ZBORNI K VSEBINA Stran Smajič Ni jaz — Metalurški inštitut Ljubljana POMEN IN MOŽNOSTI NEPOSREDNE REDUKCIJE ZELENIH PELETOV......129 Zalar Bogdan — Metalurški inštitut Ljubljana APLIKACIJA ZAKONITOSTI ODŽVEPLANJA V PROCESE UTRJEVANJA PELET IZ PIRIT-NIH OGORKOV.............147 Prešeren Vasilij — Metalurški inštitut Ljubljana Alenka Rodič — Železarna Ravne PREIZKUŠANJE NOVE SINTETIČNE ŽLINDRE ZA RAFINACIJO V ELEKTRIČNI OB-LOCNI PECI..............155 Vodopivec F. B. Ralič — Metalurški inštitut Ljubljana MIKROSTRUKTURNA DOGAJANJA MED ŽAR-JENJEM JEKLA Z 0,035 % C IN 1,96 °/o Si V TEMPERATURNEM INTERVALU 680° C DO 915" C.................165 Uranc Franc — Železarna Ravne OBRABA RUDARSKIH NAPRAV IN ORODIJ ZA HLADNO OBLIKOVANJE JEKLA ... 171 Souvent Peter — Rudnik in topilnica svinca Mežica TOPILNICA SVINCA RUDNIKA MEŽICA IN ZAŠČITA OKOLJA ...........179 Tehnične novice Rodič Jože — Železarna Ravne NOVO ORODNO JEKLO OA 2 V PROIZVOD- NEM PROGRAMU ŽELEZARNE RAVNE 185 LETO 8 ST. 3 1974 ŽEZB BQ 8 (3) 129-192 (1974) IZDAJAJ0 2ELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INSTITUT VSEBINA Pomen in možnosti neposredne redukcije zelenih peletov DK: 669.046.464 ASM/SLA: D8j, 6—67 Zalar Bogdan ŽEZB 8 (3) s 147—153 Aplikacija zakonitosti odžveplanja v procesu utrjevanja pelet iz piritnih ogorkov DK: 669.162:662.788 ASM/SLA: B16b Prešeren Vasilij, A. Rodič ŽEZB 8 (3) s 155—163 Preizkušanje nove sintetične žlindre za rafinacijo v električni obločni peči DK: 669.187.28 ASM/SLA: D5d Vodopivec Franc, B. Ralič ŽEZB 8 (3) s 165—169 Mikrostruktura dogajanja med žarjenjem jekla z 8,035 % C in l,96°/o Si v temperaturnem intervalu 680° C do 915« C DK: 669—151.63:539 ASM/SLA: 123 s, M 27 Uranc Franc ŽEZB 8 (3) s 171—178 Obraba rudarskih naprav in orodij za hladno oblikovanje jekla. DK: 069.14.018.256:669.15-196 ASM/SLA: TS, CIq, Q9 Souvent Peter ŽEZB 8 (3) s 179—184 Topilnica svinca Rudnika Mežica in zaščita okolja DK: 669.431-, 628.5 ASM/SLA: Pb, A 8a Tehnične novice Rodič Jože ŽEZB 8 (3) s 185—192 Novo orodno jeklo OA 2 v proizvodnem programu Železarne Ravne INHALT Bedeutung und Moglichkeit der indirekten Reduk-tion der »griinen« Pellets DK: 669.046.464 ASM/SLA: D8j, 6—67 Zalar Bogdan ŽEZB 8 (3) s 147—153 Applikation der Entschvveffelungsgesetzmassig-keiten auf die Pelletsverfestigungsprozesse aus Pyritasche DK: 669.162:662.788 ASM/SLA: B16b Prešeren Vasilij, A. Rodič ŽEZB 8 (3) s 155—163 Versuche mit einer neuen synthetischen Schlacke fiir die Rafination im elektrischen Lichtbogenofen DK: 669.187.28 ASM/SLA: D5d Vodopivec Franc, B. Ralič ŽEZB 8 (3) s 165—169 Mikrostrukturelle Vorgange vvahrend des Gliihens eines Stahles mit 0,035 % C und 1,96 % Si im Tem-peraturbereich von 680° C bis 915° C DK: 669—151.63:539 ASM/SLA: 123 s, M 27 Uranc Franc ŽEZB 8 (3) s 171—178 Abriebfestigkeit der Bergmanischen Anlagen und Werkzeuge fiir die Kaltumformung der Stahle DK: 069.14.018.256:669.15-196 ASM/SLA: TS, CIq, Q9 Souvent Peter ŽEZB 8 (3) s 179—184 Bleihiitte des Bergvverkes Mežica und Umwelts-schutz DK: 669.431,628.5 ASM/SLA: Pb, A 8 a Tehnične novice Rodič Jože ŽEZB 8 (3) s 185—-192 Ein neuer Werkzeugstahl OA 2 im Produktionspro-gramm des Hiittenwerkes Ravne CONTENTS Importance and possibilities of direct reduction of green pellets DK: 669.046.464 ASM/SLA: D8j, 6—67 Zalar Bogdan ŽEZB 8 (3) s 147—153 Application of desulphurisation principles into the processes of hardening pellets of pyrite calcine DK: 669.162:662.788 ASM/SLA: B16b Prešeren Vasilij, A. Rodič ŽEZB 8 (3) s 155—163 Testing the new synthetic slag for refining in the electric are furnace DK: 669.187.28 ASM/SLA: D5d Vodopivec Franc, B. Ralič ŽEZB 8 (3) s 165—169 Microstructure changes during annealing steel vvith 0.035 % C and 1,96 % Si in the temperature range 680° C to 915° C DK: 669—151.63:539 ASM/SLA: 123 s, M 27 Uranc Franc ŽEZB 8 (3) s 171—178 Wear of mining tools and tools for eold working of steel DK: 069.14.018.256:669.15-196 ASM/SLA: TS, CIq, Q9 Souvent Peter ŽEZB 8 (3) s 179—184 Lead smelter of Mežica mine and the environmen-tal control DK: 669.431,628.5 ASM/SLA: Pb, A 8 a Tehnične novice Rodič Jože ŽEZB 8 (3) s 185—192 The New Tool Steel OA2 in the Production Pro-gramm of the Iron and Steel Works Ravne COAEP5KAHHE 3hanehhe h bo3mo>khocth henocpe/vctbehhoh pe-AVKIJHH CtlpbIX OKaTblllieft. DK: 669.046.464 ASM/SLA: D8j, 6—67 Zalar Bogdan ŽEZB 8 (3) s 147—153 IIpHMeHeHHe 3aK0H0MepH0CTH AecYAw})\pauHn np:i npoqecce OKOMKOBaHHfl OKaTtimett H3 irapHTHbix orapKOB. DK: 669.162:662.788 ASM/SLA: B16b Prešeren Vasilij, A. Rodič ŽEZB 8 (3) s 155—163 HccAeAOBaHae HOBora cHHTeTHnecKora iuAana aah pacj)HHHpOBaHHfl B 3AeKTpOAyrOBOH neiH. DK: 669.187.28 ASM/SLA: D5d Vodopivec Franc, B. Ralič ŽEZB 8 (3) s 165—169 MHKpocKonimecKHe npoHcmecTBHH bo npevisi ot->KHra CTaAH c coAep>KaHHeM 0.035 % C h 1.96 % Si npn TeMnepaxypHOM HHTepBaAe Me>KAY 680—950° It. DK: 669—151.63:539 ASM/SLA: 123 s, M 27 Uranc Franc ZEZB 8 (3) s 171—178 H3HOC PYAHHHKHX O0OpYAtIBaHHH H HHCTpYMeHTOB AAH XOAOAHOii ih 3aboa pyahhka Mežica h aaiutiTa OKpy>KaK)meft cpeAbi. DK: 669.431,628.5 ASM/SLA: Pb, A 8 a Tehnične novice Rodič Jože ZEZB 8 (3) s 185—192 Hobsh hhctpymehtaabhah ctaab oa2 b npoH3-BOACTBeHHOH nporpaMMe MeTaAAYprHnecKora 3a-BOAa PaBHe. ZELEZARSKI ZBORNIK IZDAJAJO ŽELEZARNE JESENICE, RAVNE, ŠTORE IN METALURŠKI INŠTITUT LETO 8 LJUBLJANA SEPTEMBER 1974/3 Pomen in možnosti »* ASM/SLA: D 8 j, 6-67 neposredne redukcije »zelenih« pele tov Nijaz Smajič Izvedeni laboratorijski poskusi redukcije »zelenih« peletov potrjujejo, da na ta način lahko izdelamo dobro reducirane pelete zadostne trdnosti, ki so primerni tako za elektro-obločno jeklarsko peč kot za plavž■ Optimalni postopek sestavljajo tri jaze: 1. Hitro segrevanje do 700° C 2. Redukcija med 700—1000°, oz. pri 10000 C — 60 minut 3. Sintranje pri 1200—1300° C približno 20—40 minut, pri katerem se med sveže reduciranimi Fe delci tvori trdna kovinska vez Fe-Fe. Sintranje oksidnih zrn je škodljivo in ga zato moramo preprečiti. Vezava s tekočo fazo je prav tako škodljiva, ker povzroča slabšo trdnost in v primeru fajalita slabšo reduktivnost. Mehanizem tvorbe kovinske vezi Fe-Fe je difuzijskega tipa. 1. UVOD Stalni napori metalurgov, usmerjeni na znižanje specifične porabe dragega in deficitarnega koksa ter na povečanje storilnosti plavžev, so privedli do spektakularnih rezultatov. Za končni uspeh sta bila odločilnega pomena predvsem dva ukrepa, in sicer prehod s klasiranega rudnega vsipa na aglomerat (sinter, oz. pelete) in oboga-tenje rudnega vsipa, tj. povečanje vsebnosti Fe v vsipu do skrajnih možnosti. Prednosti uporabe aglomerata so danes nesporne in tudi dilema sinter ali peleti praktično ne obstaja več. V ZDA so že od samega začetka dajali prednost peletom, medtem ko so v Evropi mnenja že dalj časa deljena, čeprav se v zadnjem času večina čedalje bolj odloča v prid peletov. V primerjavi s sintrom Nijaz Smajič je doktor tehniških znanosti ter samostojni raziskovalec na Metalurškem inštitutu v Ljubljani imajo peleti namreč veliko bolj enakomerno kemično sestavo in zrnatost — dve bistveni prednosti, ki sta odločilnega pomena za bolj enakomerno in bolj tekoče obratovanje plavža in s tem seveda za večjo storilnost. Zaradi večje poroznosti sintra je bila večina mnenja, da je sinter bolj re-duktiven od peletov, vendar so že poskusi K. Me-yerja1 leta 1962 pokazali, da je sinter dejansko manj reduktiven kot peleti, predvsem zaradi vsebnosti težko reduktivnega FeO in fajalita. Z ozirom, da je trdnost tako sintra kot peletov v največji merni določena s količino tekoče faze (tj. z vsebnostjo Si02, ki z Fe oksidi tvori razmeroma lahko taljive silikate), je skrajna meja obogatenja Fe koncentrata določena z zahtevo, da koncentrat vsebuje vsaj 3—4 % Si02, kar še omogoča dosego zadostne trdnosti izdelanih peletov, oz. sintra. S tem so bile dosežene skrajne meje oplemenitenja plavžnega vsipa, vendar je bilo to mnenje kmalu zavrženo. Jasno je namreč, da lahko kisik smatramo kot jalovino in je torej možno nadaljnje oplemenitenje s predredukcijo. Teoretičnim analizam vpliva predreduciranih peletov na obratovanje plavža, opravljene so bile leta 1965 na IRSID2, so kmalu sledili prvi poskusi3-4 v industrijskem merilu. Tako so z uporabo SL peletov4 (89,5 % Fe in 3,95 % Si02) dosegli povečanje kapacitete plavža za 75,1 % ob istočasnem znižanju specifične porabe koksa za 46,6 %. Tako spekta-kularni rezultati dokazujejo, da je uvedba pred-reduciranega vsipa najbolj učinkovit izmed vseh dosedanjih ukrepov za izboljšanje učinkovitosti plavža5. Na ta način smo se približali skrajni meji oplemenitenja rudnega vsipa. Ker je trdnost predreduciranih peletov odvisna od vsebnosti tekoče silikatne faze, tj. vsebnosti Si02 tako kot v primeru klasičnih nereduciranih peletov, oz. sintra, to mejo lahko premaknemo navzgor le v primeru, če se pokaže, da je možno izdelati predreducirane pelete zadostne trdnosti brez Si02. Vezavo s tekočo fazo je morda možno nadomestiti z oksidno ali kovinsko vezavo, ki nastane med sintranjem oksidnih, oz. kovinskih delcev. Zato smo skušali odgovoriti na danes izredno aktualno vprašanje: ali je možno izdelati predreducirane pelete zadostne trdnosti brez Si02, in sicer z neposredno redukcijo »zelenih« peletov, in kakšen je mehanizem vezave v tem primeru? 2. MEHANIZEM VEZAVE IN TRDNOST PELETOV Potek sintranja rudnih delcev in mehanizem vezave, ki pri tem nastopa, najlažje raziskujemo na peletih. Porušna trdnost peletov namreč neposredno odraža trdnost in število nastalih vezi med posameznimi rudnimi ali kovinskimi delci. Teoretično imamo dva osnovna tipa vezave, in sicer: 1. vezavo s trdno fazo in 2. vezavo s tekočo fazo. Pri sintranju na sinternih napravah kakor tudi pri toplotnem utrjevanju peletov pod vplivom razmeroma visoke temperature poteka fizikalno-kemični proces, ki ga imenujemo sintranje. Teoretično, sintranje lahko definiramo kot proces, pri katerem se prah, sestavljen iz drobnih kristalnih zrn, transformira v en sam veliki mono-kristal. Nujen predpogoj za sintranje dveh rudnih delcev je medsebojni kontakt, tj. stična površina. Osnovna gibalna sila sintranja je zraščenje posameznih zrn in krčenje por, kar zmanjšuje celotno površino in s tem tudi celotno površinsko energijo. Pod vplivom površinske napetosti se pri višji temperaturi, ko oslabijo medatomne privlačne sile, začne gibanje atomov, oz. ionov v kristalni mreži. Gibanje, pri katerem je premik večji od medatomne razdalje, imenujemo difuzija. V splošnem imamo štiri različne možnosti gibanja atomov. 1. Gibanje atomov v mejah medatomnih razdalj V to skupino sodijo rekristalizacija, deformacija kristalne mreže ter naraščanje kali oz., rast kristalnih zrn. 2. Difuzija Difundirajo lahko lastni atomi, npr. v kristalni mreži monokomponentnega sistema (npr. čista kovina), kjer je kristalna mreža sestavljena od atomov iste vrste. To je t. im. samodifuzija. Difuzija lahko poteka v notranjosti kristala, po notranjih površinah oz., kristalnih mejah ter po prosti zunanji površini. 3. Plastični tok materiala Ta vrsta gibanja nastopa pri zadosti veliki mehanski napetosti, ko se ustvarjajo različni defekti kristalne mreže, ki so zaradi nakopičene in lokali-zirane energije zelo ugodni za nastanek kristalnih kali. Pri tej vrsti gibanja se relativna lega posameznih atomov, oz. ionov znotraj gibajoče se snovi ne spreminja. 4. Viskozni tok imenujemo gibanje večjih skupin atomov, znotraj katerih se spreminja tudi relativna lega posameznih atomov. Viskozni tok je tipičen za tekočine ter za nekristalinske trdne snovi v steklastem stanju. Vezava s tekočo fazo nastopa kot posledica viskoznega toka žlindrine faze, vezava s trdno fazo pa predvsem kot posledica difuzije in rekristali-zacije. Z ozirom, da pri sintranju mehanskih napetosti praktično ni, lahko računamo le na tri možne mehanizme, tako da imamo le tri osnovne teorije sintranja: 1. Difuzijska teorija 2. Rekristalizacijska teorija 3. Viskozna teorija Potemtakem imamo le dve možni vezavi, tj. vezavo s trdno fazo, pri kateri je mehanizem vezave rekristalizacijskega ali/in difuzij skega tipa, ter vezavo s tekočo fazo, kar ustreza viskoznemu toku materiala. 2.1. Rekristalizacijski mehanizem vezave Po rekristalizacijski teoriji6 je osnovni vzrok trdne vezave pri sintranju rekristalizacija. Teorija predpostavlja, da so najbolj ugodni pogoji za nastanek kali na kontaktnih površinah posameznih delcev. Pri tem je bistvenega pomena koncentracija remanentnih elastičnih napetosti v točkah dotika kristalnih zrn, kar pride do izraza posebno pri briketiranju. Kali nastanejo na razmeroma nizki temperaturi, približno pri 300° K, tj. že na sobni temperaturi. Ker je gibljivost atomov pri tako nizkih temperaturah zelo omejena, nastale kali naraščajo šele pri višjih temperaturah, ko se začne rekristalizacija. Pri nižjih temperaturah prevladuje površinska difuzija in zato kali v začetku naraščajo predvsem v smeri tangencialno na kontaktno površino. Šele pri višjih temperaturah, ko se začne volumska difuzija, se kali razraščajo v notranjost zrn. Po tem mehanizmu je velikost rekristaliziranih zrn odvisna od velikosti prašnih delcev, saj je število kali odvisno od velikosti prašnih zrn. Cim večja bodo zrna prahu, tem manjše bo število kali in toliko večja bodo torej rekristalizi-rana zrna. Cim bolj neenakomerna je velikost zrn in čim manjša so prašna zrna, tem večje je število kali, oz. število nastalih trdnih vezi na mestih kontakta. Zanimivo je, da je zelena trdnost peletov večja pri finozrnatih koncentratih, kar se torej ujema s predvidevanji rekristalizacijske teorije. Prav tako je trdnost utrjenih peletov odvisna od zrna-tosti mešanice za peletiziranje. Znana raziskovalca Tigershioeld7 in Joseph8, ki sta utemeljila teoretske osnove peletizacije, sta zagovarjala stališče, da je trdnost utrjenih peletov posledica t. im. nastanka »oksidnih« vezi, tj. posledica oksidacije magneti ta v hematit in spremljajoče rekristaliza-cije. Trdnost »zelenih« peletov pa Tigershioeld in limoni9 pravilno pripisujeta kapilarnim silam v porah. V novejšem času pa posebno ruski raziskovalci (Jusfin10'11'12, Njekrasov13, in dr.) ugovarjajo, češ da dejansko ni odvisnosti med rekristali-zacijo in stopnjo oksidacije ter porušno trdnostjo peletov. Po njihovem mnenju je odločilnega pomena za trdnost peletov vezava s tekočo fazo, tj. z nastalo žlindro, ki se strdi in tako poveže rudne delce v kompaktno maso, kar pomeni, da je operativen viskozni mehanizem vezave. Nesporno je, da je viskozni mehanizem vezave in torej vezava s tekočo fazo odločilna za trdnost sintra, kjer so temperature sintranja višje, vsebnost Si02 in drugih mineralnih komponent jalovine večja kot pri peletih, ki jih običajno izdelujemo iz zelo bogatih Fe koncentratov. Pri peletih pa so pogoji drugačni in zato tudi še danes ni jasno, če prevladuje rekri-stalizacijski ali viskozni mehanizem vezave. 2.2. Viskozni mehanizem vezave Viskozni mehanizem vezave je omejen samo na sisteme, v katerih nastopa tekoča faza. Hitrost viskoznega toka je premo sorazmerna z velikostjo mehanske napetosti pri konstantni temperaturi. Potrebno napetost imamo pri sintranju v obliki površinske napetosti in je na ta način tendenca k znižanju površinske napetosti sistema gibalna sila sintranja. Bistvena razlika med viskoznim in difuzijskem mehanizmom je torej le v tem, da je v slednjem gibalna sila reakcije gradient koncentracije, torej razlika v kemični sestavi, v primeru monokomponentnega sistema pa gre za gradient koncentracije točkastih defektov kristalne mreže, oz. praznin v kristalni mreži. Najprej se na kontaktnih površinah posameznih zrn ustvarijo t. im. »zvari« med sosednimi zrni. »Zvari« počasi naraščajo, pore med posameznimi delci se zaradi tega krčijo in sferoidizirajo, kar znižuje površinsko energijo sistema. Po Fren-kelu15 viskozni mehanizem deluje lahko tudi pri kristalnih snoveh in ne le pri nekristalnih steklastih materijah. Pogoj za to pa je zadosti visoka temperatura. To pomeni, da viskozna vez lahko nastane tudi pri sintranju čistih kovin, npr. pri sintranju sveže reduciranih delcev železa. Shaler14 je eksperimentalno dokazal to predpostavko s poskusi sintranja sferičnih Cu zrn. Po viskozni teoriji polmer »zvara« pri izotermnem sintranju sferičnih zrn polmera r narašča s časom t in površinsko napetostjo, medtem ko ima viskoznost zaviralni učinek na hitrost sintranja. Izpeljana je tudi teoretska odvisnost v obliki: Pri tem je: x — polmer »zvara« r — radij zrna Y — površinska napetost t — čas sintranja in ■q — koeficient viskoznosti staljene, oz. testaste faze. Za izotermno sintranje velja torej zgornja enačba, v kateri lahko konstantne faktorje združimo v konstanto Ki in tako enačba (1) dobi obliko: x2 = Ki t (2) oziroma: x = K2. t* (3) 2.3. Difuzijski mehanizem vezave Kuczynski16 je najprej teoretično obdelal različne mehanizme vezave in je uspel izpeljati teoretično enačbo za difuzijski mehanizem. Za volumsko difuzijo avtor navaja, da pri izotermnem sintranju velja enačba: x5 = K . t (4) Konstanta K zajema konstantne faktorje, kot so medatomna razdalja v kristalni mreži, atomni volumen, koeficient difuzije D, površinska napetost, Boltzmannova konstanta in absolutna temperatura T. Za različne temperature so tudi vrednosti konstante K različne, eksponent pa se ne spreminja in je odvisen le od vrste difuzije, tj. za volumsko difuzijo ima vrednost 5 in za površinsko difuzijo vrednost 7. X5=Kt Slika 1 Model difuzijske teorije sintranja Model viskozne teorije sintranja Avtor je eksperimentalno dokazal16, da je mehanizem vezave pri sintranju Cu žic difuzijskega tipa. Na osnovi tega avtor sklepa, da je v mono-komponentnih sistemih (čiste kovine) mehanizem vezave brez dvoma difuzijske narave in je potemtakem odločilnega pomena samodifuzija. Zaradi površinskih napetosti se po tej teoriji neposredno pod konveksno površino vzpostavi primanjkljaj, pod konkavno površino pa prebitek praznin v kristalni mreži. Kot posledica tako nastalih razlik v koncentraciji napak kristalne mreže nastopa samodifuzija. Na si. 1 vidimo model difuzijske teorije in na si. 2 Frenklov model viskozne teorije sintranja. 