti standardnega odklona v vzorcu. Kadar želimo primerjati karakteristični vrednosti dveh populacij, si tudi pomagamo z manjšimi vzorci. Ko se predhodno odločimo za dopustno napako prve in druge vrste, si velikost vzorca izberemo s pomočjo familije operacijskih karakteristik. NAPAKE PRVE IN DRUGE VRSTE PRI TESTIRANJU HIPOTEZ Pri primerjanju karakterističnih vrednosti dveh populacij lahko neko v naprej postavljeno trditev zavržemo ali pa sprejmemo. Oglejmo si, na primer, kako postopamo pri preverjanju hipoteze, da je (iB = p.A, pri pogoju, da je ffB = KH0CTb 0AHHaK0B0ra pe3yAbTaTa npn HeSoAbinoM KOAHMecTBe o6pa3ijoB (5) H np« H3MepeHmi KOAmecTBa 100 o0pa3poB. B nepBOM CAy>iae MorAH 6bi BocnpHHHTb rnnoTe.3y p = p0; bo btopom CAyiae onpoBeprHyTb, b cAyyae ecAH 6bi npa-AepJKHBaAHCb onncaHHbix npaBHA. Odgovorni urednik: Jože Arh, dipl. inž. — Člani Jože Rodič, dipl. inž., Janez Barborič, dipl. inž., Aleksander Kveder, dipl. inž., Edo Žagar, tehnični urednik. Naslov uredništva: ZPSŽ — Železarna Jesenice, 64270 Jesenice, tel. št. 81-231 int. 385 — Tisk: CP »Gorenjski tisk«, Kranj