2.4. Vloga in pomen tekoče faze Vezava s tekočo fazo, ki po ohladitvi otrdi v steklasto maso, ki trdno povezuje rudne delce, ima pri sintranju in tudi pri toplotnem utrjevanju peletov brez dvoma posebno velik pomen. Vloga tekoče faze je bistveno večja pri sintru kot pri peletih z ozirom na to, da sintrna mešanica vsebuje več jalovih komponent. Sinter vsebuje tudi FeO, ki s CaO in Si02 tvori lahko taljive spojine, kot so Ca-feriti in Fe silikati. Fajalit 2FeO. Si02 se tali že pod 1200° C in je v kislih rudah brez dvoma prvotno nastala tekoča faza sestavljena predvsem iz fajalita. Izmed Ca-feritov, ki nastopajo pri bazičnih mešanicah in lokalno pri samohodnih sintrih, ima najnižje tališče monokalcijev ferit, ki se tali že pri 1190°. Na sliki 3 vidimo vse možne Ca-ferite v ternar-nem sistemu CaO — FeO — Fe20,, medtem ko si. 4 CaO Slika 3 Ca-feriti v sistemu CaO-FeO-Fe2Oj (ut.V.) Slika 4 Fazni diagram CaO-FejOj kaže binarni fazni diagram CaO — Fe203. Kot lahko vidimo, raztaplja monokalcijev ferit Fe okside, pri tem tališče tekoče faze narašča, rudna zrna se raztapljajo v talini ter nastopa pojav, podoben varjenju. Pri ohlajanju se iz tekoče faze izločajo prebitni kristali magnetita, ker pada topnost Fe v talini. Podobni procesi potekajo v primerih, ko je prva tekoča faza sestavljena iz fajalita. Prav tako nastanejo veliko bolj kompleksne spojine, sestavljene iz različnih metasilikatov. Tako nastopajo še fero-silikat FeO . Si02, hedenbergit CaO . FeO . 2 Si02 in cela vrsta kompleksnih metasilikatov v sistemu CaO . Si02 — FeO . Si02. Zaradi zelo dobre omočljivosti nastanejo tekoči »filmi« okrog posameznih rudnih zrn, ki se raztapljajo v tej talini in so po ohladitvi oksidna rudna zrna trdno povezana v steklasti osnovni masi. Pri nereduciranih peletih je pomen tekoče faze za vezavo in trdnost peletov bistveno manjši, ker ne vsebuje FeO in vsaj v novejšem času vsebuje le minimalne količine Si02, oz. jalovine. Zaradi omenjene dobre omočljivosti nastala talina zalije pore in tako onemogoči dostop reducetnemu plinu v notranjost peleta. Pri tem moramo upoštevati, da je fajalit zelo težko reduktiven, medtem ko je reduktivnost Ca-feritov zelo dobra, kar pomeni, da je vezava s fajalitom, oz. silikatno fazo s stališča reduktivnosti neugodna. V jašku plavža ni mogoče reducirati Fe iz Fe silikatov, zato pade stopnja indirektne redukcije, razmerje C0/C02 naraste in tako naraste tudi poraba koksa. Po drugi strani pa zaradi dobre reduktivnosti Ca-feritov reducentni plini razkrajajo »zvare« med posameznimi zrni že v jašku plavža, kar ima za posledico dezintegracijo peletov med redukcijo v jašku. Pretok plinov v jašku je s tem otežkočen, ker naraste delež fine frakcije in tako zopet naraste poraba koksa. Kot smo že omenili, so ruski avtorji10'1112.13 vendar mnenja, da je trdnost peletov odvisna predvsem od vsebnosti tekoče faze. Tako na si. 5 vidimo, da trdnost peletov narašča s temperaturo toplotnega utrjevanja bistveno hitrejše kot narašča velikost kristalnega zrna med rekristaliza-cijo12. Slika 6 pa podaja odvisnost trdnosti peletov od vsebnosti Si02 v peletni mešanici, in sicer za temperature, pri katerih nesporno eksistira tekoča silikatna faza. Če te ugotovitve držijo, potem je nadaljnje oplemenitenje plavžnega vsipa, tj. povečanje koncentracije Fe možno le s predredukcijo, ker je za zahtevano trdnost nujna določena vsebnost Si02, ki mora zagotoviti zadostno količino tekoče faze. Ta minimalna, vendar nujno potrebna količina žlindre pa seveda zmanjšuje reduktivnost peletov, dodatno pa je za redukcijo Fe iz Fe silikatov potrebna povečana količina koksa in smo tako prisiljeni na kompromis med zahtevano trdnostjo in dobro reduktivnost j o, oz. čim nižjo specifično porabo koksa. 1100 /(v b -s- V/////z v/////, vJ^m -a V\V\\\V 1150 Tabela 1 — Vpliv predredukcije na ceno grodlja 22 i#r g o 1200 1250 Temperatura (°C) 1300 ,, . ,„... Oksidni Vsip (%) peleti 62,8 0/0 Fe Kombinirani vsip: 60/40 Reducirani peleti 82 °/o Fe Oksidni peleti 100 % 60 % Reducirani peleti 0 40 % 100 % Stroški na tono grodlja Prihranek 36,54 $ 0 35,38 $ 1,16$ 34,60 $ 1,94$ Slika 5 Različna odvisnost trdnosti in velikosti kristalnega zrna od temperature'1 peletov v vsipu plavža z naraščajočim deležem peletov v vsipu pade razmerje C0/C02, kot kaže krivulja a na si. 8, medtem ko z naraščajočo stopnjo predredukcije (krivulja b) razmerje C0/C02 Slika 6 Vpliv vsebnosti SiOz na trdnost peletov12 3. PREDREDUCIRANI PELETI Industrijski poskusi z uporabo predreducira-nih peletov v plavžu, o katerih poročajo Peart in Pearce3, WoolP, Mihaljevič17 s sodelavci in dr., so nesporno dokazali izredno ugoden učinek pred-reduciranega vsipa na osnovne proizvodne parametre plavža, predvsem pa na produktivnost in porabo koksa. Analiza proizvodnih stroškov pri uporabi predreduciranih peletov v vsipu v primerjavi z uporabo vsipa, sestavljenega 100 % iz navadnih, torej oksidnih peletov, ki jo je opravil Bernstein17 s sodelavci, kaže, da se stroški po toni grodlja zmanjšajo za 1,94 dolarja, kot kaže tabela 1. Po rezultatih industrijskih poskusov Woolfa4 z uporabo SL peletov lahko dosežemo povečanje proizvodnje plavža za 75 % pri istočasnem znižanju specifične porabe koksa za 45 %. Slika 7 kaže odvisnost med stopnjo predredukcije in znižanjem porabe koksa, oz. storilnostjo plavža po rezultatih Woolfa. Zanimivo je, da pri uporabi nereduciranih 3,0 § ■v. 8 90 %) ali pa pri 1300° C in stopnji redukcije od vsaj 65 %. To pomeni, da so temperature pod 1200° C neustrezne za redukcijsko utrjevanje, ker je dosežena trdnost peletov premajhna. Negativen učinek jalovine, oz. 5 % dodatka Si02 kaže slika 21. Iz slike vidimo, da je reduktivnost peletov A (čisti Slika 18 Stopnja redukcije v odvisnosti od časa in temperature 40 50 60 70 R(%) Slika 19 Trdnost peletov narašča s temperaturo in stopnjo redukcije Fe203 brez dodatka) pri 1300° C bistveno večja kot pri peletih B, ki so bili izdelani z dodatkom 5 % Si02. Ta pojav je brez dvoma v zvezi z nastankom tekoče faze sestavljene od Fe-silikatov, kar je posebnega pomena v redukcijskih pogojih, ko se Si02 v stiku z vustitom tali in tvori fajalit 2 FeO . Si02 že pri temperaturah pod 1200° C. Te- koča faza zalije pore, prepreči dostop reducent-nega plina v notranjost peleta in zato jedro peleta ostane praktično nereducirano. Podobnega učinka pri peletih C (z dodatkom 5 % CaO) nismo opazili, kar pomeni, da so Ca-feriti razmeroma dobro re-duktivni in zato ne otežkočajo redukcije. Rezultate podajamo tudi v obliki tabele 4. Tabela 4 — Stopnja redukcije (%) v odvisnosti od časa in temperature 1000° C 1100° C 1200" C 1300° C Peleti-- 20' 40' 60' 20' 40' 60' 20' 40' 60' 20' 40' 60' A 51,5 86,8 95,1 51,7 86 94,8 52,1 84,8 93,7 52,8 83,1 91,5 B 52,1 84,2 94,2 52,4 85,8 92,3 51,2 80,2 89,3 48,1 78 87,4 C 52,8 86,7 95,6 52,1 86,8 95,1 52,0 85,1 93,8 52,9 84,7 92,3 Trdnost istih peletov (v kp) kaže tabela 5. Navedene vrednosti so srednje vrednosti treh meritev. Porušene pelete smo nato zdrobili in dali v kemično analizo, na osnovi katere smo izračunali doseženo stopnjo redukcije, ki jo navajamo v tabeli 4. Tabela 5 — Trdnosti (kp) peletov v odvisnosti od temperature in časa redukcije 1000° C 1100° C 1200° C 1300° C Peleti -------- 20' 40' 60' 20' 40' 60' 20' 40' 60' 20' 40" 60' A 19 27 30,2 24 36 43 53 73,5 81,7 70 94 96 B 18 28 31 23 37 41 59 64 67 96 83 78 C 24 33 38 26 35 44 54 72 82 73 97 102 5.3. Rezultati serije Ril. Z namenom, da preprečimo sintranje oksidnih zrn med segrevanjem v dušikovi atmosferi na temperaturo redukcije (postopek RI), smo v seriji R II uvajali vodik že med segrevanjem na 700° C. Pod predpostavko, da sintranje hematita na temperaturah do 700° C praktično ne poteka, lahko ga torej popolnoma zanemarimo, bi moralo imeti uvajanje vodika že od 700° C naprej pozitiven učinek tako na reduktivnost kot na trdnost. S tem namreč preprečimo tvorbo oksidnih, oz. rekristalizacij-skih vezi na stičnih točkah sosednih zrn, ker redukcija z vodikom poteka razmeroma hitro, se površina hematitnih zrn hitro reducira, nastane površinska plast sveže reduciranega Fe. Sosedna zrna se sedaj dotikajo s svojo kovinsko površino — začenja se ustvarjati trdna kovinska vez Fe-Fe, ki se s temperaturo in časom utrjuje. Po tej analizi lahko torej pričakujemo boljše rezultate kot pri prejšnji seriji poskusov (RI). Na si. 20 vidimo doseženo stopnjo redukcije v odvisnosti od časa in temperature za pelete, izdelane iz čistega hematita, na si. 21 pa še primerjavo s peleti B, ki vsebujejo 5 % Si02. Za razliko od rezultatov serije R I sedaj vidimo, da srednja hitrost redukcije narašča s temperaturo, tako da je pri višji temperaturi in istem času stopnja redukcije večja. Očividno smo s se- 1200°C /V. ////' -1100°C -1000°C Ril A-Fe203 t(min) Slika 20 Postopek R II — Stopnja redukcije v odvisnosti od časa in temperature grevanjem v vodiku namesto v dušiku preprečili sintranje oksidnih zrn, ki zmanjšuje poroznost in zato tudi hitrost redukcije v notranjosti peleta. Dodatek Si02 (si. 21) negativno vpliva na reduktivnost, kot smo to pričakovali, saj krivulja B leži pod krivuljo A in razlika med njimi narašča s časom, tj. negativni vpliv fajalita prihaja do izra- 700 80 60 40 20 0. Rl T= 130CPC !- A B A-F B-F ~e203 ~e203 +5%Si02 0 20 60 40 t (min) Slika 21 škodljiv vpliv Si02 (fajalit!) na doseženo stopnjo redukcije za proti koncu redukcije, ko se reakcijska fronta bliža središču peleta. Slika 22 kaže vpliv stopnje redukcije in temperature na trdnost peletov. Odvisnost med trd- 120 100 80 h O. 1 60 •g 40 20, / 1 1300°C A-f 11 7e203 1200°C 100°C 40 50 60 90 100 70 80 R(%) Slika 22 Odvisnost trdnosti od stopnje redukcije za vse tri vrste peletov 120 3-100 80 01 o. c 60 TD 40 20. „ Ril c -*. g A-f B-f — C-/ -e203 +5 Te203 +5 %Si02 %CoO - 30 40 50 80 90 100 60 70 R(%) Slika 23 Odvisnost trdnosti od stopnje redukcije pri različnih temperaturah nostjo in stopnjo redukcije ter vpliv tekoče faze, oz. dodatkov CaO in Si02 pri 1300° C pa kaže si. 23. Iz slik jasno vidimo, da trdnost peletov nedvomno narašča s stopnjo redukcije, razen pri peletih z dodatkom Si02 (krivulja B na si. 23). Odločilnega pomena za trdnost peletov, utrjenih v redukcijski atmosferi, je torej trdna kovinska vez Fe-Fe. Fajalit ima v tem primeru negativen učinek, ki narašča s stopnjo redukcije. Sklepamo, da trdnost peletov B (ki vsebujejo fajalit oz. 5 % Si02) pada z naraščajočo stopnjo redukcije zato, ker fajalit ne raztaplja kovinskega Fe. Vez Fe-2FeO . Si02 je očividno slabša od kovinske vezi Fe-Fe. To sklepamo na osnovi dejstva, da smo maksimalno trdnost dosegli pri peletih iz čistega Fe203, ki so praktično bili popolnoma reducirani pri 1300° C (si. 22), in minimalno pri peletih B (si. 23). Razlika, oz. razmerje trdnosti je 110 kp proti 67 kp, kar je brez dvoma dovolj veliko, da lahko z gotovostjo trdimo, da gre za vpliv fajalita, oz. dodanega Si02, saj je eksperimentalna napaka gotovo manjša. Razlika namreč znaša 40 % medtem ko so meritve pokazale, da so bila največja odstopanja posameznih meritev od srednje vrednosti treh meritev manjša kot 20 %. 5.4. Rezultati serije R III. Rezultati poskusov serij RI in R II so pokazali predvsem, da je v redukcijskih pogojih vezava s tekočo fazo (žlindra oz. fajalit, Fe-silikati in Ca-feriti) nezaželena ter da je kovinska vez Fe-Fe dovolj močna za utrjevanje peletov. Prav tako smo (v seriji RII) ugotovili, da je za zadostno trdnost potrebna temperatura 1300° C ali vsaj 1200° C, medtem ko za praktično popolno redukcijo zadošča že temperatura 1000° C. Trdnost narašča z rastočo vsebnostjo Fe, ki je posledica redukcije, tj. odpravljanja kisika. Trdnost je obenem odvisna od časa in temperature sintranja. Da bi lahko ločili vpliv povečane vsebnosti Fe, oz. vpliv redukcije od vpliva sintranja, smo programirali tretjo serijo poskusov RIII, v kateri po 60-minutni redukciji z vodikom pelete še obdržimo v peči na isti temperaturi, vendar pa v dušiku. Prirastek trdnosti v fazi sintranja v dušiku potemtakem lahko v celoti pripišemo sintranju. Shemo postopka R III smo že podali na si. 14. Fazi redukcije z vodikom v trajanju 60 min. neposredno sledi faza sintranja v dušiku na isti temperaturi, in sicer v trajanju 1, 2 in 4 ure. Delež sintranja v povečanju trdnosti, oz. vlogo in pomen sintranja za dosego zahtevane trdnosti smo na ta način precej jasno določili. Na sliki 24 vidimo, kako narašča trdnost v odvisnosti od časa in temperature sintranja v dušiku po poprejšnji enourni redukciji z vodikom na isti temperaturi. Iste rezultate podajamo tudi v tabeli 6. Tabela 6 — Trdnost reduciranih peletov v odvisnosti od časa in temperature sintranja v dušiku čas (ur). Temperatura (°C) 1000 1100 1200 1300 0 1 2 4 15 28,5 36 43 49 85 102 135 90 126 155 197 110 145 178 217 5.5. Analiza rezultatov in mehanizem vezave Če primerjamo maksimalne trdnosti, dosežene po postopkih R I, RII in RIII, vidimo, da naraščajo v enakem vrstnem redu, in sicer znašajo: 95,4, 112 in 218 kp (slike 19, 22 in 24). Postopek R I (si. 12) je setavljen od faze sintranja med ogrevanjem v dušiku in faze redukcije v vodiku, v kateri poteka razkroj oksidnih vezi nastalih v prvi fazi, in tvorba novih kovinskih vezi Fe-Fe. Maksimalna trdnost, dosežena pri 1300° C, je znašala 95,4 kp (si. 19). V postopku RII (si. 13) smo se izognili fazi sintranja hematita v dušiku, ker smo pelete že od 700° C naprej segrevali v vodiku. Ni nobenega dvoma, da lahko zanemarimo sintranje hematita med segrevanjem na 700° C v dušiku zaradi nizke temperature in zelo kratkega časa, saj so peleti z retorto vred bili vstavljeni v peč, ki je bila že segreta na 700° C. To segrevanje od sobne temperature do 700° C je trajalo le 15 minut. V fazi redukcije, ki je potekala že od 700° C naprej, so se hematitna zrna brez dvoma površinsko zelo hitro reducirala. Ustvarili so se torej že takoj v začetku kovinski kontakti Fe-Fe med sosednimi zrni. Maksimalno dosežena trdnost je bila sedaj večja in je znašala 112 kp pri 1300° C, kot kaže si. 22. To trdnost lahko v celoti pripišemo sintranju sveže reduciranega železa, tj. trdni kovinski vezi Fe-Fe. Postopek R III je v bistvu enak kot postopek R II, le da je vključena še dodatna faza sintranja v dušiku, v kateri so se že formirane kovinske vezi Fe-Fe nadalje utrdile zaradi ojačenja nastalih »zvarov« med sosednimi zrni. To potrjuje tudi dejstvo, da smo po tem postopku dosegli maksimalno trdnost 218 kp (si. 24), kar je neprimerno več kot v postopkih R I in RIL To obenem dokazuje, da je potencialna, tj. dosegljiva trdnost trdne kovinske vezi Fe-Fe celo večja od zahtevane trdnosti peletov za uporabo v plavžu, da je torej vezava s tekočo fazo za dosego zahtevane trdnosti nepotrebna. To je brez dvoma zelo ugodno, z ozi-rom, da je silikatna vez škodljiva s stališča reduk-tivnosti, kar je dobro znano in obenem potrjeno z našimi poskusi (si. 21). Lahko torej zaključimo, da koncentrat za pele-tiziranje lahko oplemenitimo do skrajnih možnosti in da je nepotrebno ohraniti 3—4 % Si02 za tvorbo silikatne vezi, ki naj omogoči zahtevano trdnost. Nasprotno, vsebnost SiCh celo škoduje trdnosti redukcijsko utrjenih peletov, kot smo to ugotovili v seriji poskusov RII (krivulja B na si. 23!). V zvezi z možnim mehanizmom nastanka trdne kovinske vezi Fe-Fe je jasno, da teoretično obstajata le dva možna mehanizma, in sicer: a) viskozni mehanizem in b) difuzij ski mehanizem. Kot smo to že omenili v poglavju 2.2 in 2.3 za viskozni, oz. difuzijski mehanizem veljata enačbi: x = K tV2, oziroma x = K t^/5, (5) kar lahko zapišemo v splošni obliki: x = Ktn, kjer je: x — premer »zvara« K ■—• konstanta. t — čas sintranja n — eksponent neodvisen od temperature in karakterističen za določeni mehanizem vezave. 1 Za viskozni mehanizem vezave n = — 2 in za difuzijski n = —_ Mehanizem vezave lahko določimo torej tako, da določimo vrednost eksponenta n. V ta namen moramo zasledovati, kako narašča premer »zvara« x na stiku dveh sosednih zrn v odvisnosti od časa, in sicer pri konstantni temperaturi, tj. pri izotermnem sintranju, ker je konstanta K v enačbi (5) odvisna od temperature. Ta metoda je znana iz literature14' 15>16 in smo jo tudi mi že uporabili22, vendar so meritve premera »zvara« nezanesljive in v primeru peletov neprimerne ter zelo težavne. Zato smo poskusili teoretično utemeljiti novo metodo, ki bi bila bolj primerna za delo s peleti. Na osnovi nekaterih predpostavk smo namreč poskusili ugotoviti teoretično odvisnost med premerom x in trdnostjo 1000°C "01234 Cas utrjevanja (ur) Slika 24 Trdnost v odvisnosti od časa utrjevanja in temperature 150 1300°C 1200°C peletov, da bi lahko nezanesljive in nenatančne meritve premera »zvara« nadomestili z meritvami trdnosti sintranih peletov, iz katerih bi potem lahko določili eksponent n in njemu ustrezajoči mehanizem vezave. 5.6. Analiza mehanizma vezave Da bi iz trdnosti peletov, ki jo lahko merimo natančno in zelo enostavno, lahko sklepali o vrsti mehanizma vezave pri redukcijsko utrjenih pele-tih, moramo v enačbi (5): x = K tn (5) premer »zvara« x nadomestiti s trdnostjo a3ti (Ca-4>eppiiTOB n Fe-ciL\iiKaTOB) na npOIHOCTb OKaTbimeH OKOMKOBaHbIX b peAYKmiOHHbIX h OKHCAH-TeAbHbIX yCAOBHH. CpaBHBAH npO^HOCIb OKaTbirueiS OKOMKOBaH-HbIX HbIX KAaCCHMCCKHM CIIOCODO.M. t. e. OTJKHrOM B OKHCAHTCAb- Hott aTMocijiepe n, oKaTbiuieft, KOTOpbie peAymipoBaAH HenocpeA-cTBeHno b boaopoae, t. e. 0k0mk0bahhbix bo BpeMa peaykiihh. HccAe-AOBaeMtie pe3yAbTaTbi b $opMe kphbmx, KOTOpbie yKa3aAH Ha 3aBiiciiMocTb npo^HOCTH OKaTbiineii na pa3pbiB ot copTa Ao6aBaK, ot TeMnepaTypH, BpeMSHH, cnocoSa B0CT0H0BHTCAbH0ra oSatnra c CTeneiraio noAy^eHHora B0CCTaH0BAeHHa noApoSHO H3yMHAii; pe3yAb-tatbi AaAH HeAbifi paA KoncTaTauHii m. np.: npH nenocpeACTBenHoft peAyKUHH cbokhx OKaTbiuieft c boaopoaom ycneiHHO noAyqenbi OKaTbllHH YAOBAeTBOpHTCAbHOH BH3KOCTH npHMeHHMbl AAH SASKTpO- AyroBoS a TaKHa3. B nepBOft 4>a3e nponcxoAHT npn TeMnepaType 700—1000° U H AAIITeAbHOCTH npn6A. 60 mhh. peAYKiiHH OKaTbiniefi. B nocAeAyiomett, BTopoS a3e cneKaHiie Fe-Macnm h 06pa30BaHHa ctohkoh MeTaAAHHecKofi cb33h Fe-Fe npn TeMn-pe 1200—1300» H, b TeMeiiHH npn6A. 20 mhh. CneKaHHe OKCHAHbix 3epeH bo upc.MH Ha-rpeBaHHH n peAYKHHii ho6xoahmo npeAOTBpaiHTb, TaK itaK oho bpeaht BOCCTaHOBAeniiio h npoHHoCTH OKaTbiHiefl. IIpoiHOcrb peAYHHpo-BaHHbix OKaTbimefi onpeAeAeiiHa np0HH0CTbi0 MeTaAAHHecKOH CBH3H Fe-Fe, KOTopaa o6pa3yeTCH na KOHTaKTHbix noBepxHocTax CBesKe peAyUHpoBaHHbix 3epeH. CB33b npn noaiomh >khakoh a3bi He TOAbKO hehy»haa ho Aaate BpeAHaH, TaK KaK yMeHbinaeT npo^Hocrt h, b cAy^jae npHCyTCTBHfl (J>aaAHTa, BOCTaHOBHTeAbHyK> cn0C06H0CTb OKaTbirneft. MexaHH3M 06pa30BanHa MeTaAAHy3H0HH0ra Tirna. Ha 0CH0BaHHH HeK0T0pbix npeAn0A0>KeHHH noAaHbi TeopeTimecKHe OCHOBbl MeTOAa, KOTOpbie n03BOA5IIOT onpeAeAHTb MexaHH3M COeAII-HeHHa H3 BecbMa npocTbix H HaAeatHbix H3MepeHHH npoHHoeTH Ha pa3pbiB OKOMKOBaHHbix OKaTbiiueii. OcHOBa MeTOAa noAaHa ypaBiie-HiieM: d = Kt" b KOTopofi (j — npoMHocTb Ha pa3pbiB, K-nocTOaHHaa BeAHiHHa, h n — noKa3aTeAb, cnemin 2 CaO + 2 S02 + 02 z odgovarjajočo ravnotežno konstanto „ _ a2(CaO) • P2(S0Z) • P(02) a2 (CaS04) Iz te enačbe ravnotežne konstante reakcije lahko povzamemo, da je hitrost reakcije disociacije odvisna od napetosti disociacije CaS04, od parcialnih tlakov produktov S02 in 02 ter od stopnje aktivnosti CaO. Napetost disociacije CaS04 je tudi pri relativno visokih temperaturah tako nizka (si. 1), da obstaja malo verjetnosti za zadovoljivo stopnjo odžveplanja po reakciji disociacije. Potek reakcije disociacije v desno lahko pospešimo z zniževanjem aktivnosti CaO preko tvorbe Ca-silikata, Ca-ferita, v našem primeru redkeje Ca-aluminata, z reakcijami: 2 CaS04 + Si02 = 2 CaO . Si02 + 2 S02 2 CaS04 + 2 Fe203 = 2 CaO . Fe203 + 2 S02 To potrjuje slika 1, kjer posamezne krivulje nakazujejo naraščanje napetosti disociacije CaS04 ob prisotnosti Si02, A1203 in Fe203. Zaradi možne aplikacije na obravnavani primer podajam iz literature na sliki 2 (3) primer stopnje odstranjevanja žvepla v čisti železni rudi (Ita-bira — 98 °/o Fe203, 8,7 % A1203 in 0,3 % Si02) z dodatkom 2,5 % piritnega žvepla in z dodanimi določenimi količinami CaO in Si02. Oksidacija samega piritnega žvepla poteka zelo hitro in je praktično • T C°CJ 1000-- 1- Ca SO i + kao/m 900 ~ 2- Ca SO i + Si02 800 — CaSOt + Fe203 4-CaSOt + Al203 700\~s-iisti CaSOt Slika 1 Disociacijski pritiski čistega CaS04 in CaSOi v prisotnosti Si02, ALOj, Fe203 in kaolina v odvisnosti od temperature (po podatkih iz 2) pri približno 1050° C (v času 1 do 1,5 minute — upoštevati pripombe o času ogrevanja na sliki 2!) odstranjeno že vse žveplo. Pri povečevanju razmerja Ca0/Si02 postajajo krivulje položnejše in pri dodatku samega CaO totalno odžveplanje pri teh temperaturah praktično ni možno: razvijajoči S02 se veže s CaO v CaS04. Če v diagram slike 2a včrtamo področje, ki bi približno odgovarjalo sestavi piritnih ogorkov z razmerjem Ca0/Si02 od 0,1—0,2 vidimo, da se 100 80 60 40 i. (O 20 o C lil ? 100 -8 80 o 1 60 40 20 0 i k,.milil j ^iifiiU mP1 «r h / LrfTl l1 Nx 1 f|l JH h / w j a -brez dodatka C % (2) lllll^2 (3) 2) t/ / / % / (TJ-brez CaU '2,-Ca0/Si02 =0.33 j— <3j-CaO/SiO2=~10 4 ) - brez Si02 5% ! i 1 i / CaO) i i i b.)-z dodatkom 5% C lil! 10 12 -- Cas [ min 7 Slika 2 Odstranjevanje S iz rude v odvisnosti od Ca0/Si02 in C pri T = 1200" C; čas ogrevanja od 800" C do 1200° C pri a = 3 min, pri b = 2 min (po podatkih iz 3). B = območje obravnavanih bentonitnih pelet (CaO/SiOi = 0,1 — 0,2), C = območje obravnavanih klorirnih pelet (CaO/SiOi = 1,0 — 1,1) nahaja to področje nad krivuljo 2. To področje lahko približno odgovarja tudi bentonitnim zelenim peletom, saj tako dodatek 0,5 do 1,0 % kot sestava bentonita ne spremenita bistveno razmerja Ca0/Si02. Po analizi klorirnih zelenih peletov je vrednost razmerja Ca0/Si02 od 1,0—1,1 in je področje odžveplanja v diagramu slika 2a pri njih v območju krivulje 3. Tudi z znižanjem parcialnega tlaka po2 lahko pospešimo reakcije disociacije CaS04. To lahko dosežemo do določene mere s prisotnostjo ogljika, ki nastali kisik veže v C02. Pri tem je treba upoštevati dejstvo, da se pri znižanju p0,pod 10—5at že pojavlja redukcija sulfata v sulfid, kar ponovno zmanjšuje stopnjo odžveplanja (2,3). V diagramu na sliki 2b je prikazan vpliv dodanega grafitnega ogljika na pospešitev reakcije razkroja CaS04: razmiki med posameznimi krivuljami se zožujejo in s tem dokazujejo potrebni manjši čas za določeno stopnjo odžveplanja pri temperaturi 1200° C. V istem diagramu je ponovno označeno področje, ki odgovarja bentonitnim peletom, kar pomeni, da lahko pri utrjevanju bentonitnih zelenih pelet pospešimo odžveplanje z dodatkom določenih količin kakršnegakoli reducenta. Tega načina pospešitve hitrosti desulfuracije si ne moremo dovoliti pri klorirnih peletih, ki zahtevajo pri utrjevanju izrazito oksidacijske pogoje. 4. Rezultati praktičnih preizkusov Realne možnosti aplikacije teoretskih predpostavk v prakso smo potrdili z več diferencialno termičnimi analizami, številnimi poskusi o vplivu temperature in časa na stopnjo odžveplanja, s poskusi odžveplanja v redukcijski atmosferi ter z nekaj poskusi o fizikalnem ponašanju pelet pri visokih temperaturah. a) Diferencialno termična analiza Izdelane DTA so bolj informativno kvalitativnega značaja in niso bile tako precizno izvajane, da bi jih mogli uporabiti tudi za kvantitativne določitve reakcij. Zaradi relativno visokih preiskovalnih temperatur smo uporabljali pečico pri Leitzovem talilnem mikroskopu (hitrost ogrevanja 10° C/min, posodica za skuske iz Ni-folije, primerjalna snov glinica, volumna preiskovane in primerjalne snovi enaka). Oksidacijske reakcije odžveplanja iz prisotnih kovinskih sulfidov — pri čemer dobimo kovinske okside in S02 — so eksotermnega značaja. Začetek teh reakcij je odvisen od t. i. temperature vžiga posameznih sulfidov in je njih nadaljnji potek izključno difuzij sko kontroliran, oziroma odvisen samo od stopnje difuzije nastopajočih reaktantov in produktov. Temperature vžiga za posamezne nastopajoče kovinske sulfide so v območju od ca. 300° C do ca. 620° C. Ker za obravnavo razpravlja-nega problema te reakcije niso bistvene, podajamo na sliki 3 diferenčne temperature le od 800° C naprej, kar pomeni, da smo registrirali predvsem BOO°C 900°C 1000°C 1100°C 1200°C I300°C KOCK Kvalitativno informativne krivulje DTA za čisti CaSO< in obe vrsti obravnavanih zelenih peletov endotermne reakcije razkroja CaS04, oziroma procese dokončnega odstranjevanja žvepla. Krivulje DTA za posamezne preiskovane materiale so izdelane na osnovi paralelnih analiz. Tmax za razkroj CaS04 je pri 1368° C. Maksimalna odklona krivulj za bentonitne (1365° C) in za klorirne pelete (1350° C) lahko smatramo za maksimalno stopnjo reakcije CaS04, nahajajočega se v obeh vrstah peletov. Razlika med Tmax pri obeh ni toliko značilna (lahko je tudi nastala zaradi manj preciznega dela) kolikor Tzae — temperatura začetka razkroja CaS04. Pri bentonitnih peletih je začetek endotermnega efekta pri 835° C, pri klorirnih šele pri 1140° C. To pomeni, da je možnost začetka razkroja CaS04 v bentonitnih peletih že pri precej nižjih temperaturah, čemur je vzrok že omenjeno nizko razmerje Ca0/Si02. Pri klorirnih peletih se zaradi večje vrednosti tega razmerja začetek pomakne v območje višjih temperatur. Odstranjevanje žvepla se pri njih pravzaprav šele začne, medtem ko je pri bentonitnih peletih pri temperaturah del žvepla že odstranjen po reakcijah oksida-cije sulfidov, kakor tudi že del žvepla, kolikor ga je bilo vezanega v CaS04. b) Vpliv temperature in časa procesa Odgovarjajoče poskuse smo delali v horizontalni cevni silitni peči z možno temperaturno regulacijo in z maksimalno možnimi temperaturami 1400° C in več. Pri vstavljanju vzorcev nismo eliminirali nastalega padca temperature s ponovnim ogrevanjem v N2-atmosferi do zahtevane začetne poskusne temperature. Takšen odstop od preciznosti raziskovalnega dela (ki smo ga pa točno kvalitativno analizirali) smo smatrali za dopusten, saj teoretske zakonitosti jasno nakazujejo možnosti različnih stopenj odžveplanja za te in za druge vrste peletov, mi pa smo imeli namen dobiti le grobo oceno te razlike, ki bi bila predvsem praktičnega pomena pri določevanju proizvodnih normativov. Slika 4 potrjuje teoretske predpostavke in jim daje praktično-aplikativno vrednost. Pri klorirnih peletih začne intenzivno dokončno odžveplanje za približno 260° C kasneje — približno pri 1220° C — kot pri bentonitnih. Tako je n. pr. potrebna za 80 % stopnjo odžveplanja pri bentonitnih peletih temperatura žganja 1150° C, pri klorirnih pa ca. 1320° C. Razlika z ozirom na optimalno odstranjevanje žvepla znaša torej ca. 170° C. Čas vzdrževanja zelenih peletov pri ugotovljenih optimalnih temperaturah žganja, kot je razvidno iz naslednje slike 5, ni bistvena funkcija stopnje odžveplanja. Isto velja tudi za nižje temperature. Dolžina časa nad deset minut minimalno vpliva na intenziviranje odžveplanja. _l_i_;_i_ 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 -- T [°C1 Slika 4 Stopnja dokončnega odžveplanja (nad 800° C) v odvisnosti od temperature pri določenih časih za bentonitne in klorirne pelete c) Vpliv dodatka ogljika Bentonitnim zelenim peletom smo primešali 5 %, oziroma 10 % zdrobljenega oglja. Poskuse žganja smo delali v horizontalni cevni silitni peči, odprti na obeh straneh in brez prisiljenega pretoka plinskih produktov reakcije. Odžveplanje je potekalo torej v t. i. »lastni atmosferi«. Čas trajanja enega poskusa je bil 20 minut. Dobljeni rezultati so povzeti na sliki 6. 80 60 AO tO 20 iooo°c - Bentonitni peleti 1200°C Klorirni peleti 1300°C_ 325SL 10 20 ■-min 30 TO 20 -— min 30 Slika 5 Stopnja odžveplanja v odvisnosti od časa pri določenih temperaturah za bentonitne in klorirne pelete Pri dodatku 5 % oglja je premaknjen začetek odstranjevanja žvepla za ca. 150° C nižje od ugotovljene začetne temperature razkroja CaS04 pri bentonitnih peletih (DTA analiza — si. 3). Iz slike 4 je razviden praktični začetek dokončnega odstranjevanja žvepla v temperaturnem območju 850° C do 900° C, pri 5 % dodatku oglja pa je začetek v območju 600° C do 750° C. Pri dodatku oglja 10 % je verjetno v uporabljenih pogojih izvajanja poskusov atmosfera v reakcijskem prostoru že preveč redukcijska za sicer ugodne termodinamične pogoje reakcije CaS04 pri nižjih dodatkih oglja. Proces delne redukcije peletov, ki v takšnih pogojih nastopa, lahko do določene mere vpliva na začetne pojave rahlanja peletov. Ugotovili smo znatnejši padec trdnostih lastnosti, od poprečne trdnosti utrjenih peletov 140 kg/ pelet na ca. 50kg/pelet. Dalje smo tudi ugotovili, da so zeleni peleti z vmešanim reducentom občutljivejši na ob- 600 700 800 900 1000 1100 1200 13C -- °C Slika 6 Stopnja odžveplanja v bentonitnih peletih v odvisnosti temperature pri času 20 minut in pri dodatkih 5 °/o, 10 °/o oglja od oz. stojnost pri povišanih temperaturah in predvsem pri istočasnih nastopajočih mehanskih obremenitvah. To pomeni, da ostaja pri takšnem načinu pospeševanja odstranjevanja žvepla odprto vprašanje fizikalnih lastnosti pelet. Ta problematika poslabšanja fizikalnih lastnosti je enaka problematiki pri predredukcijskih, oziroma redukcijskih procesih kakršnihkoli pelet iz železovnih rudnih materialov. d) Preiskave fizikalnih lastnosti pri visokih temperaturah Temperaturni pogoji pri procesu utrjevanja dajo zelenim peletom zahtevane fizikalne lastnosti, predvsem zadovoljivo trdnost. Eksperimentalno so ugotovljene in s polindustrijskimi poskusi potrjene optimalne temperature 12000 C, pri katerih imajo dobljene trdnosti vrednosti od minimalno 90 kg/pelet do ca. 180 kg/pelet. To temperaturo smatramo tudi za minimalno potrebno pri procesu utrjevanja. Zgornje temperature procesa pa so omejene z začetkom ponovnega poslabšanja fizikalnih lastnosti, tj. zniževanje poroznosti, z začetkom mehčanja ali raztaljevanja. Maksimalno ali vsaj optimalno odžveplanje moramo torej doseči v teh temperaturnih mejah. Ponašanje peletov pri visokih temperaturah smo raziskovali v silitni peči in z Leitzovim talilnim mikroskopom. Stopnja naraščanja temperature pri tem je bila 600°/h. Predvsem smo raziskovali pogoje za začetek raztaljevanja, istočasno pa tudi volumensko spremembo peletov. V silitni peči smo ugotovili, da se začenjajo robovi rahlo deformirati šele pri 1430° C. Preiskave s talilnim mikroskopom pa so pokazale, da ostanejo peleti do 1420° C skoraj brez sprememb. Povečanje volumna je znašalo od sobne temperare do 1420° C le ca. 2 %. 5. Povzetki študije in poskusov Z opisanimi teoretskimi zakonitostmi in narejenimi poskusi lahko povzamemo sklepe, ki so za odžveplanje pri praktični proizvodnji bistvenega pomena: a) Optimalna temperatura procesa utrjevanja zelenih peletov je z ozirom na zadovoljive fizikalne lastnosti 1200° C. b) Pri utrjevanju bentonitnih zelenih peletov je temperatura 1200° C zadostna tudi za maksimalno stopnjo odžveplanja, oziroma je celo za približno 50° C višja od optimalne 1150° C. c) Maksimalno stopnjo odžveplanja pri klorir-nih peletih dosežemo pri temperaturi 1320° C, ki je za 120° C višja od optimalnih utrjevalnih temperatur. d) Z ozirom na višje potrebne temperature pri klorirnih peletih za ca. 120° C bi se moralo predvidoma porabiti ca. 30.000 kcal/t toplotne energije za proces utrjevanja več kot za enak proces pri bentonitnih peletih (pri izračunu smo za utrjene peiete privzeli specifično toploto 0,24 kcal/kg °C, kar odgovarja območju specifičnih toplot različnih železovih sintranih materialov). V literaturi se navaja za procese utrjevanja poraba od 250.000 do 400.000 kcal/t. Z ozirom na ta podatek pomeni za klorirne peiete za utrjevanje in istočasno optimalno odžveplanje ca. 10 % povečanje porabe toplotne energije. e) Optimalne temperature utrjevanja in istočasno optimalnega odžveplanja tako za bentonitne kot klorirne peiete ne dosegajo vrednosti, pri katerih bi se začeli peleti intenzivneje mehčati ali nataljevati. f) Pri bentonitnih peletih lahko odžveplanje pospešimo z dodatkom ogljika do ca. 5 % v obliki najbolj odgovarjajočega reducenta. Takšen dodatek vpliva tudi na določeno nižjo stopnjo predre- dukcije, kar je za nadaljnjo uporabo pelet lahko pozitivni moment. Pri tem pa nastaja problem ohranitve zadovoljivih fizikalnih lastnosti peletov. Literatura 1. Orlovcov, Teslickaja, Teoretske osnove visokotempera-turnega klorirnega praženja, Cvetnie metally, 2, 1967 2. K. Smrček, Odsirovani pelet z hyzovych vypražku behem vytvrzovani, Hutnicke listy, 2, 1964 3. V. Giedroyc, Removal of sulphur during Iron. Ore Sin-tering, J. of the Iron and Steel Institute, 6, 1955 4. F. Bali, G. Buttler, Some studies of desulphurization during pellet firing,- Iron and Steel, 2, 1969 5. Kopirin, Bore, O celesoobraznosti ispolzovanie oželez-nennoi izvestii dlja ofljusovania železorudnih okatišei, Izv. Ak. Nauk SSSR, Metally, 1, 1972 6. Hohlov, Vigoranie seri pri obžige ofljusovanih okatišei, Stali, 7, 1962 7. Bore, Rusakov, Vlijanije okisi železa na processi razlo-ženija sulfatov kalcija i magnija pri obžige ofljusovanih okatišei, Izv. Ak. Nauk SSSR, Metally, 1, 1970 ZUSAMMENFASSUNG Eine aipplikatiive Studie der Entschvvefelungsgesetzmas-sigkeiten bei den Verfestigung&prozassan der griinen Pellets an bentonitisehen und chlorierten Pellets aus Schvve. felkiesabbrand vvar ausgearbeitet. Theoretisehe Studien, entsprechende laboratorische und halbindustrielle Ver-suehe ergaben geniigend iklare Ergebnisse fiir die appli/ka-tive Anvvendung in der praiktisehen Produlktion. Fiir die beiden Sorten der Pellets ist die optimale Verfestigungstemiparatur 1200° C. Die erreichte Festigkeit liegt in den Grenzen von 90 kg /Pellet bis 180 kg/ Pellet. Bei dem Verfestigungsprozess der bentonitisehen griinen Pellets ist die Temperatur 1000° C geniigend auch fiir die maximale Entschweffelung bzw. diese ist sogar um 50^ C hoher von der optimalen die bei 1150° C liegt. Bei den chlorierten Pellets ubergeht praktiseh der gesamte Schweffel in die Verbindunig CaS04, vveshalb auch die optimale Entsohvveffelungstemperatur 1320" C um 120° C von der Verfestigungstemparatur hohar ist. Fiir den Verfestigungsprozess und gleichzeitige Entschvveffelung der chlorierten Pellets ist ein Mehraufwand von 30.000 kcal/t an Warmeenergie im Vergleich zu den bentonitisehen Pellets notvvendig. Der Einfluss des Verhaltnisses CaO/SiO, auf die Intensitat der Entschvveffelung bei beiden sorten der Pellets ist festgestellt und praktiseh appliziert vvorden. Bei den bentonitisehen Pellets kann die Entschvveffelung mit einem Zusatz von ca. 5 % Kohlenstoff in Form eines geeigneten Reduzenten beschleunigt werden. Der Anfang der Entschvveffelung an CaSoj gebunde-nen Schweffells ist um 150° C niedriger von der sonst festgesteliten Anfangstemperatur fiir die Zersetzung von CaSO, bei 'den bentonitisehen Pellets (835° C). Der ervvahnte Zusatz des Reduzenten beeinflusst auch einen bestimmten niedrigen Vorradulktionsgrad. Die Beinhaltung der zufrie-denstellendan physilkallischen Eigenschaften der verfestig-ten Pellets wird dabei problematiseh. Die Festigkeiteigen-schaften vverden in ider Regel niedriger, im behaodelten Falle um ca. 50 kg/Pellet. Die optimalen Temperaturen fiir die Verfestigung und gleich zeitige optimale Entschvveffelung fiir die bentonitisehen und ehloritisehen Elemente erreichen nicht diejenigen Werte, bei vvelchen die Pellets intensiver aufvveichen oder aufschmelzen vviirden. Bis zu 1420° C ist keine Deformation des Pelletrandes zu beobachten. Die Volumenvergrosserung des Pellets bis zu dieser Temperatur betragt nur ca. 2 °/o. SUMMARY The study was made vvith pellets of pyrite calcine binded vvith bantonite and chloride. The theoretical ana-lysis and the corresponding lalboratory and pilot plant experiments gave enough clear results for the aipplication in commercial produetion. Optimal temperature for hardening of both pellets is 1200° C. The achieved strengths are 90 to 180>kp/pellet. In hardening of bentonite green rpellets the temperature 1200° C is sufficient high also for maximum desul-phurisation. Actuallly it is even for about 50" C higher than necessary. In the chloride pellets the vvhole sulphur practically changes to CaS04 and therefore the optimal desulphuri-sation temperature is 1320° C vvhich is about 120° C higher than the optimal hardening temperature. Comparing chloride and bantonite pellets the consump-tion of energy for hardening and simultaneous optimal desulphurisation is for about 30,000 kcal/t higher vvith chloride pellets. Determined and applied vvas the ratio Ca0/Si02 in both pellets influancing the intensity of desulphurisation. In bentonite pellets the desulphurisation can be speed-ed up by addition of about 5 °/o carbon in form of the most situable reducing agent. Beginning of the desulphurisation if sulphur is bound to CaSo« ist for 150° C lovver than the beginning of CaS04 decomposition in bentonite pellets (835° C). The mentioned addition of the reducing agent commences also certain degree of prereduetion. But preservation of satisfactory physical properties of harden-ed pellets appears to be problem in this čase. The strength is reduced, in the treated čase even to about 50 kp/pellet. Optimal temperatures of hardening and simultaneous optimal desulphurisation for both pellets are not so high that the pellets vvould begin to soften or melt in a greater extent. Up to 1420° C no deformation of pellet edges vvais observed. Volume inerease up to this temperature vvas only about 2 °/o. 3AKAK)qEHHE AnaAii3iipyeTca npHMeHeHH 3aK0H0MepH0CTH AecyAbcj>ypamiH npo-Iiecca OKOMKOBaHHa CbipbIX 6eHTOHHTHbIX H XAOpHAHbIX OKaTbimeii H3rOTOBAeHHbIX H3 nHpHTHblX OrapKOB. TeOpeTHHeCKOe H3y^eHHe ii cooTBeTCTByioiiiHe AaoopaTOpiiije h noAynpoMbmiAeHHbie onUTl.i AaAH AOBOAbHO aCHbie AaHHbie AAfl B03M0JKH0CTH IipiLMCHCiniH 3TOH 3aKO-HOMepHOCTH b npOMbimAdlHOM npOH3BOACTBe. noAY^eHHbie AaHHbie noKa3aAH, ito onTHMaAbHaa TeMnepaiypa npouecca OKOMKOBaHHa o6ohx coptob OKaTbimeii 1200°, a npoiHOCTb OKaTbimeii npn Harpy3Kii — 90 ao 180 Kr/oKaTbini. IIpii npoiiecce OKOMKOBaHHa 6eHTOHHTHbix OKaTbiuieS icMn-pa 1200° BnoAHe VAOBAeTBopaer AOCTiiJKeHiiio MaKCH-MaAbHofi cteneHH AecyAbypauHH; 3ia Teiun-pa Aaace npiiČA. Ha 50° BBinie OnTHMaAbHOH t. e. 1150° IX. IIpii xaophahbix OKaTbimeii nomi Bca cepa npaKTiraecKii nepexoAHT b coeAHHeHiie CaS04. TAaBHaa npimHHa 3-rora b tom, >jto onTHMaAbHaa TeMn-pa AecyAiypaHHII npH OnTHMaAbHOH TeMn-pe, Tpe6yioT npiiOA. 30.000 kk3a/t SoAbine TenAOBOii aiiepniii. OnpeAeAHAH, h npaKTHHecKH npiiMeHHMO BAiiaHHe OTiiomeHHa Ca0/Si02 Ha HHTenciiBHOCTb npoHecca AecyAbypaHHH o6oiix coptob oKaTi.nneii. AecyAb4>ypamno 6eHTOHiiTHbix OKaTbmieii Morao ycKopiiTb c AoSaBKOii 5 °/o yr.\epoAa B cjiopMe HanSoAee noAXOAamero peAYHeHTa, HanaAo yAaAeHHa čepu coeAHHeHHoft B ifopMe CaS04 npn6A. 3a 150° irnace ot Ha*iaAa pa3Ao»ceHna CaS04 npn 6eHTOHHTHbix KOKa-Tbiuiax (835°). B0CCTaH0BHTeAbH0e cpeACTBO BAHaeT TaiOKe Ha onpe-AeAeHiiyio Goacg HH3Kyio CTeneHb npeABapHTeAbHOH peAYKHHH. Upu 3TOM HacTynaeT Bonpoc b03M03Khocth oxpaHHTb c^H3I!hcckhc Ka^ecTBa OKOMKOBaHHbix OKaTbimeii. IIo npaBHAy, no yn0MaHyT0M cnoco6y, npoMiioCT[> OKaTLiineH HecKOAbKO MCHLme, YMeHbUieHiie lipeACranAneT npiiSA. 50 Kr/oKaTbim. OnTHMaAbHaa Teiun-pa OKOMKOBaima c OAHOBpeMeHHO onTiiMaAbnoii TeMn-pbi AecyAb4>ypaHHH npn 6eHTOHHTHbix a TaiOKe h XAopiiAHbix OKaTbimax He npeBbimaeT TeMn-pbi npH KOTopofi 6bi motao HaCTy-raiTb Aeij>opMaHHa kpomok OKaTameft, sto He 06Hapy>KeH0 ao TeMn-pbi 1420°. VBeAimeHHe oSbeMa OKaTbimeii npn stoh TeMn-pbi npiiOA. Bcero 2 %. Preizkušanje nove sintetične žlindre za rafinacijo v električni obločni peči DK: 669.187.28 ASM/SLA: D5d Vasilij Prešeren Alenka Rodič Majhno stopnjo razžveplanja pri modificirani tehnologiji izdelave jekla po enožlindrnem postopku v električnih obločnih pečeh skušamo povečati z uporabo sintetičnih rafinacijskih žlinder. Opisana je določitev optimalne sestave žlindre za rafi-nacijo v peči in izdelava večje količine predlagane žlindre. Poskusne taline z uporabo nove žlindre smo naredili na 10-tonski električni obločni peči v železarni Ravne. Analiziran je potek in stopnja ražzveplanja jekla po dodatku sintetične žlindre in opisane so metalografske preiskave poskusnih talin. V primerjavi z normalno tehnologijo dosežemo večjo stopnjo razžveplanja, zmanjša se količina sulfidnih vključkov ter skupna vsota vseh nekovinskih vključkov v poskusnih talinah. UVOD Stremljenja metalurgov pri izdelavi kvalitetnih jekel v električnih obločnih pečeh so v zadnjem času usmerjena predvsem v skrajšanje tehnološkega postopka izdelave jekla. Standardni dvožlindrni postopek naj bi zamenjali s krajšim enožlindrnim postopkom. Pri tem pa sta nastopila predvsem dva tehnološka problema: 1. povečanje preddezoksidacijskega potenciala, kar smo brez večjih težav dosegli s pojačano obar-jalno preddezoksidacijo z Al in SiMn 2. povečanje stopnje razžveplanja, ki je pri dvožlindrnem postopku okrog 10 do 15 % večje kot pri modificiranem enožlindrnem postopku s sedanjimi rafinacij skimi žlindrami. Da bi povečali obseg razžveplanja pri nespremenjeni tehnologiji, smo na podlagi vrste laboratorijskih poskusov določili optimalno sestavo sintetične žlindre, s katero naj bi v primerjavi s sedanjo rafinacijcko žlindro v železarni Ravne dosegli boljše in efektivnejše razžveplanje ter večjo čistost jekla v pogledu nekovinskih vključkov sul-fidnega tipa. Izdelali smo večje količine predlagane sintetične žlindre in jo preizkusili na 10-tonski električ- Vasilij Prešeren je diplomirani inženir in magister meta- lurgije ter raziskovalec na Metalurškem inštitutu v Ljub- ljani. Alenka Rodič je diplomirani inženir metalurgije in vodja metalografskih laboratorijev v Železarni Ravne. ni obločni peči v železarni Ravne. Pri izdelavi poskusnih šarž smo zasledovali potek in pogoje razžveplanja, naredili pa smo tudi obsežne metalografske preiskave jekel, izdelanih z novo sintetično rafinacijsko žlindro. Laboratorijski poskusi Na Metalurškem inštitutu v Ljubljani smo naredili več laboratorijskih poskusov za ugotavljanje sposobnosti razžveplanja sintetičnih žlinder z različnimi sestavinami. Dobljene rezultate smo primerjali s stopnjo razžveplanja sedanjih rafinacijskih žlinder v železarni Ravne. Regresi j ska analiza odvisnosti med kemičnimi sestavami žlinder in med dobljenimi stopnjami razžveplanja je dala odvisnost1, ki velja za vsebnost 10 % MgO v žlindri: AS = 64,5 + 0,0088.(%ca0)2 — 0,71.(% A1203) — — 0,88.(% Si02)2 To odvisnost prikazuje slika 1. Ob upoštevanju nekaterih zakonitosti in tehnoloških pogojev, da se v žlindri ne moremo izogniti določenih vsebnosti Si02, A1203 in MgO, je iz rezultatov laboratorijskih poskusov, oziroma slike 1 razvidno, da je najprimernejša naslednja sestava žlindre: MgO = 10 % CaO = 45 do 55 % A1203 = 5 do 10 % Si02 = maksimalno 15 % CaF2 = minimalno 15 % FeO = maksimalno 1 do 2 %. Ker se koncentraciji nekaterih sestavin v žlindri, kot smo že povedali, ne moremo izogniti, smo za sintetično rafinacij sko žlindro, ki jo dodamo v peč po končanem žilavenju in vleku oksidne žlindre ter preddezoksidaciji na golo, izbrali naslednjo sestavo: CaO = 55 do 65 % CaF2 = 20 do 30 % A1203 = 5 do 15 °/o. Dobre rafinacij ske sposobnosti z žlindrami podobnih sestav navajajo tudi drugi avtorji2'3-4. Izdelava žlindre Na podlagi ugotovitev laboratorijskih poskusov smo v električni uporovni peči za izdelovanje varilnih praškov v Železarni Jesenice izdelali večje Ca0 CaF* ALO3 MgO Si02 MnO &». % vlage .žar°" _ izgube MZ°3 Cut- y°J -- - Si02 Cut Vol Slika 1 Odvisnost stopnje razžveplanja jekla od kemične sestave žlindre količine predlagane sintetične žlindre5. Kot surovine smo uporabili kalcit, jedavec in glinico. Mešanico surovin smo v peči stalili in tekočo žlindro Tabela 1 — Kemična sestava sintetične žlindre granulirali v curku vode. žlindro smo nato v rotacijski peči sušili na ca. 600° C. Povprečna sestava izdelane žlindre je podana v tabeli 1: H = 0,89 a. = o,i 1 -100 A - 90 i - 80 — - 70 lo - 60 + ! - 50 1 ^ -40 -30 1 -20 -10 - 0 R1 = 0,79 Sy = 8,88 n? 78 Temperaturo tališča povprečnega vzorca sintetične žlindre smo določili s talilnim mikroskopom in je 1320° C, kar je za uporabo v obločni peči zelo ugodno. Poskusi na 10-tonski električni obločni peči Količina narejene žlindre je zadoščala za izdelavo petih talin cementacijskega jekla. Vse taline smo izdelali po enaki tehnologiji »K«. Sintetično žlindro smo dodali po delnem vleku oksidacijske žlindre in preddezoksidaciji na golo z Al in SiMn. Po 10 do 20 minutah delovanja žlindre smo jeklo izpustili iz peči v ponovco skupno z žlindro. Pri vseh talinah smo jemali vzorce jekla ter žlindre, in sicer po dodatku aluminija na golo (vzorci A-l, B-l ...), po raztalitvi sintetične žlindre (—2) tik pred prebodom (—3) in po končanem litju v kokile (—4). Analiza vzorcev jekla je podana v tabeli 2, analiza žlindre pa v tabeli 3. Sintetično žlindro smo dodali takoj po vzetju vzorcev z oznako —1. Kot je razvidno iz tabele 2, se je vsebnost žvepla nato precej zmanjšala. Časovni potek spreminjanja koncentracije žvepla pri poskusnih talinah prikazuje slika 2. Podatki o stopnjah razžveplanja, času rafina-cije in količini uporabljene žlindre so prikazani v tabeli 4. S količino sintetične žlindre 1,4 do 1,7 % od teže vložka smo dosegli razžveplanje med rafinacijo in prebodom med 30 do 50 %. Statistična analiza podatkov o razžveplanju pri normalni tehnologiji (slika 3 — področje A) je pokazala, da je povprečno razžveplanje med rafinacijo in prebodom ca. 15 %. Razvidno je torej, da smo z novo sintetično žlindro močno povečali stopnjo razžveplanja. Dodajanje sintetične žlindre je trajalo ca. 1 minuto in v manj kot petih minutah se je vsa žlindra popolnoma stalila. Po delnem vleku oksidacijske žlindre ostane nekaj te žlindre v peči. Izračun za količino in sestavo tega ostanka iz analize CaF2 v trdni sintetični žlindri in v raztaljeni rafinacij- Tabela 2: Kemična analiza vzorcev jekla Talina Vzorec* S % C % Si % Mn % AL % AU % O 0/0 41206-A A-a A-b A—1 A—2 A—3 A—4 0,028 0,028 0,024 0,022 0,017 0,016 0,45 0,14 0,10 0,10 0,14 0,16 0,02 0,01 0,01 0,15 0,11 0,20 0,26 0,25 0,28 0,58 1,01 1,05 0,034 0,027 0,0107 0,0091 0,0113 0,0094 41210-B B—a B-b B—1 B—2 B—3 B^i 0,030 0,028 0,029 0,024 0,019 0,014 0,69 0,15 0,09 0,11 0,15 0,15 0,01 0,01 0,02 0,25 0,17 0,31 0,40 0,22 0,21 0,70 1,02 1,00 0,038 0,032 0,0081 0,0070 0,0059 0,0087 41215-C C—a C—b C—1 C—2 C—3 C—4 0,033 0,027 0,027 0,020 0,018 0,015 0,63 0,12 0,07 0,09 0,14 0,15 0,03 0,02 0,01 0,40 0,12 0,23 0,29 0,15 0,96 1,11 1,06 0,038 0,031 0,0228 0,0083 0,0103 0,0086 U217-D D—a D—b D—1 D—2 D—3 D—4 0,030 0,027 0,029 0,024 0,020 0,016 0,49 0,21 0,17 0,18 0,19 0,19 0,02 0,01 0,01 0,15 0,13 0,24 0,21 0,27 0,30 0,72 1.15 1.16 0,042 0,037 0,0075 0,0051 0,0071 41221-E E—a E—b E—1 E—2 E—3 E—4 0,034 0,026 0,024 0,022 0,018 0,014 0,95 0,21 0,11 0,08 0,12 0,19 0,02 0,02 0,26 0,18 0,11 0,19 0,27 0,18 0,64 0,58 1,15 1,09 0,033 0,027 0,0205 0,0130 0,0117 0,0097 * Vzorci z oznako — a so vzeti po raztalitvi jekla Vzorci z oznako — b so vzeti po končanem žilavenju Tabela 3: Kemična analiza vzorcev žlindre Vzorec Si02 FeO MnO CaO CaF2 AI2O3 MgO S vsota B A—1 11,99 23,88 10,06 33,65 _ 5,89 10,09 0,08 95,64 A—2 15,05 1,20 2,86 47,53 8,32 16,87 7,70 0,11 99,64 3,05 A—3 17,55 2,12 3,90 40,12 6,21 17,22 10,25 0,14 97,51 2,41 A—4 22,99 0,74 2,83 42,03 4,40 16,13 10,43 0,25 99,80 2,05 B—1 13,12 17,91 6,84 37,85 _ 5,12 14,52 0,11 95,47 B—2 14,90 0,70 1,03 47,78 8,41 13,30 13,03 0,13 99,28 3,47 B—3 17,10 0,82 1,80 46,41 6,68 12,95 14,10 0,15 100,01 3,08 B—4 23,14 0,70 1,16 43,93 2,72 12,15 15,54 0,25 99,59 2,29 C-l 11,66 24,89 6,12 34,06 _ 5,87 14,37 0,11 97,03 3,02 C—2 16,01 0,98 2,11 46,48 10,43 14,64 9,62 0,15 100,37 C—3 17,47 1,79 2,81 46,20 7,24 13,58 10,81 0,16 100,06 2,86 C—4 20,67 0,71 1,67 45,07 5,56 14,77 10,00 0,28 98,73 2,32 D—1 14,86 11,49 6,61 39,97 - - 9,19 14,45 0,09 96,66 D—2 15,46 1,44 1,90 46,19 12,20 11,85 9,02 0,13 98,19 3,15 D—3 18,22 1,07 1,56 47,25 8,00 11,37 10,77 0,18 98,42 2,84 D—4 23,79 1,07 1,38 45,28 2,35 12,35 10,60 0,27 97,09 2,15 E—1 9,54 23,43 4,72 32,38 _ 10,51 14,53 0,10 95,21 E—2 16,15 1,88 1,75 46,26 7,22 17,63 9,33 0,19 100,41 2,88 E—3 17,60 1,79 4,03 44,40 7,07 13,92 11,21 0,31 100,33 2,77 E—4 21,31 1,88 1,80 45,77 2,61 13,41 11,40 0,31 98,49 2,40 D - dodatek sintetične žlindre oksidacija in izkuhavanje rafinacija in prebod 0'030 [min] Slika 2 Časovni prikaz spreminjanja koncentracije žvepla pri poskusnih talinah Tabela 4 Talina talina 41206 41210 41215 41217 41221 ASraf S s [%] 25,0 33,3 27,3 30,0 17,7 ASpreb = " S3—S. [%] 3,6 16.7 9,1 13,3 11.8 ASR = = ASraf -f -f ASpreb 28,6 50,6 36.4 43,3 29.5 CaO [kg/t] 7.6 8.7 8,1 9.3 8.4 traf [min] 22 18 16 19 18 količina žlindre ;% od teže vložka) 1.4 1,6 1.5 1,7 1.6 ski žlindri (vzorci —2), je pokazal, da tvorijo sestavine dodane sintetične žlindre le ca. 50 % celotne žlindre. Ostale komponente žlindre so iz ostanka oksidacijske žlindre, iz vložka in dolomit-nih sten peči ter iz reakcijskih produktov dodanega Al, SiMn in FeSi. Ugotovimo lahko, da dejanska sestava rafina-cijske žlindre ne ustreza popolnoma predlagani optimalni sestavi. Predvsem je premajhna vsebnost Ca F2, vsebnost Si02 pa je prevelika. Si02 pride iz oksidacijske žlindre, iz oboka in zaradi preddezoksidacije s SiMn in FeSi. Te zadnje tehnološke zahteve ne smemo spreminjati in zato je potrebno čimbolj odstraniti oksidno žlindro ter dodati več sintetične žlindre, s čimer se bo povečala tudi vsebnost CaF2 v rafinacijski žlindri. Pov- prečna količina dodane sintetične žlindre naj bo zato vsaj 2 % od teže vložka. V primerjavi s povprečno analizo sedanje normalne rafinacij ske žlindre1 (CaO — 45 %, Mg — 10 %, CaF2 — 8 %, A1203 — 10 %, Si02 — 25 %) pa je sestava nove rafinacijske žlindre precej boljša. Predvsem smo s sestavo nove žlindre močno povečali aktivnost CaO v žlindri. To je razvidno iz slike 3, kajti s količino 7—10 kg CaO/t v novi žlindri smo dosegli 30 do 50 % razžveplanje, pri enaki količini CaO v normalni žlindri pa le 5 do 25 °/o. Metalografska analiza poskusnih talin V laboratorijih Železarne Ravne smo za poskusne taline določili vsebnost nekovinskih vključ- 50 45 40 35 30 25 X 20 10 75 70 • - • • / / / > / / / y ASR=3,3 + ■s / / / / / y ■ M 6 7 8 9 10 V -CaO /"frg/f 7- Slika 3 Primerjava učinkovitosti razžveplanja z navadno in sintetično rafinacijsko žlindro (A — navadna žlindra) nogi ingota. Na vsakem vzorcu smo ocenili 30 vidnih polj ter najslabše mesto. Aritmetične srednje vrednosti 30 pregledanih mest glede na količino posameznih vrst vključkov so podane v tabeli 5. Smatramo, da za oceno jeklarskih postopkov ni dovolj, da podamo nekovinske vključke le kot aritmetično srednjo vrednost Slika 4 Vključki sulfidnega, oksidnega in aluminatnega tipa v talini 41206 kov, jominy krivulje za preizkušanje kaljivosti, velikost zrna in trakavost. Jeklo smo odlili v 2-ton-ske ingote V-20 in po litju valjali v gredice kvadrat 130 mm. Nekovinske vključke smo ocenili po J. K. skali. Pri vsaki talini smo pregledali po en vzorec, ki je pripadal glavi ingota, in en vzorec, ki je pripadal Slika 5 Vključki sulfidnega in oksidnega tipa v talini 41206 Tabela 5: Nekovinski vključki v poskusnih talinah Nekovinski vključki po J. K. skali Talina Oznaka Aritmetična srednja vrednost Najslabše mesto A B C D X A B 41206 G 1,70 1,20 0,10 1,33 4,33 3 2 41206 N 1,53 0,93 0,10 1,43 3.99 2 3 41221 G 1,85 0,87 0,13 1,43 4,28 3 4 41221 N 1,80 0,97 0,17 1,33 4,27 3 3 41217 G 1,80 0,43 0,13 1,47 3,83 3 2 41217 N 1,85 0,50 0,17 1,40 3,92 3 3 41210 G 1,56 0,60 0,16 1,43 3,75 2 2 41210 N 1,60 0,70 0,10 1,26 3,66 2 2 41215 G 1,50 0,80 0,10 1,33 3,73 2 2 41215 N 1,63 0,70 0,10 1,36 3,79 3 2 Slika 6 Vključki sulfidnega, aluminatnega in oksidnega tipa v talini 41215 Slika 7 Vključki sulfidnega in oksidnega tipa v talini 41215 30 pregledanih mest. Jasno je tudi, da je jeklarska tehnologija glede vključkov uspešnejša, če nimamo vključkov koncentriranih na enem mestu, temveč da so vključki majhni in enakomerno porazdeljeni. Zato so v tabeli 6 zbrane ocene ne- kovinskih vključkov kot pogostost ponavljanja nastopanja vključkov stopnje 1, 2 ali več po J. K. skali. Razvidno je, da so vključki sulfidnega tipa relativno največji in da smo v vsakem vidnem polju imeli vključke tipa A vsaj za stopnjo 1. Enako tudi nismo našli vidnega polja brez globularnih vključkov (tip D). Aluminatni vključki (tip B) se pojavljajo pretežno od 1/4 do 1/2 preseka gredice. Videz, izoblikovanje in kombinacije dveh ali treh tipov vključkov pri 100-kratni povečavi za šaržo 41206 prikazujeta sliki 4 in 5, za šaržo 41215 pa sliki 6 in 7. Sklepamo, da je bila večina sulfid-nih vključkov v litem stanju v evtektski obliki, ali kakor često navajajo v literaturi6, v obliki II. Podatki o trakavosti in velikosti avstenitnega zrna poskusnih talin so podani v tabeli 7. Trakavost so ocenili po tabeli Železarne Ravne na istih vzorcih kot nekovinske vključke. Iz rezultatov v tabeli 7 je razvidno da so bile vse taline precej trakave. Velikost avstenitnega zrna smo pri vseh talinah določevali po dveh metodah: po Mc Quaid Ehnu in po metodi kaljenja. Ocene velikosti zrna so v tabeli 7. Metalografski posnetki avstenitnega zrna dobljenega po obeh metodah pa so prikazani na slikah 8 in 9 za talino 41206 (povečava 100 X) in na slikah 10 in 11 za talino 41215. Pripomniti moramo, da so bili vzorci za določitev avstenitnega zrna po metodi Mc Quaid Ehn vzeti od gredice, ki je pripadala glavi ingota, vzorci za določitev avstenitnega zrna po metodi kaljenja pa so pripadali nogi ingota. Kaljivost vseh poskusnih talin smo določili z jominy poskusom. Jominy krivulje pregledova-nih talin so v predpisanih mejah in ležijo v sredini pasov garantirane kaljivosti. Ocena poskusnih talin Težko je dati oceno uporabnosti, oziroma uspešnosti preizkušane sintetične žlindre na podlagi 5 poskusnih talin. Rezultati teh poskusov pa vseeno kažejo, da smo v primerjavi z navadno rafinacijsko žlindro dosegli precej večjo stopnjo Tabela 6: Pogostost nastopanja vključkov v poskusnih talinah Pogostost ocen po J. K. skali Talina Oznaka A B C D 0 1 2 3 4 0 1 2 3 4 0 1 2 3 4 0 1 2 3 4 41206 G _ 10 19 1 _ 6 12 12 _ _ 27 3 _ _ _ _ 20 10 _ _ 41206 N — 14 16 — — 11 11 7 1 — 27 3 — — _ _ 17 13 _ _ 41221 G — 6 22 2 — 11 14 4 — 1 26 4 — _ _ _ 17 13 _ _ 41221 N — 4 25 1 — 11 11 6 2 — 25 5 — — _ _ 20 10 _ _ 41217 G — 8 20 2 — 18 11 1 — — 26 4 — — — _ 16 14 _ _ 41217 N — 6 22 2 — 18 10 1 1 — 25 5 — — _ _ 18 12 _ _ 41210 G — 13 17 — — 14 14 2 — — 25 5 — — _ _ 17 13 _ _ 41210 N — 12 18 — — 11 17 2 — — 27 3 _ _ _ _ 22 8 _ _ 41215 G — 15 15 — — 9 18 3 — — 27 3 _ _ _ _ 20 10 _ _ 41215 N — 12 17 1 — 13 13 4 — — 27 3 — — — _ 19 11 - — Tabela 7 Metoda kaljenja Ocenjeno po ASTM 41206 3 6 5—6 41221 4 4—6 4—6 41217 4 3—5 3—5 41210 3 5—6 3—6 41215 3 5—7 6—7 Velikost avstenitnega zi T .. Trakavost - lallna po tabeli ŽR McOuaid Ehn Ocenjeno po ASTM Slika 8 Avstenilno zrno po metodi kaljenja v talini 41206 Slika 9 Avstenitno zrno po metodi Mc Quaid Ehna v talini 41206 razžveplanja in tudi dosežene končne vsebnosti žvepla v jeklu (0,014 % do 0,016 %) so v primerjavi z vsebnostmi žvepla pri normalni tehnologiji nižje. Za možnost metalografske primerjave normalnih jekel in jekel, obdelanih s sintetično žlindro, navajamo v tabeli 8 metalografske podatke o ce-mentacijskem jeklu, izdelanem po normalni tehnologiji. Primerjanje podatkov iz tabel 5 in 8 kaže, da so rezultati metalografskih preiskav jekel, obde- Slika 10 Avstenitno zrno po metodi kaljenja v talini 41215 Slika 11 Avstenitno zrno po metodi Mc Quaid Ehna v talini 41215 lanih s sintetično žlindro, boljši kot pri standardni tehnologiji. Povprečno avstenitno zrno je pri poskusnih talinah manjše, trakavost je približno enaka, vsebnost sulfidnih vključkov in skupna količina vseh nekovinskih vključkov pa je pri standardni tehnologiji za ca. 10—15 % večja. Z novo žlindro smo torej uspeli delno zmanjšati sulfidne vključke, vendar je to zmanjšanje še vedno premajhno. Pričakujemo pa, da bi s skrbnejšim odstranjevanjem oksidacijske žlindre, večjo količino sintetične žlindre in delno spremembo tehnologije uspeli še bolj znižati vsebnost sulfidnih vključkov. Zelo važno je tudi, da upoštevamo ugotovitve strokovnjakov7, da je za doseganje manjših vseb- nosti sulfidnih vključkov tipa A potrebno posvetiti dosti pazljivosti tudi specifični intenzivnosti raz-žveplanja do dodatka aluminija za preddezoksida-cijo, torej v času od raztalitve do končne faze izku-havanja, oziroma do začetka rafinacije. Tabela 8 St. podatkov Velikost Sedanja vrednost Nekovinski vključki B A + + B + C + D 1,56 0,60 0,10 1,20 52 0—7 4,8 do 1,88 do 0,85 do 0,19 do 2,43 1,36 0,29 1,53 1,38 3,66 do 4,94 4,23 ZAKLJUČEK Poskusi so pokazali, da je s predlagano sintetično žlindro za rafinacijo jekla v električni obločni peči moč doseči večje razžveplanje kot pri standardnem modificiranem enožlindrnem postopku. Delno se je znižala tudi vsebnost nekovinskih vključkov. Zaradi nove žlindre se je povečala cena jekla za 4 do 5 par/kg. To povišanje lahko z doseženimi rezultati delno že sedaj opravičimo, vendar pričakujemo, da bi dosegli še boljše rezultate, predvsem v pogledu vsebnosti sulfidnih vključkov, če bi bolj odstranili oksidacijsko žlindro, dodali več sintetične žlindre ter delno spremenili tehnologijo pred- dezoksidacije. S temi ukrepi bi dosegli pogoje, ki bi omogočili še boljše razžveplanje in večjo čistost jekla. Literatura: 1. Prešern V., A. Prešern, V. Macur: Poročilo Metalurškega inštituta 219, december 1973; 2. Mazurov E. F. in drugi: Stal 1970, No 12, 1089—1091; 3. Vlasov N. N., A. M. Bigeev, L. P. Žarkov, I. N. Gubajdul-lin: IVUZ, Cernaja metallurgija, No. 8, 1968, 47—49; 4. Paršin S. I., O. V. Tvarin: V sb. tr. CNIICM »Metallurgija«, 1967, vip. 56, 33—38; 5. Prešern V., V. Macur, A. Rodič: Poročilo Metalurškega inštituta 229, februar 1974; 6. Prešern A., M. Dobovišek, V. Rac, V. Macur: Poročilo Metalurškega inštituta 112, 113, september 1972 7. Prešern A.: Tehnološke zakonitosti odžveplanja v električni obločni peči, Železarski zbornik, 1973, št. 3, 123 do 130 ZUSAMMENFASSUNG Bei der Ersetzung der Stahletnzeugung nach dem Zwei-schlackeniverfahren im alaktrischen Lichtbogenofen mit dem (kiirzerein EinscMaakenverfahren hat sieh gezeigt, dass der Entschwaffahrogsgrad beim ikiirzeren Verfahren oneiicht geniigen,d ist. Deswegen warden in der Hiittenindustrie verschiadene sogenannte Sakundarraffinationsverfahren des Stahles auserhalb des Ofenis untersucht. Unsere Auf-gabe war es, die Zusammensetzung der svnthetischen Sohladke zu bestimmen und diese fiir die Raffination im Ofen zu aiiproben. Auf Grund meihrerer laboratorischer Proben ist eine aptimale Zusammensetzung der synthetischen Raffinations-schiladke fastgestellt worden: CaO 55 bis 65 %, CaF2 20 bis 30 °/o, A1A 5 bis 15%. Eine grossere Menge dieser Schladke ist erzeugt und bei der Erzeugung der Einsatzstahle im 10-Tonnen Lichtbogenofen des Hiittenvverikas Ravne ertprobt worden. Die Entschweffe4iung bei den Versuchsschmelzan ist verfolgt und analisiert worden. Die erzeugten Stahle sind auch metalographisoh untarsucht worden. Die synthetische Schladke ist in einer Menge von 1.4 bis 1.7 % des Schmelzgewichtes in den Ofen nach der teiil-vveisen Entschlackung und einer Vordesoxydation mit Al, SiMn und FeSi zugegeben wordan. Es ist mit dieser Schlacke ein Entschweffelunigsgrad von 30 bis 50 % im Vergleich zu 15 % mit der iiblichen Raffinationsschlaoke zu erreichen. Die Menge der nichtmetallischen Einschliisse hat sich um etwa 10 % varmindert, vor allem wegen der Vermind-erung der sulfidischen Einschliisse. Die Austenitlkorngrosse der Versuchsschmelzen war zufriedenstelilend. Das Korn war jedoch etwas kleiner als bei der standarden Technologie. Es ikann daraus gefolgert werden, dass mit der vor-geschlagenen synthetischan ScMaoke, bei der Raffination im eletktrischen Lichtbogenofen eine viel bessare Ent-sohwaffalung erreicht worden ist. Auch die metallographi. schan Untersuchungen hatten giinstige Ergebnisse zur Folge. Wi,r vermuten, dass noch bessare Ergebnisse, vor allem in Hinsicht der SchvveffeleimscMussgehalte, eareicht wer-den konnten, wenn die Oxydationsschlacke besser abge-schlackt ware, wenn die Mange der isynthetiischan Schlacke grosser (wenigstens 2 % des Schmelzgewichtes) und die Reihenfoilge der zugegebenen Dasoxydations'mittel SiMn und FeSi anders ware. Mit diasen Massnahman konnte der Si02 Gehalt iin der Raffinationsschlacke vermindert und der CaF2 Gehalt vargrossert werden. Die Entschvvef-felungsbedingungan waran besser und somit auch ider sulfiidische Reinikeiitsgrad der Stahle. SUMMARY Whan substituting the standard tvvo-slag process in manufacturing steel in the electric are furnace by a shorter smigle-slag process the degree of desulphurisation was not sufficient. Therefore different methoids of the so cailled »secondary refining« of steel outside the furnace are che-dked ali over the world. Our intention was to determine the composition and test a synthetic slag for refining in ithe furnace. Thus the optimall synthetic refining slag with the basic composition: CaO — 55 to 65 %, CaF, — 20 to 30 %, A1Z03 — 5 to 15 % was determined in numerous laboratory expe-riments. Then a greater amount of this slag vvas prapared and tested in manufacturing the steel for carburising in a 10 ton electric are furnace in Ravne Iranvvontos. Desulphurisation in the test melts was analyzed and studied, and metalograiphic investigationis of these steels were made aftervvards. Synthetic islag (1.4 to 1.7 % of charge) was added into the furnace after partial sikimming of the oxidative slag and after ipredeoxidation by Al, SiMn, and FeSi. 30 to 50 % desulphurisation vas obtained duri-ng the refining which is coasideraible improvement campared to 15 % desulphurisation obtained by a commom slag. The amount of nonmetaMic inolusions was reduced for aibout 10% mainly due to reduetion of the amount of sulphide inolusions. The size of austenite grain in the test melts was satisfactory though the grain was slightly smaller than obtained by standard technology. A conclusion can be imade that the proposed synthetic slag fcir refining in the electric are furnace rapresents considerafble improvement in desulphurisation and that also metailographic investigations gaive faivourable results. But stil toetter results can be exipected mainly on the amount of sulphide inclusions if the oxidative islag can be better skimmed and thus more synthetic slag can be added (at least 2 % of charge) but also technology of adding SiMn and FeSi for predeoxidation must be parti-ally changed. Thus amount of SiO, in the refining slag can be ifurther reduced and concentration of CaF2 inerea-sed. In this way conditions can 'be obtained enabling stili better desulphurisation and better purity of steel in the respect to sulphide inclusions. 3AKAIOTEHHE ripH 3aMemeHHH CTanAapTHora cnocoSa npoii3BOACTBa CTaAii b 3AeKTpoAyroBofl nemi c abymh uiAaKaMH c SoAee kopotkhm cnoco-Oom c oahiim uiAaKOM OKa3aAOCb, hto CTeneHb AecyAb(j>ypauHH c SoAee KOpOTKHM CnOCOOoM He YAOBAeTBOpaeT. rt03T0My B HepHOH MeTaA-Aypnin b nocAeAHee BpeMa HccAeAyioT pasnbie cnocoBbi t. h. „ce-KyHAapHoe pacjjHHHpoBamie" cTaAH BHe nenii. B CTaTbe aBTop pac-CMaTpimaeT cocTaB ciiHTeTimecKora liiAaiia H ero npuMCHeHHe npii patJ>iiHnpoBaHiia CTaAii b BanHe. FIoaxoasii;hhh cocTaB niAaKa onpeAeAHAii AaSopaTopHbiMH onti-t3mh; ero thitoboh cocTaB c 55—65 % CaO, 20—30 % CaF2 n 5—15 % A12Ov IIlAaK npiiMeHHAH npii np0H3B0ACTBe CTaAH aaji iieMenTamm b 10 T-oii 3AeKTpoAyroB0H nc-m MciaAAvpnmecKOra 3aBOAa PaBiie. 3TOT CHHTeillMCCKHH IIIAaK B KOAHHCCTBe 1.4—1.7 % TSJKeCTII BcaAa MeTaAAa BBeAeH b MeTaAAmecKyio BaHHy nocAe »lacTiraHOra yAaAeHHH OKHCAHTCAbHora uiAaKa n nocAe oKHCAeHHH c Al, SiMn H FeSi. 3a npoueccoM AecyAbypauHH CAeAHAH npii noMomiH onbiTiix nAaBOK onpeAeAA.« xjiMuraecKiiii cocTaB h MeTaAAorpaHiimipoBaHHa b 3AeKTpoAyroBoii nemi Aa.AH mto Kacacrcsi AecvAb-cj>ypamiH BecbMa noAO^CHTeAbHbie pe3yAbTaTH; sto mojkho CKa3aTb TaKJKe h o MeTaAA0rpairaecK0M HccAeAOBanHH. Eme AyMinne pe3yAb-TaTbl, B OCOBeHHOCTH MTO KaCaeTCH CyAbHAHbIX BKAIOMeHIIH MOJKHO oacHAaTb ecAii yAaAHTb H3 MeTaAAniecKoft BaHHbi SoAbnie okhcah-TeAbHora niAaKa h noBbicHTb ao 2-yx % BcaA cnHTeTHiecKora inAana, TaKJKe MaCTHHHO H3MeHHTb TexH0A0rHio BBCACHH3 SiMn n FeSi npeA-BapiiTeAbiiora pacKiicAeHHH. C sthmii Mepamii mojkho b liiAaKe aah paiJuiuupoBanua yMeubuiHTb coAepJKaHiie Si02 H yBeAHMHTb coAep-Hcaime T. e. KoimeiiTpaiiHio CaF2 mto, KOHe^HO, nOBAeieT co5oh AaAbHeflmee yMeHbineHiie cyAb4>HAHbix bkakjhchhh h cepbi. Mikrostrukturna dogajanja J^T™ med žarjenjem jekla z 0,035 % C in 1,96 % Si v temperaturnem intervalu 680 do 915 °C F. Vodopivec in B.Ralič Na vzorcih jekla, ki so bili ogrevani v nevtralni in razogljičevalni atmosferi, smo izvršili mikroskopske preiskave in preiskave na elektronskem mikroanalizatorju. Določili smo vpliv temperature in trajanja ogrevanja na sestavo ferita in avstenita v jeklu ter kinetiko razogljičenja. Eksperimentalni rezultati omogočajo razlago izmenjalnih reakcij, ki vplivajo na stabilnost avstenita v jeklu. Poenostavljeni račun kaze, da avstenitna faza ne vpliva na kinetiko razogljičenja jekla, ki pri nižjih temperaturah raste z rastjo difuzijske konstante za ogljik v feritu, pri višjih temperaturah pa pada s padanjem topnosti ogljika v feritu. Jeklo smo dobili v obliki toplo valjanega nelu-ženega traku z debelino 2,7 mm. Trak je bil obojestransko razogljičen do globine ca. 0,10 mm. šarž-na analiza jekla je naslednja: 0,035 % C; 1,96 % Si; 0,22 % Mn; 0,005 % P; 0,012 % S; 0,15 % Cu; 0,02 % Cr; 0,07 % Ni; 0,04 % Zr in 0,009 % Al. V začetku smo želeli opredeliti hitrost raztapljanja perlita, rezultati dobljeni med delom pa so nas navedli na nekoliko širšo raziskavo, saj se je pokazalo, da je potrebno poizkuse razširiti tudi na razogljičenje, da ne bi dobili preveč statične predstave o dogajanjih med žarjenjem jekla. Po toplem valjanju ima jeklo mikostruk-turo iz ferita in zelo malo lamelarnega perlita, ki je zbran v zelo drobnih kolonijah ob trikotnih stikih kristalnih zrn. Jeklo ohranja dvofazno mi-krostrukturo v vsem temperaturnem intervalu, ki prihaja v poštev za normalna žarjenja, feritno perlitno pod Acl in feritno avstenitno nad to temperaturo. Pogoji pri ohlajanju jeklenega traku po vročem valjanju so taki, da se ne more izvršiti do kraja razmešanje elementov, predvsem silicija in mangana, med avstenitno in feritno fazo. To se pokaže v tem, da vsebuje ferit več mangana in ogljika ter manj silicija, kot bi ga bilo v ravnotežnem stanju. Med ogrevanjem pri temperaturi obstojnosti avstenita in ferita prihaja zato v jeklu do prerazdelitve elementov, ki ima za posledico bogatenje avstenita z manganom in ogljikom ter Franc Vodopivec je doktor tehniških znanosti in samostojni raziskovalec na metalurškem inštitutu v Ljubljani. Boško Radič, višji tehnik na metalurškem inštitutu v Ljubljani. siromašenja avstenita z alfagenim silicijem. To lepo potrjujejo rezultati na sliki 1, na kateri vidimo kako se s trajanjem ogrevanja pri 780 in 915° C spreminja poprečna vsebnost mangana, silicija in niklja v avstenitu. Analize smo napravili s pomočjo elektronskega mikroanalizatorja. Gonilna sila prerazdelitve je pri isti aktivnosti različna koncentracija alfagenih in gamagenih elementov v feritu in avstenitu. Razlika v ravnotežni koncentraciji je tolikšna, kolikor je široko dvofazno področje v ustreznih binarnih sistemih ali kvazibi-narnih presekih ternarnih sistemov. V strokovnem tisku ni eksperimentalnih podatkov o širini teh področij, verjetno zato ker so potrebna ravnotežna žarjenja predolga, zamudne pa so tudi točne analize posameznih faz. Prerazdelitev elementov ima za posledico tudi spremembo mikrostrukture. Na sliki 2 vidimo, da s trajanjem izotermnega žarjenja raste količina avstenita v jeklu in velikost avstenitnih zrn, ne spreminja pa se praktično velikost feritnih zrn. To se lepo vidi tudi, če primerjamo mikroposnetke 3 in 4 ter 5 in 6. >Mn,915°C iNi,915°C Mn, 780°C p-""^ M,780°C - • Si,780°C 'Si, 915° C - 30 60 90 120 (min) Slika 1 Vpliv trajanja žarjenja pri temperaturah 915 in 780° C na razmerje koncentracije elementov v avstenitu (Cs) in feritu (CF) (m in ) Slika 2 Vpliv trajanja ogrevanja pri temperaturah 915 in 780° C nadelež avstenita (A), velikost avstenitnih zrn (AZ) in velikost feritnih zrn (FZ) v-.; '. V"- -■Ji*, ' <->' 'K. ■ ~ - S. 'A % t ' r $ ■ • 4 y>< s . ,«•* -r^"-" •» - .v-v..v >v - .. ^ ti ' ~ - »»^"V '-C" 'i r-^V'/".v • <-■<. "/"».,< * 2E. ..... v" V „ 1 "»-v; .» * \ '*-» -A / ¥■ -v . o ^ , T ■> - . f- Slika 3 in 4 200 X Vzorca sta bila ogrevana 2 min oz. 60 min pri 780° C lJ i*"?'' je v v j> > W J 4 caLr V* v ^ H H- ! • ^ • /Sk ? ■i * 4 jf" i SK3 « V- . . . i.®""* J."-^ jsu^/rS.' ^ »i t.-*. *» Slika 5 in 6 200 X Vzorca sta bila ogrevana 2 min oz. 120 min pri 915° C Pri ogrevanju dinamo jekla, ki ima začetno fe-ritno-perlitno mikrostrukturo, pri temperaturi nad Acl točko, ne prihaja torej do raztapljanja ce-mentita v feritu, ampak se perlitne kolonije pretvorijo v avstenit, ki ga je z nadaljevanjem žarjenja vedno več in je bolj in bolj stabilen. Iz ravnotežnega sistema (Fe, Si)-C vemo, da pri 2 % Si, avstenit pod 780° C ni več obstojen1. Na preiskanem jeklu spodnje temperature obstojnosti avstenita eksperimentalno nismo določali. Isti vir navaja, da ima avstenit v jeklu z 2 % Si pri 800° C 0,53 % C, pri 900° C 0,25 % C in pri 1000° C 0,076 % C. Iz vsega tega lahko sklepamo, da raste količina avstenita pri izotermnem žarjenju zato, ker se v njem zbira ogljik iz ferita, pri povečanju temperature pa zraste količina avstenita predvsem zato, ker za obstojnost potrebuje manjšo količino ogljika, zaradi česar se pri enaki količini ogljika v jeklu poveča volumen avstenitne faze. Opisane spremembe potekajo, če so mogoče le izmenjave legirnih elementov med feritom in av-stenitom, proces pa se spremeni, če je mogoče še oddajanje ogljika v atmosfero, do česar prihaja pri razogljičevalnem žarjenju. Ko se vzpostavi gradient koncentracije ogljika v obrobnem delu pločevine, oddaja v notranjosti ferit ogljik istočasno avstenitnim otokom in proti atmosferi. Ko pa se zaradi razogljičenja aktivnost ogljika v feritu zmanjša pod aktivnost v avstenitu, se smer reakcije obrne in avstenit oddaja ogljik feritu, ta pa ga odvaja naprej v atmosfero. Reakcijam razogljičenja čistega ferita: (C)ter-> (C)pov in (C)pov + O -> CO, ki ustvarjata gradient ogljika v razogljičenem sloju jekla in odvajata kisik v atmosfero, se pridruži še reakcija (C)avst (C)fer s katero avstenitni otoki oddajajo ogljik feritu, ki jih obdaja, zaradi česar se zmanjšuje količina / 805°C 850° C 750°C 1000°Q£ *7 20° C 10°C 90°C 2 4 6 8 10 12 14 16 (t^, min) Slika 7 Hitrost rasti razogljičenega sloja pri različnih temperaturah. Na ordinati je globina razogličenja (Y„) na abscisi pa čas v parobolični koordinati Slika 8 Vpliv temperature na velikost konstante kP in velikost difuzijskega toka F avstenita v jeklu. Izgorevanje ogljika na površini z zračnim kisikom, vodno paro ali ogljikovim dioksidom je hitra reakcija in v standardnih pogojih gotovo ne more biti merodajna za kinetiko razogljičenja. Iz izkušenj vemo, kažejo pa tudi meritve na našem jeklu, da je kinetika razogljičenja, kot kine-tika vseh difuzijskih pojavov, parabolične oblike. Če na absciso nanesemo čas v paraboličnih enotah (t1/2) in na ordinato globino razogljičenja (yr), dobimo ravne črte, katere je mogoče opisati z enostavno enačbo: yr = K + Kp tw V izrazu je K konstanta, Kp pa parabolična konstanta, katere velikost je merilo za hitrost razogljičenja. Na si. 7 je prikazana kinetika razogljičenja pri ogrevanju v vlažnem vodiku. Na si. 8 pa vidimo, kako se spreminja s temperaturo velikost parabolične (kinetične) konstante. Če bi bil pojav razogljičenja odvisen samo od temperature, bi morala njegova hitrost rasti s temperaturo, saj difuzijski koeficient za ogljik v feritu in v avstenitu s temperaturo raste. Poizkusi pa kažejo, da to ne drži, ampak da hitrost razogljičenja raste do določene temperature, nato pada, pri nadalnjem povečanju temperature pa znova raste. Iz nauka o kovinah vemo, da je tok atomov snovi (F), ki difundira, sorazmeren produktu difu-zijske konstante (D) in gradienta koncentracije (dc/dx). V poenostavljeni obliki lahko to napišemo kot Ac Iz tega izraza lahko izračunamo difuzijski tok, če izberemo globino razogljičenja, poznamo vrednost za difuzijsko konstanto in predpostavimo, da je na meji kovina-atmosfera koncentracija ogljika zanemarljivo majhna v primerjavi s koncentracijo na meji, kjer se v notranjosti kovine začne razogljičeni pas, oziroma na kratko povedano, predpostavimo, da je Ac enak topnosti ogljika v feritu pri določeni temperaturi. V literaturi nismo našli podatkov o topnosti ogljika v silicijevem železu, zato smo pri našem računu uporabili podatke o topnosti ogljika v alfa železu, katere smo posneli po faznem diagramu Fe-Fe3 C, katerega navaja Hansen2. Vrednost za difuzijsko konstanto za ogljik v feritu smo povzeli po Lordu in Beshersu3. S temperaturo se nad Acl topnost ogljika v feritu toliko zmanjša, da se kljub rasti difuzijske konstante, vrednosti difuzijskega toka nad približno 830° C znova zmanjšuje. Praktični poskuci kažejo, da je hitrost razogljičenja največja pri približno 800° C. Razlika med teoretično in praktično temperaturo največje hitrosti razogljičenja je sprejemljivo majhna. Najverjetneje je ta razlika posledica premalo točnega poznavanja vrednosti za difuzijo in za topnost ogljika v silicijevem feritu. Na kratko torej praktične ugotovitve in teoretično analizo lahko rezumiramo takole: a) Po prekoračenju Acl temperature nastanejo iz perlitnih kolonij v jeklu z 1,96 % C in 0,035 % C avstenitni otočki. Z nadaljevanjem izotermnega žarjenja raste velikost otočkov avstenita zato, ker se bogati z ogljikom, ki prihaja iz ferita in se veča njegova obstojnost zato, ker se bogati z gamage-nimi elementi, ki prihajajo iz ferita in siromaši z alfagenim silicijem, katerega oddaja feritu. Pri povišani temperaturi se poveča količina avstenita v jeklu zato, ker je pri višji temperaturi avstenit obstojen že pri manjši koncentraciji ogljika. Ogljik, ki je na voljo v jeklu, se zato razdeli na večjo prostornino. b) Hitrosti razogljičenja v intervalu med 700 in 900° C je odvisna od produkta difuzijske konstante za ogljik v feritu in gradienta koncentracije ogljika v razogljičenem pasu. Pri tem pri nižji temperaturi prevladuje naraščanje difuzijskega koeficienta s temperaturo in zato hitrost razogljičenja raste, pri višji temperaturi pa prevladuje zmanjšanje topnosti ogljika v feritu in se zato hi-troct razogljičenja zmanjšuje. Temperaturna odvisnost in oblika izotermne kinetike kažejo, da prisotnost avstenitnih otočkov v feritu in izme-njalne reakcije med feritom in avstenitom ne vplivajo na kinetiko razogljičenja. Zahvaljujeva se UJŽ Beograd, ki je materialno omogočilo, da se je to delo izvršilo in Metalurškemu Institutu Hasan Brkič v Zenici za preiskave na kvantitativnem mikroskopu. Literatura: 1. Metals Handbook, ASM Cleveland, 1948 2. M. Hansen: Constitution of Binary Alloys: zal. McGraw-Hill, New York, 1958 3. A. E. Lord in D. N. Beshers: Acta Metal. 14, 1966, 1959 ZUSAMMENFASSUNG Beim Aufwarmen des Stahles entstehen beim iiber-schreiten der ACi Temperatur aus perlitischen Kolonien austenitische Inseln. Beim fortschreitenden isoithermaien gliihen werden diese Inselchen grosser, weil der Austenit an Kohlenstoff, welcher von Ferrit kommt reicheir wird. Die Bastandigkeit dieser Inselchen wird grosser weil der Austenit an gammagenen Elementen wie Mn und Ni, reicher und an alfagenen wie Si armer wird. Beim Teimperatur-anstieg wird die Austenitmenge grosser weil bei hoherer Temperatur der Austenit schon bei einer kleineren Menge von Kohlenstoff bestandig ist. Der zur Verfiigung stehende Kohlenstoff im Stahl verteilt sich deshalb auf ein gros-sares Austenitvolumen. Die Entkohlungsgeschwiendigkeit im Interval zvvischen 700° C und 915° C ist vom Wert des Froduktes der Diffusi- onsikonstante und des Kohlenstoffkonzentrationsgradien-tes in ebkohlter Stahlschicht abhangig. Bei niedriger Tem. peratur ist das Zunehmen des Diffusionsikoeffizientes vor-wiegand, so, dass die Enthohlungsgeschwindigkett mit der Temperatur steigt, bei hoherer Temperatur ist das ab-nehmen des Konzentrationlkoeffizientes vorwiegend und es wird demnachst die Entkohlungsgeschwindigkeit :kleiner. Die Temperaturabhangigkeit und die Form der Isothermen Kinetik zeiigen, dass die Anivesenkeit der austenitisohen Inselchen im Ferrit keinen Einfluss auf die Enthohlungs-geshwindigkeit ausiibt, was ein Zethan dafiir ist, dass Obargang des Kohlenstoffes aus detm Austenit in den Ferrit schnaller ist ails die Diffusion des Kohlenstoffes gegen die Stahiloberflatihe. SUMMARY In heating steel austenite isllands are formed out of the pearlite colonies aifter transgressing Aci temperature. Durkig furthar isohtarinal amnealing the iislands grow because the austenite is einriched by carbon diffusing from ferrite, and they are becoming more stable because austenite is enrichad also iby gammagenoiis alements, i. e. manganese and nickel, and imtpcuverished by alphageneous silicon. The amount of austenite is increased with the increased temperature because the austenite is stable at higher temperatures already at the lower carbon content. Carbon available in steel is thus distributed over a greater volume of austenite. Decarburisation rate between 700 and 915° C dapends on the product of diffusivity and concentration gradient of carbon in the decarburized steel layer. At lower tem- peratures the increase of diffusivity prevails and the decarburisation rate increases with the increased temperature whiile at higher temperatures the reduction of the concentration gradient prevails and the decarburisation rate decreases. Temperature function and the shape of isothermal kinetics show that preseince of austenite islanids in ferrite does nos infiluence the decarburisation rate which means that the transition of carbon from austenite into ferrite is faster than the diffusion of carbon tovvards the steel surface. 3AKAKDHEHHE IIpn HarpeBe CTaAii nocAe npeBbimeHHa Teiun-pbi Acl BbiAeAaiOTca 113 KOAOHHbl nepAHTa CKOIIACHHH ayCTeHHTa. IIpu npOAOAHCeHHH H30TcpMimecK0ra OT>Kiira iicAiiuima 3thx CKOnAenHii yneAjmiiBaeTC5l, TaK KaK ayCTeHHT oSoromaerea c yrAepoAOM KOTopbifi BeAeAaeTCa H3 4>eppHTa. B 3tom npouecce yBeAHMHBaeTca hx ciofiKocTb, TaK KaK ayCT6HHT oGoromaeTca c raMAia-reHHHMH 3ACMeuraMH MapraimeM h HHKeAbeM, a SeAHeeT Ha aAb<}>a-reHHbiM Si. Heo6xoAHMio OTMeTHTb, Kanne YBeAHMHBaeTCa- n03T0My, HaxoAammiCH Ha pac-nopajKeHHH b CTaAH yrAepoA pacnpeAeAseTca b SoAee yBeAH^eH oSteMe aycTenHTa. EbicTpoTa o6e3yrAepo>KHBaHHa b HHTepBaAe MesKAY 700—915° U 3aBHCHT ot BeAHHHHbi np0H3BeAenna nocTOaHHora HHCAa ah4>4>h3hh h rpaAHeHTa KOHueHTpauHH yrAepoAa b o6e3yrAe-po;Kanano\i caok) CTaAii npeoSAaAaeT yBCAHqcHne K034>c|)HHHeHTa AH(Jj4>Y3HH, n03T0My SbicTpOTa o6e3yrAepojKHBaHHK CTaAH yBeAiraH-BaeTca, npH SoAee bbicokoh TeMn-pe-rpaAHeHT KOHueHTaiiHH yMeHb-inaeTca H, n03T0My, Gf.iCTpora o6e3yrAepo3KHBaHHa yMeHbiiiaeTCSi. TeMnepaTypiiaa 3aBHCHMOCTb h 4>opMa ii30Tep.MHqccK0ii khhcthkh noKa3E.iBac'i, mto npncyTCTBHe HaKonAeHHii aycTeHHTa b c|>cppMTe He BAHaeT Ha 6bicTpoTy o6e3yrAepo}KHBaHHa. 3ro yKa3biBaeT, mto nepe-xoa yrAepoAa H3 aycTeHHTa B ij>eppnT nponcxoAHT BbicTpee HeM AH(tiy3HOHHbiH nepeHoc 3Tora SAeMem-a k noBepxnocTH CTaAH. Obraba rudarskih naprav in orodij asm/sla: Ts,ciq,Q9 fii isivmij DK: 669.14.018.256 : 669.15-196 za hladno oblikovanje jekla Franc Uranc UVOD Obraba različnih jeklenih in železnih naprav pomeni ogromno gospodarsko škodo. Poskusno določevanje obrabne obstojnosti pogosto ne daje zadovoljivih podatkov, ki bi lahko služili izbiri novega materiala ali drugačne toplotne obdelave orodja. Obrabna obstojnost jekla ni vsestransko opredeljujoč pojem, ker je obraba vsakega strojnega dela odvisna od načina obremenjevanja. Iz podatkov kakršnegakoli obrabnega preizkusa ali iz znanih trdot ali žilavost ne moremo predvideti splošne uporabnosti posameznega jekla ali železa. Lahko pa iz splošno znanih podatkov sklepamo na vzdržnost določenega tipa orodja iz določenega jekla. V naslednjem so prikazane vzdržnosti različnih tipov orodij, od rudniških mlinov do rezalcev stekla1. Podatki praktičnih preizkusov so razvrščeni glede na to, katera kombinacija lastnosti odločilno vpliva na vzdržnost konstrukcijskega dela pri določenem tipu obrabe. Preiskave vzdržnosti proti obrabi Največ podatkov o vzdržnosti potrjuje pretežen vpliv enega dejavnika, poleg kemijske sestave materiala strojnega dela. Primeri, ki kažejo, da sta Martenzit Perlit Perlit Stanja krogel iz OC-8O Slika 1 Obraba mlinskih krogel iz jekla z 0,8 % C. Franc Uranc je diplomirani inženir metalurgije in raziskovalec v Železarni Ravne trdota in kemijska sestava edina pogoja za dobro vzdržnost, zajemajo mlinske krogle, rezalce stekla, oblikovalne matrice za pločevino, mazane udarno obremenjene ležajne površine, obloge naprav, v katerih drsi pesek. Kdaj na videz bolj vpliva legirna sestava, kdaj trdota in kdaj žilavost, prikazujejo navedeni primeri. Slika 1 kaže vzdržnost, žilavost in trdoto mlinskih krogel iz jekla z 0,8 % C. Krogle so se uporabljale v poskusnem mlinu, premera en meter. Skozi mlin je teklo na uro 200 kg rudnine in 60 litrov vode. Obrabno obstojnost krogel, obdelanih na tri različne trdotne stopnje, so preizkusili s tremi različnimi razmeroma čistimi rudninami, to je s kremenom, živcem in kalcitom. Pri mletju kremena, ki je približno tako trd kot martenzitno jeklo in veliko trši od perlitnega, se krogle različnih trdot niso v vzdržnosti razlikovale za več kot za 25 %. Pri mletju živca, ki je veliko mehkejši od kremena, toda še zmerom trši od perlitnega železa, znašajo razlike v obrabni obstojnosti že 100 %, kar gre na račun velike vzdržnosti krogel iz martenzitnega jekla, ki meljejo snov, mehkejšo od martenzita. Martenzitne krogle dobijo svetlo gladko površino, medtem ko krogle iz perlitnega železa postanejo motne in so močno opraskane. Pri mletju kalcita je obraba vseh treh vrst krogel zelo majhna, vendar je kljub temu razlika v hitrosti obrabe perlitnih in martenzitnih krogel več kot 100 %. Podobne rezultate so dobili tudi pri mletju navadnih uporabnih rud, ki so manj čiste. Rude z visokim odstotkom kremena obrabljajo perlitne in martenzitne krogle skoraj enako, medtem ko so krogle iz martenzitnih jekel in železa daleč boljše od drugih krogel pri mletju rud z visoko vsebnostjo živca. Rude z visoko vsebnostjo železovega oksida dajo podobne rezultate kot rude živca, ker imata hematit in magnetit podobno mineraloško trdoto kot živec. Cementov klinker podobno obrablja kot kalcit. Obraba vseh treh vrst krogel je majhna, vendar je hitrost obrabe krogel iz perlitnega jekla dvakrat do štirikrat večja kot hitrost obrabe krogel iz martenzitnega jekla. Pri preizkusih je kalcit učinkoval bolj kot mazivo kot abraziv, kajti s poskusi kotaljenja krogel v sami vodi so ugotovili, da se je hitrost obrabe glede na hitrost v mešanici vode in kalcita dvakratno povečala. Na sliki 1 so podatki za trdoto krogel preračunani iz enot Vickersa v enote Rockwella. Žila- vostne vrednosti so izbrane na podlagi podatkov drugih raziskav, vendar možna nenatančnost tu ni tako škodljiva, saj vidimo, da žilavost jekla, iz katerega so mlinske krogle, ne vpliva na hitrost obrabe. Samo struktura in trdota krogel določata obstojnost proti obrabi. 950 900 950 n m stanja toplotne obdelave rezalcev rezalci stekla t jeklo F 3) Slika 2 Obraba jeklenih rezalcev stekla. Močan vpliv trdote na obstojnost orodij je viden pri rezalcih stekla, ki so iz jekla, približne sestave: 1,25 % C, 3,5 % W, 0,75 % Cr (tip F 3 po AISI-SAE). že dvig trdote nožev za 75 enot Knoopa poveča odpornost proti zatopitvi več kot štirikrat. Kot se vidi iz slike 2, ni zaslediti vpliva žilavosti. Poskusi z ekscentri, na katere je pritiskala sila 400 kp in ki so se vrteli s hitrostjo 1050 obratov na minuto, so pokazali (si. 3a), da je obstojnost mazane površine odvisna od trdote ekscentra. S Delen vpliv žilavosti pa je vendar viden, kot se lahko sklepa iz razlik med vzdržnostmi, žilavost-mi in trdotami preizkušenih vrst železa in jekel. Vzdržnosti jekel in železa se na osnovi trdot in žilavosti ne more primerjati. Obrabo so določali na šestih zobeh na treh enako oddaljenih mestih. Kemijska sestava vseh treh vrst železa je bila približno enaka: 3,1 % C, 0,9 % Mn, 2,23 % Si. Jekli, ki smo ju preizkušali, sta imeli sestavo 0,45 % C, 0,8 °/o Mn (D) in drugo 0,22 % C, 0,8 % Mn (E). Trdote teh jeklenih ekscentrov so bile v mejah 78 do 79 HRB (pri jeklu E) in 88 do 90 HRB (pri D jeklu). Siva litina (A) je imela trdoto 87 do , 90 HRB, siva litina (C) pa 93 do 94 HRB, medtem >ko perlitno kovno železo trdote od 84 do 94 HRB. : Natančna žilavost ni vidna iz izvirnih podatkov, ■ zato so se postavili za posamezne vrste jekla in 'železa žilavostni razredi, katerih širina pa ni sorazmerna dejanskim višinam in razlikam žilavosti, merjenim na katerikoli način. Vplivnost trdote je pri železu veliko manjša kot pri jeklih. To se vidi iz si. 3b, ki kaže vpliv žilavosti kot vpliv strukture na vzdržnost. Jekli Slika 3a Obraba udarno obremenjenega, mazanega modela zoba zobnika. Slika 3b Za strojne dele, obremenjene na obrabo in udarce ali sunke, se veliko uporablja jeklo z | 12 % Mn, ki pa ni primerno, če ne nastopajo 5 v uporabi udarci, na primer pri ceveh. V takih ■g primerih je vzdržnejše lito martenzitno železo. 2 Ker je Hadfieldovo jeklo toliko vzdržnejše od s drugih pri obrabi s sunki, se včasih napačno po-^ splošuje, češ da pri mirni obrabi to jeklo ne nudi veliko odpora proti obrabi. Slika 4 kaže odpornost jekla z 12 % Mn proti obrabi z mokrim kremenčevim peskom, zrnatosti AFSNo 50. Tlak peska na preizkušance je bil 35.104 N/m2. S številnimi preizkusi so potrdili abrazijski faktor 0,75 do 0,85 (glede na 1,00 za jeklo z 0,22 % C, s trdoto 107 HB). Z jeklom tega tipa smo primerjali jeklo s približno kemijsko sestavo 0,5 % C, 1 % Mn, 1 % Cr, 0,35 % Mo, obdelano enkrat na martenzit (A), drugič na bainit (B). Jeklo z 12 % Mn je označeno na sliki s črko C. Oznaka D ustreza jeklu z 0,8 % C, toplotno obdelanemu na perlit. Z jekli smo primerjali tudi dve vrsti železa. Legirano belo železo je predstavljeno na sliki z oznako E, trdota tega jekla je 400 do 600 HB; martenzitno lito železo, znano pod ® 600 iOO 200 0,20 , S lo/o~ .9, fN (N O 0.60 0 1 o, so -B ' O -Q O 100 \ Bainit. Avst. B Jekla E Železi A B C D E Jekla za mlinske obloge F G M Martenzitno belo železo Slika 4 Obraba različnih jekel in belega železa z drsečim peskom. imenom Ni-hard, je označeno na sliki s črko F in je imelo trdoto 550 do 750 HB. Vrednosti za žilavost so v diagramu podane kot žilavostni razredi, ker je ustrezne podatke še najlažje najti. Žilavost železa glede na žilavost jekel je namreč dokaj neznan pojav, kar je glede na različno strukturo razumljivo. Pri tem smo za perlitno jeklo vzeli nižjo od dveh predlaganih in možnih vrednosti, to je razred 4 namesto možnega 3 in za legirano belo železo višjo vrednost (6 od možnega 6 ali 7). Ta samovoljna izbira je bila potrebna zaradi nepopolnosti izvirnih poskusnih podatkov, Slika 5 Obraba mlinskih krogel iz raznih jekel in belega železa. ni pa vplivala na videz krivulj žilavosti in obrabne obstojnosti. Dimenzije za posamezne vrste enot niso tako zahtevne, saj je trdota daleč najodlo-čilnejša pri izbiri materialov, ki bi bili primerni za delovanje pri opisanem tipu obrabe. Podobno kaže slika 5 primere abrazije mlinskih krogel iz belega železa in raznih jekel. V mlinih z velikimi hitrostmi in velikimi kroglami se za krogle vzame jeklo z 12 % Mn. Za srednje udarne pogoje se vzame krom-molibdenovo in krom-nikljevo-molibdenovo jeklo, za manj ekstremne pogoje pa se navadno vzamejo krogle debeline okoli 25 mm, izdelane iz trdega železa. Pri mlinskih preizkusih, katerih rezultati so podani na sliki 5, so dobili vrednosti, katerih medsebojni odnosi so zelo podobni kot pri vrednostih, dobljenih z visokotlačnim mlinskim laboratorijskim preizkusom. Razlike so samo tedaj, ko veliki udarci povzročajo lomljenje in odkrušenje zelo krhkih vrst železa, kot je na primer martenzitno s 4 % Ni in 2 % Cr. Slika kaže trdoto, žilavost in obrabno obstojnost različnih mlinskih krogel, izdelanih iz jekel in vrst železa, ki se uporabljajo za izdelavo oblog mlinov. Prikazane trdote so preračunane iz podatkov, izraženih v enotah Rockvvella. Izvirne trdote so dobljene z merjenjem na obrabljeni površini krogel. Trdote pod hladno utrjeno površino krogel so torej nižje od navedenih. V tabeli Oznaka na si. 5 Material krogel C Kemijska sestava (%) Mn Cr Mo A Martenzitno visokoogljično 1,0 0,8 6,0 1,0 Cr-Mo jeklo 0,4 B Martenzitno visokoogljično 0,7 0,7 2,0 Cr-Mo jeklo 0,8 0,4 C Martenzitno srednjeogljično 0,4 1,5 Cr-Mo jeklo 0,8 2,5 0,4 D Perlitno visokoogljično 0,8 Cr-Mo jeklo 12,0 E Avstenitno 12 % Mn jeklo 1,2 — — F Martenzitno Cr-Mo belo železo 2,8 1,0 15,0 3,0 G Martenzitno visokokromovo belo železo 2,7 1,0 26,0 — H Martenzitno Ni-Cr belo železo 3,5 1,5 2,0 — kemijskih sestav so prikazane oznake posameznih materialov, ustrezne oznakam na sliki 5. Na sliki sta ločeno prikazani skupini jekel in železa, žilavost je nanesena v razredih, ki so določeni za vsak material na osnovi laboratorijskih podatkov in na osnovi podatkov o obnašanju posameznih materialov v uporabi, to je o njihovem nagnjenju h krušenju ali lomljivosti. Stopnje odpornosti proti obrabi temeljijo na indeksu 100 za visokoogljično martenzitno jeklo (A). Vrednosti nad 100 pomenijo večjo hitrost obrabe, manjše vrednosti manjšo hitrost, kot je pri tem martenzitnem jeklu A. Iz diagrama se vidi, da je pri martenzitnem belem železu hitrost obrabe v glavnem obratno sorazmerna trdoti krogel in žilavost ne vpliva. Tudi legiranost ne vpliva bistveno, kot smo s primerjanjem sestav in vzdržnosti ugotovili. Drugače pa je pri jeklih. Pri tej skupini bi bila obrabna obstojnost tudi odvisna v glavnem od trdote, ko bi ne bilo zraven jekla z 12 % Mn, katerega krogle so po obrabi kazale na površini večjo trdoto, kot je bila tista, ki je določala obrabo prvotnih večjih krogel. Pri analizi obrabne obstojnosti smo upoštevali poleg trdote še žilavost zaradi velike žilavosti jekla z 12 %, kajti žilavost tu kompenzira hladno utrjenje površine. Razlika pa je tudi med načinom obrabe v tem primeru in v primeru, ki je prikazan na sliki 4, kjer je bil tlak peska vendarle manjši! Nekoliko podoben pojav kot v tem primeru (si. 5) je opaziti tudi v primeru mlinskih krogel, prikazanem na si. 1. Ker je v primeru na si. 1 kemijska sestava vseh krogel približno enaka, ni močnega vpliva hladnega utrjenja. Vendar se na sliki 1 vidi, da je pri mletju mehkejših rudnin martenzitna struktura jekla krogel veliko ugodnejša od perlitne. Posebno razločno se to vidi za mineral živec. Pri preizkušanju mlinskih krogel so pri Cli-maxu ugotovili vpliv vsebnosti ogljika in trdote jekla na odpornost proti obrabi. Krogle so bile iz jekel sledečih sestav in trdot: krogel C% Mn% Si% Cr% Mo% B% THRCa A 0,25 0,90 0,30 0,60 0,20 0,002 40—50 B 0,55 0,90 0,25 0,30 0,05 0,001 54—58 C 0,80 0,70 0,30 0,20 0,15 0,002 60—64 Vpliv kemijske sestave je odločilen za vzdržnost. Tudi v tem primeru je vpliv žilavosti na vzdržnost negativen, kot se vidi iz slike 6, kjer je žilavost podana v obliki razredov in pomeni nižja številka razreda višjo žilavost. Slika 7 kaže poseben primer orodij za oblikovanje pločevine mehkega jekla. Oblika, na katero naj se deformira 3 mm debela pločevina, je precej zapletena in je zato oblikovanje zelo ostro. Orodja so bila iz jekel OC 100 (č.1940), Merilo (C.3840) in OCR 12 ex. (Č.4750). Iz slike bi se dalo sklepati, da na vzdržnost še najbolj vpliva trdota orodja, o »n; -,----- ^ Q3 0,6 0.9 Vsebnost ogljika (%) Slika 6 Vpliv ogljika v jeklu mlinskih krogel na njihovo obrabo. o OCJOO(C1940) Merilo (Č.3840) 0CR12ex. (Č.USO) Slika 7 Obraba matric za oblikovanje mehke jeklene pločevine. vendar lahko tudi žilavost, to je struktura jekla. Strukturo lahko prikažemo tudi s kemijsko sestavo, vendar v tem primeru ni potrebno, kajti razločno se vidi vpliv vsebnosti ogljika. Iz drugih poskusov na podobnih orodjih je razvidno, da je v resnici kemijska sestava jekla orodja za oblikovanje jekla najodločilnejši dejavnik. Pri tem so seveda zahtevane zadovoljive trdote. Slika 8 kaže vzdržnost orodja stiskalnice, ki upogiba vroče valjane trakove mehkega železa do kota 90°. Jeklo trakov ima 0,6—0,85 % C in trdoto 37—-42 HRC. Trakovi so 1,5 mm debeli. Vzdržnost Merila A2 OCR 12ex. OCR 12 Slika 8 Obraba matric za krivljenje jeklenih trakov. se lahko za silo ponazori s sintetično krivuljo trdote in žilavosti, toda zanesljiveje sklepamo na vzdržnost orodja iz kemijske sestave jekla, oz. že iz vsebnosti ogljika. Zvojna udarna žilavost najbrž ni zanesljiva postavka za sklepanje na vzdržnost. Slika 9 kaže obstojnost prebojnih trnov za luknjanje svetlo luženih trakov iz silicijevega jekla. BRM2 BRW OCR 12 ex. Slika 9 Obraba trnov za prebijanje tračnega železa. A B Jekla Slika 10 Vpliv ogljika v jeklu mlinskih krogel na njih obrabo. Žilavostne vrednosti so izbrane na osnovi znanih trdot. Vpliv kemijske sestave je razločno viden. Zanimiv je velik vpliv molibdena. Ker je število preizkušenih jekel majhno, ne moremo napovedati, ali ta odnos vplivnosti elementov ne velja samo za preizkušano skupino treh jekel. Tudi slika 10 kaže odločen vpliv legiranja, to je predvsem vsebnosti ogljika na vzdržnost mlinskih krogel. Čeprav pa sta visokoogljični visoko-kromovi jekli najbolj obstojni, se za mlinske krogle ne uporabljata, ker so cenejše krogle iz jekla z 1,15 % C. Kot ekvivalent legiranja je prikazan v diagramu rezultat seštet j a odstotkov vsebnosti ogljika in za desetkrat zmanjšane vsebnosti legirnih elementov. Vpliv legiranja je dobro viden zato, ker gre za tako visoko stopnjo legiranja in vsebnosti ogljika, da je vpliv trdote zabrisan. Kemijske sestave preizkušanih jekel so: Vsebnost % A B C D C 0,8 1,15 1,5 0,25 Mo 2,12 0,5 1,0 1,0 Cr 12,0 12,0 Zanimivo je, da dobimo krivuljo, ki je podobna krivulji obrabne obstojnosti, tudi s sintezo krivulje trdote in v nasprotno smer odmerjene krivulje žilavosti. Poseben primer obrabe predstavljajo sita (slika 11). Prikazana je obstojnost sit iz prokrona in iz raznih ogljičnih jekel. Na obstojnost ima velik vpliv trdota, vendar pa soodločata tudi legiranost in struktura jekla, iz katerega so žice sita. Tako ne more biti manj obstojno sito iz OC 100 (Č.1940), kjer so žice mehkejše, kot sito iz žic jekla z 0,6 % C, ki so lahko trše. Vpliv same trdote zmanjša, in s tem poveča vpliv kemijske sestave, krivulja žilavosti, ki jo odštevamo od krivulje za trdoto. Takšen postopek se dobro obnese pri ogljičnih jeklih. Premalo se upošteva vpliv legirnih elementov v legiranih jeklih, kajti žilavost teh jekel ni v enakem 0.6% C 0.6%C Slika 11 Obraba žic v sitih. odnosu glede na trdoto kot pri nelegiranih jeklih, temveč so ta bolj žilava. To pomeni, da pri manjši trdoti legiranih jekel žilavost ni »zadosti majhna«, da bi prikazala vpliv legiranosti. Zato bi morali imeti različne ekvivalente za različne legirne elemente. V tem primeru na sliki 11 nastopa samo eno legirano jeklo, zato nismo pristopili k raziskavi vpliva kroma. Takšna seštevanja so možna zaradi tega, ker je žilavost orodnih jekel z 1 % C nesorazmerno visoka glede na žilavost nižjeogljičnega z 0,8 % C. Slika 12 prikazuje primere obrabe mlinskih oblog iz štirih različnih tipov jekel. Obloge iz teh jekel so bile nameščene na tistih delih mlina, ki so najbolj obremenjeni na udarce. Mlin s kroglami je imel premer 3 metre in je mlel z veliko hitrostjo, tako da so bili udarci na plošče zares močni. Pri teh tipih mlinov zato pogosto uporabljajo plošče iz drugačnih jekel za srednji del, kjer so močni udarci in iz drugačnih za končne dele, kjer so udarci precej šibkejši. Tabela prikazuje približne kemijske sestave, toplotno obdelavo in trdote preizkušanih oblog. Tabela: Mlinske obloge Oznaka Tip jekla Kemijska sestava (°/o) Toplotna Trdota na si. 7 C Mn Si Cr Mo obdelava (HB) A Avstenitno Mn 1,2 12,0 0,6 Gašeno 192—212 B Perlitno Cr-Mo 0,8 0,8 2,5 0,5 0,4 Kalj. na zraku + pop. 352—401 (J Martenzitno Cr-Mo 0,7 0,7 0,6 1,5 0,4 Kalj. v soli + pop. 480° (martemp.) 477—514 D Martenzitno Cr-Mo 0,7 0,7 0,6 1,5 0,4 Kalj. v soli + pop. na 260° 555—601 Slika 12 Udarna obraba mlinskih oblog iz raznih tipov jekel. Preizkušali smo dve plošči manganskega jekla, štiri plošče jekla B, pet plošč jekla C in osem plošč z največjo trdoto. Vse plošče so bile v začetku dimenzijsko enake in v mlinu so ostale vse dotlej, da so se obrabile v območju največje obrabe skorajda popolnoma. Pogoji obrabe so bili za vse plošče enaki. Diagram na sliki 12 prikazuje povprečno dobo, ki so jo vzdržale v mlinu posamezne skupine plošč. Trše od martenzitnih jekel je najboljše za tovrstne obloge, kot so ugotovili po večkratnih primerjalnih preizkusih plošč iz tega jekla in plošč iz perlitnega jekla. Perlitno jeklo je naslednji najboljši uporabni material, ker dolgo vzdrži in ker daje zaradi razmeroma zelo dobre žilavosti zagotovilo proti nevarnosti prezgodnjega loma. Z dodatnimi preizkusi so ugotovili, da je martenzit-no jeklo za te namene zadosti žilavo in tako so skorajda izključili uporabo drugih jekel za udarno obremenjene obloge tovrstnih mlinov. Mehkejša inačica martenzitnega jekla in avstenitno jeklo sta se pokazala za manj primerna materiala plošč za mline, zato se v glavnem ne uporabljata več. Rezultati preizkusov, s katerimi so prišli raziskovalci pri Climaxu do jasne slike o uporabnosti jekel različnih struktur za mlinske obloge, kažejo na odločilen vpliv strukture materiala na odpornost proti obrabi. Ker pa je strukturne razlike zelo težko prikazati kvantitativno na osnovi meta-lografskih pregledov, preostane kot merilo strukturnih lastnosti trdih jekel poleg trdote še žilavost. K diagramu na sliki 12 bi lahko pripomnili, da sintetična krivulja trdote in žilavosti ni podobne oblike kot krivulja dejanske vzdržnosti, katero skuša prikazati. Premalo je poudarjena obstojnost perlitnega jekla (B) glede na mehkejšega od martenzitnih dveh (C). To hibo bi se dalo odpraviti z majhnim zmanjšanjem merila na lestvici za trdoto ali zvečanjem merila za žilavost. Zaradi čisto tehničnih postopkov pri izdelavi diagramov teh sprememb nismo opravili. Takšna pomanjkljivost sinteze krivulje obstojnosti pa ne predstavlja resne ovire za ugotovitev razločnega vpliva trdote in žilavosti na obrabno odpornost v takšnih primerih uporabe. V opisanem primeru nam manjkajo podatki o dejanski žilavosti preiskovanih jekel, zato se tudi ne more postaviti popolnoma ustrezajočega razmerja vpliva žilavosti in trdote. Zato je tudi sintetična krivulja lahko nekoliko drugačna, kot bi bila s pomočjo konkretnih podatkov o žilavosti preiskovanih jekel. Diagram se ne more s stoodstotno zanesljivostjo uporabiti za nadaljnje predvidevanje uporabnosti drugačnih materialov za te namene, dokler se ne določi tem, do zdaj preiskovanim jeklom žilavosti v oprijemljivih enotah, ki bolj ustrezajo resničnemu stanju kot razdelitev na razrede. Pretres rezultatov Iz vseh diagramov se vidi, da ima na obrabno obstojnost odločilen vpliv trdota. Edinstven vpliv trdote se vidi v primerih, ko se primerjajo orodja, izdelana iz samo enega tipa jekla, ki ima morda različne vsebnosti ogljika ali pa je samo toplotno obdelano na različne trdote. To se vidi na primerih mlinskih krogel iz jekla z 0,8 % C (slika 1). Tak edinstven vpliv trdote je posebno razločno viden pri rezalcih stekla (slika 2). Podobno je pri maza-nih zobnikih iz različnih jekel in vrst železa (slika 3). Jasnejšo podobo pa dobimo, če upoštevamo tudi žilavost, kajti obraba je tu udarna. Ce primerjamo različne tipe jekel z različnimi tipi železa, ki se uporabljajo za izdelavo mlinskih krogel, se tudi pokaže trdota kot odločujoči dejavnik, vendar je opaziti vpliv strukture, ki jo ponazarja kombinacija trdote in negativa žilavosti (si. 4). Trdoto, primerno za dosego velike obrabne obstojnosti, lahko dosežemo z legiranjem in toplotno obdelavo ustreznih orodij in konstrukcijskih delov nasploh. Učinek legiranja lahko obravnavamo zase kot odločilnega za obrabno obstojnost (si. 6, 7, 8, 9, 10). Pri tem lahko dobimo krivuljo relativne obrabne obstojnosti tudi s pomočjo krivulje trdote in krivulje v nasprotno smer obrnjene žilavosti. Takšna krivulja je podobna krivulji legiranosti, kot se vidi iz slik 6, 10. Poseben primer vpliva legiranosti in trdote je podan na sliki 11, kjer tudi lahko dobimo krivuljo relativne obrabne obstojnosti s pomočjo trdote in v negativno smer štete žilavosti. Ne moremo pa izrisati krivulje obstojnosti samo s pomočjo prikaza legiranosti, temveč moramo poleg nje upoštevati tudi trdoto. Razlika med primerom po sliki 10 in 11 je v tem, da je pri orodnih jeklih, ki niso legirana (slika 11) in imajo precej nižjo vsebnost ogljika kot legirana visokoogljična visokokromova jekla (slika 10), vpliv ogljika premajhen, da bi mogli samo na osnovi kemijske sestave sklepati na vzdržnost orodij, oz. v tem primeru sit. Značilen primer kombiniranega vpliva trdote in žilavosti je razviden s slike 8, ki kaže vzdržnost orodij za krivljenje trdega jekla, ter iz slike 12, ki kaže vzdržnost mlinskih oblog pri udarni obrabi. To sta jasna primera, ko žilavost neposredno učinkuje na obrabno obstojnost konstrukcijskega dela. Zilavostni sovpliv pa je viden tudi na slikah 3, 4 in 7. Žilavost vpliva posredno kot izravnalec nihanj trdote. Z njo prikazujemo vpliv legiranosti, kadar imamo opravka z več jekli ali vrstami železa in se ne more predstaviti vzdržnost samo s trdoto. To se dogaja v primerih mirne obrabe z mineralnimi snovmi, kot kažejo slike 5, 6, 7, 10, 11 in delno tudi sliki 3 in 4, kjer v enem primeru nimamo obrabe z minerali, ampak mazano obrabo kovin. Pregled čez celotno zbirko diagramov nam pokaže, da je možno razvrstiti vse prikazane primere v štiri skupine glede na odvisnost obrabne obstojnosti od trdote, kemijske sestave, strukture in žilavosti. V prvi skupini diagramov je viden vpliv samo dveh dejavnikov. Na obrabno obstojnost mlinskih krogel in rezalcev stekla vplivata samo struktura (toplotna obdelava) in trdota. Ker imamo v vsakem od teh dveh primerov opravka samo z enim jeklom, se lahko tudi vpliv strukture prikaže kar s trdoto (si. 1 in 2). V drugi skupini so diagrami, ki zajemajo vsak po več tipov jekel in celo železa (si. 3, 4, 5, 6, 10, 11). V vseh teh primerih je moč ponazoriti obstojnost s krivuljo, ki je rezultanta trdotne krivulje in krivulje navzdol nanesene žilavosti. Negativ žilavosti predstavlja vpliv strukture, oz. kemijske sestave materialov orodij v toliko, v kolikor ga ne more predstaviti trdota. V primerih 6, 10, 11 pa se je vpliv kemijske sestave lahko kar direktno odčital, kajti izrazit je vpliv ogljika na lastnosti orodij. Razlika med prvo in drugo skupino diagramov je v tem, da je v prvi skupini v vsakem diagramu zajeto samo eno jeklo, v drugi pa so upoštevane kemijske sestave orodij in je zato poleg trdote pomemben še dejavnik, ki kaže razlike v strukturi različnih jekel in vrst železa. Ta dejavnik je negativ žilavosti. Podoben pa je pri obeh skupinah primerov obrabe način obrabe, ker gre za obrabo z nekovinskimi snovmi, le v enem primeru za obrabo maza-nih kovinskih površin. Različni od teh dveh sta tretja in četrta skupina primerov, ki kažeta obrabo pri udarnih pogojih in obrabo s kovinami. Važno je, da so orodja za oblikovanje mehke pločevine iz primernega legiranega jekla. Trdota naj bo seveda ustrezna legirnemu tipu jekla orodja. Tip jekla za orodje je v takih primerih zelo pomemben (si. 7 in 9). Pri udarni obrabi z minerali ali pri obdelovanju trdega jekla nastopajo zadosti močni udarci, da se lahko ponazori obrabna obstojnost orodij samo s krivuljo rezultanto trdote in žilavosti (si. 8 in 12). Pri orodjih za obdelavo jekla se dobi poleg tega krivulja relativne obrabne obstojnosti s prikazom kemijske sestave jekla orodja (si. 8). Poleg strukture je za material orodja najpomembnejša lastnost trdota. V primerih mirne obrabe z nekovinami se kombinira trdota z negativom žilavosti in tako izrazi vpliv strukture na obrabno obstojnost. V primerih udarne obrabe pa se pokažeta kot komplementarni komponenti krivulje relativne obrabne obstojnosti trdota in žilavost orodij. Predvsem trdota in žilavost odločata o obrabni obstojnosti orodij za obdelavo nekovin ter o obrabni obstojnosti mazanih kovinskih površin. Za obdelavo kovin pa so primerna le orodja iz manjšega števila jekel, ki morajo doseči primemo trdoto, predvsem zato pa morajo imeti primerno legirano sestavo. SKLEP Konstruiranje krivulj relativne obrabe izhaja iz predpostavke, da na obrabo najbolj in s primerljivim efektom vplivata trdota in žilavost obremenjenega orodja. Preizkusi različnih orodij so pokazali, da na obrabno obstojnost odločilno vplivata trdota in legirna sestava orodja. Žilavost kot neposredni vplivni dejavnik pride v poštev pri udarnih obrabah in negativ žilavosti skupaj s trdoto zajema vpliv legiranosti na obstojnost orodij, ki jih obrabljajo nekovine. Stopnja legiranja je posebno pomembna za orodja, ki obdelujejo kovine. Drugačen model obrabe pa predstavljajo mlinske krogle, obloge, sita, obloge, po katerih drsi mineral, orodja za obdelovanje nekovin nasploh. Za ta orodja se uporabljajo zelo različni materiali, zato je vpliv kemijske sestave nejasen. Pri teh je obraba zmerom velika, lahko pa se zmanjša s primerno toplotno obdelavo orodja. Potrebno je doseči optimalno razmerje med trdoto in žilavostjo. Tako lahko uporabljamo cenejša jekla in železo. Poznati je treba dosegljive žilavosti jekel in železa, ki se že uporabljajo, in tistih, ki bi morda lahko ustrezala za enake namene. Literatura: 1. Metals Handbook, Vol. 1, Properties and Selection of Metals, 8th Edition, American Society for Metals, str. 244 do 257, 704 do 705. ZUSAMMENFASSUNG Abrieibfestiglkeit der Warkzeuge und der Konstruktions-teile im ^Hgameinen, ist hauptsachlich von der chemischen Zusammensetzung und der Harte des Masohinenteiles abhangig. Im Falle einer schlagartigen Abnutzung, sind die Harte und Zahiglkeit die wichtigsten Eigemschaften, walche die Albriebfestiglkeit bestknmen. Aus dem Artikel ist es ersichtllich, in welchan Falilen die Zahiigkeit schan einflussibar ist. Die Daten iiber die Zahigkeit dar Maschi- nenteile, welche von Mineralen auf ruhiige Weise albgenutzt vverden, sind sehr wertvoll. Zahigkeitsvverte zusammen mit den Hartevverten konnen die Daten iiber den Legterungsgrad gut ersetzen. Bei den Werkizeugen fiir die Metallbearbeitun.g ist wichtig vor aillam dar Legiarungsgrad und weniger die Harte und die Zahigikeit. SUMMARY Wear resistance of tools and machine parts in general depenids mainly on the amourtt of alloying elements and on the hardness of the machine ipart. In the cases of impact wear the hardness and the toughness are the most important -properties determiniing the wear resistance. The paper desoribas cases in vvhich the toughness is already influencial. The data on toughness of machine parts vvhich are in a constant way vvorn toy mdnerals are very valuable. The :known combination of toughness and hardness data can welil be used instead of the data about the amount of allloying elements. In tools for vvortking metals the degree of alloying is more important than hardness and toughness alone. 3AKAIOTEHHE ConpOTHBAeHHe h3hocy HHCTpyMeHOTOB h KOHCTpyKUHOHHbIX AeTa-Aeft b o6meM, 3aBHCHT raabhhm 06pa30M ot coAep^caHHJi AerHpyiomHX 3AeMeHTOB h TBepAOCTH ManiHHHMx AeTaAeH. B CAyHaax YAapHora H3HOCa HMeHHO TBepAOCTb H BH3KOCTB OnpeACAHIOT COnpOTHBAeHHe H3Hocy. B cTaTbe nphbeaehu AaHHtie h3 kotopbix bhaho KorAa Ha-CTynaeT bahhhhc bh3kocth. 3HaMeHHe aahhbix o bh3kocth MaiiiHHHbix AeTaAen npn H3Hocy c ciiokohhom nyTeM c MHHepaAaMH BecbMa BeAHKO. BH3KOCTb, cobmcctho c TBepAOCTbio, xopoiuo 3aMemaeT AaHHbie o cTeneHH AempoBaHHH. Efpn H[HCTpyMeHTOB aah o6pa6oTKH MeTaAAOB 3HaMeHHe HMeeT TAaBHbiM 06pa30M AernpoBaHHe, MeHee ^ce TOAbKO TBepAOCTb h BH3KOCTb. Topilnica svinca Rudnika Mežica in zaščita okolja DK: 669.431; 628.5 ASM/SLA: Pb, A 8 a Peter Souvent V članku je v kratkem prikazana uporaba svinca in njegovih zlitin ter tabelarni pregled proizvodnje in predelave svinca v nekaterih državah. Pri vseh procesih dobimo poleg koristnih produktov tudi nekoristne ali celo škodljive snovi, ki so posledica kemijskih in fizikalnih lastnosti surovin ter tehnologije predelave. V metalurgiji svinca dobimo tudi velike količine dimnih plinov, ki vsebujejo precejšnje količine prašnih delcev in žveplov dioksid. Ker surovin in tehnologije ni mogoče tako spremeniti, da te škodljive snovi ne bi nastajale, jih moramo odstraniti. V kratkem so opisani danes običajni načini čiščenja prašnih delcev iz dimnih plinov ter poblemi odstranjevanja nižjih koncentracij žveplovega dioksida. Prav tako so opisani dosedanji ukrepi čiščenja dimnih plinov v mežiški topilnici ter načrti, s katerimi naj bi popolnoma obvladali emisijo prahu. Kljub nenehnemu razvoju tehnike in tehnologije si danes in v bližnji prihodnosti še ne moremo predstavljati življenja brez svinca in njegovih spojin. Ne da bi se zavedali srečujemo svinec in njegove spojine v vsakdanjem življenju. Avtomobilizem kot eden izmed znakov rasti standarda troši pretežni delež svinca: v akumulatorju je 60 do 70 % svinca in njegovih zlitin, bencinski motor, ki bo lahko uporabljal bencin brez dodatka svinčevega tetraetila kot sredstva za povečanje oktanskega števila je še v razvoju. Pretežna večina podzemnih kablov je kljub napredku raznih plastičnih mas še vedno oplaščena tudi s svinčevo zlitino. Na področju kemije se odpirajo vedno nove možnosti uporabe svinca ali spojin, saj so na primer stabilizatorji, ki se uporabljajo pri proizvodnji plastičnih mas, često narejeni na osnovi svinca. V tabeli št. 1 je prikazana topilniška proizvodnja svinca in njegovih zlitin v zadnjih 5 letih (podatki so iz »Metallstatistik«, 60. Jahrgang, za Rudnik Mežica iz letnih poročil). Poleg Rudnika Mežica proizvaja v Jugoslaviji svinec še rudarsko-metalurško-hemijski kombinat v Trepči, ki je največji evropski rudnik svinca. Po istem viru sta narejeni tudi tabeli št. 2, v kateri je prikazana potrošnja svinca v istem obdobju, in tabela št. 3, v kateri je prikazana potrošnja svinca po izdelkih v ZDA, Zapadni Nemčiji in Veliki Britaniji ter Jugoslaviji (podatki za Jugo- Peter Souvent je diplomirani inženir metalurgije in v. d. direktor TOZD metalurških in akumulatorski obratov v Rudniku in topilnici svinca Mežica slavijo so po glasilu Zveznega zavoda za statistiko »Industrija 1972«). Proizvodnja in poraba svinca v svetovnem merilu je v porastu. Pri tem ostaja delež rudarske proizvodnje konstanten, veča pa se proizvodnja svinca in zlitin iz sekundarnih surovin (raznih odpadkov, predvsem starih akumulatorjev). Zanimivo je, da je kljub raznim akcijam za zmanjšanje odstotka svinčevega tetraetila kot dodatka bencinu v smislu zaščite okolja proizvodnja le-tega iz leta v leto večja. Tako kot pri pridobivanju in predelavi večine materialnih dobrin dobimo tudi pri vseh metalurških procesih poleg koristnih izdelkov tudi nekoristne in škodljive produkte, ki so posledica fizikalnih in kemijskih lastnosti surovin ter tehnologije. Na prvo ne moremo vplivati, na drugo pa z raznimi ukrepi lahko že močno vplivamo v smislu zaščite okolja. V metalurgiji svinca ne moremo spremeniti niti prvega niti drugega. Ruda je sulfidna, v prvi fazi predelave koncentratov, to je v pražarni, od-pražimo žveplo. Produkt pražarne je tako oksidni praženec, katerega v agregatih za redukcijo zre-duciramo v kovinski svinec, in plini, ki vsebujejo žveplov dioksid ter prah. Prav tako nastaja prah pri vseh ostalih napravah (šahtna peč, bobnasti peči, rafinacija) in nekaj žveplovega dioksida, ki nastane predvsem iz žvepla v gorivu (v mazutu je na primer do 3 % žvepla). Za odpravo žveplovega dioksida iz dimnih plinov raznih procesov je še vedno edini izhod proizvodnja žveplene kisline. Dimni plini, ki gredo skozi take naprave, morajo biti predhodno očiščeni prahu; tako so plini, ki gredo za takimi napravami skozi dimnik na prosto, očiščeni prahu in žveplovega dioksida. Predpogoj delovanja take naprave za proizvodnjo kisline pa je potrebna koncentracija žveplovega dioksida (5 do 6 volumskih %) in količina dimnih plinov, od katere je odvisna rentabilnost proizvodnje. Za odstranjevanje prašnih delcev iz dimnih plinov pridejo danes zaradi vedno ostrejših pogojev zaščite okolja v poštev elektro filtri, vrečni filtri in mokro čiščenje dimnih plinov. Čiščenje dimnih plinov z raznimi cikloni, multikloni, prašnimi komorami itd. se uporablja še v nekaterih primerih, v glavnem pa služijo za predčiščenje, oziroma razbremenitev prej naštetih čistilcev. Izbira ustreznega čistilca je odvisna od količine plina in prahu, od fizikalnih in kemijskih lastnosti plina, ki ga nameravamo očistiti, od željenega Slika 1: Elektro filter Conttrell-Lurgi, s katerim so čistili pline od leta 1923 do 1954. efekta čiščenja, od nadaljne uporabe prahu in ne nazadnje od cene nabave ter stroškov obratovanja in vzdrževanja take naprave. Pri elektro filtrih vodimo pline skozi električno polje, kjer posebna elektroda s svojo praznitvijo ionizira plin, elektroni se vsedejo na nevtralne molekule plina, tvorijo se negativne molekule plina, ki se delno oprimejo prašnih delcev. Ti prašni delci se nato vsedejo na vsedalno, pozitivno elektrodo, s katere se potem prah občasno z obtrkovanjem ali izpiranjem odstrani. Konstrukcijsko so elektrode iz žice različnih oblik, vsedalne elektrode pa so ali cevi s premerom 10 do 30 cm ali plošče, ki so med seboj razmaknjene 20 do 40 cm. Električno polje dobimo s pomočjo istosmernih, visoko napetostnih agregatov. Napetosti so od 10.000 do 80.000 voltov, učinek čiščenja je preko 99 %, v očiščenih dimnih plinih mora biti pod 0,150 g/Nm3 prahu. Nabava elektrofiltra je draga, vendar je obratovanje in vzdrževanje naprave poceni. Zahteva pa konstantije pogoje obratovanja, efekt čiščenja je odvisen od fizikalnih in kemijskih lastnosti prahu ter plina, predvsem od električne prevodnosti prahu ter rosišča in temperature plina. Pri vrečnih filtrih gre plin s prahom skozi vreče, prah ostane na vrečah ali v njih, odkoder se potem v fazi čiščenja z raznimi načini odstrani. Sprva je bila uporaba vrečnih filtrov zaradi slabe kvalitete vreč izredno omejena, saj so vreče iz volne ali bombaža dopuščale obratovanje takega filtra samo do 90 °C, pa tudi obstojnost proti raznim drugim vplivom je bila slaba. Danes lahko z izbiro primernega materiala obratujemo s temperaturami do 280 °C (vreče iz steklenih vlaken, teflona). Z raznim prepariranjem tkanin (odpornost proti raztegovanju, raznim kislinam, lugom itd.) se je življenjska doba vreč zelo podaljšala. Nabava vreč-nega filtra je 3 do 4 krat cenejša od elektro filtra, vendar pa je obratovanje in vzdrževanje dražje, kar pa se je s podaljšanjem življenjske dobe vreč bistveno izboljšalo. Vrečni filter ni toliko občutljiv na obratovalne pogoje z ozirom na sestavo plina, pač pa zelo na rosišče plina, temperaturo in preobremenitve. Efekt čiščenja je višji od 99 °/o, v očiščenih plinih mora biti manj kot 0,050 g/Nm3 prahu. Neodvisno od temperature, količine in sestave dimnih plinov lahko pline efektno očistimo z izpiranjem (pralni stolpi, Venturi-izpiralci), kjer s pomočjo vode ali kake druge tekočine, skozi katero vodimo plin, omočimo, vežemo ali izločimo prašne delce. Taka naprava sama je cenejša od nje ELEX. Že pred vojno so opustili delo s kon-vertorji, z mehanskimi pečmi so prenehali obratovati leta 1957 in jih nadomestili z 2 bobnastima pečema, ki obratujeta od leta 1958. Tako so s filtrom ELEX odpraševali samo bobnasti peči. Vse-dalne elektrode so bile plošče, dimenzioniran je bil za odpraševanje 50.000 Nm3/h dimnih plinov pri temperaturi 180 °C, efekt čiščenja 99,5%, če bi bilo v plinu več kot 20 g/Nm3 prahu, oziroma v očiščenih plinih bo največ 0,1 g/Nm3 prahu, če bo ob vstopu v filter manj kot 20 g/Nm3 prahu. Elektrode so bile razdeljene v 3 komore, poraba električne energije je bila 24 kW, napetost med elektrodama 40.000 V, obtrkovanje — čiščenje mehansko, avtomatično. Iz arhivske dokumentacije lahko razberemo, da je zaradi vsebnosti žveplovega dioksida, trioksi-da in vode obstajala možnost izločanja žveplene in žveplaste kisline. Zaradi korozije železno ohišje filtra kljub izolaciji ne bi vzdržalo dolgo. Zato so bile elektrode nameščene v zidani zgradbi, oziroma komorah. S tem bi se življenjska doba filtra, kakor je bilo napisano v nekem dopisu firme ELEX, podaljšala na 15 let. Leta 1968, po 14-let-nem obratovanju smo s filtrom prenehali obratovati. Zaradi pogostih temperaturnih sprememb in neenotnega materiala so razpokale stene stavbe. Ker je bil v notranjosti filtra podtlak, je skozi špranje prihajal zrak, ki je v taki meri motil delovanje filtra, da je bil efekt čiščenja minimalen. Zaradi prevelikih stroškov popravila filtra ELEX smo zgradili nov, tokrat vrečni filter nemške firme Lurgi, ki je začel obratovati decembra 1968 in čisti dimne pline pražarne. V tistem času so pričeli zaradi izboljšane kvalitete vreč na veliko graditi vrečne filtre, ki naj bi pač bili »najbolj primerni« v metalurgiji svinca. To so poudarjali predvsem strokovnjaki iz ZDA. Naš filter ima v 8 komorah 480 vreč iz steklenih silikoniziranih vlaken, dolgih 8 m, premera 300 mm. Vzdržijo temperature do 280 °C. Kapaciteta filtra je 30.000 Nm3/h plina pri 250 °C, v surovem plinu je do 15 g/Nm3 prahu, v očiščenem pa pod 0,05 g/Nm3 (običajno 0,008 do 0,025 g/Nm3). Seveda dosegamo take rezultate, kadar filter v redu dela. Kakor sem že prej omenil, je naprava izredno občutljiva na previsoke temperature, temperaturo rosišča in preobremenitve. Tako nastopajo občasne motnje v obratovanju, pa tudi pri oskrbovanju z rezervnimi vrečami, katere dobivamo iz ZDA, imamo nenehne težave. S tem in nekaj manjšimi filtri očistimo približno 40 % topilniških dimnih plinov. Neočiščeni gredo v zrak dimni plini bobnastih peči in šahtne peči, rešiti pa moramo tudi prostorsko odpraševanje rafinacije ter bobnastih peči, kar bo pripomoglo k izboljšanju delovnih pogojev v glavni hali topilnice. Po meritvah, ki smo jih opravili julija 1973. moramo skupaj očistiti 146.000 m3/h plinov pri 150 °C, v katerih je okrog 6 g/Nm3 prahu. V plinu je tudi nekaj žveplovega dioksida in vode. elektro ali vrečnega filtra, vendar pa nadaljna predelava dobljene gošče postopek izredno podraži (do 4 kratne vrednosti elektro filtra), poleg tega pa v odvisnosti od efekta čiščenja porabi ogromno energije. V topilnici Rudnika Mežica so zgradili prvi elektro filter, tipa Cottrell — Lurgi leta 1923, ki je obratoval vse do leta 1954. Služil je za čiščenje dimnih plinov mehanskih (Newnamovih) peči, šahtne (visoke) peči in konverterjev. Bil je cevne izvedbe kap. 30.000 Nm3/h pri 85 do 90° C, v plinu naj bi bilo za mehanskimi pečmi 3 do 4 g/m3 prahu, efekt čiščenja garantiran 95 % pri normalnih pogojih obratovanja. Imel je 2 X 8 enot, v vsaki enoti je bilo po 24 cevi dolžine 3 m. Poraba električne energije je bila 45 kW, napetost med elektrodama 55.000 V, obratovanje — čiščenje elektrod je bilo ročno. Utemeljitev postavitve filtra je bila zapisana v 12 točkah. Poudarek je bil seveda na tem, da bodo dobili nazaj kovino, ki bi jo sicer izgubili, da bo zaradi tega letna proizvodnja za 8 do 10 % višja, da ne bo nepotrebnih stroškov in zastojev s čiščenjem dimovodnih kanalov itd. V točki 9 pa piše dobesedno »zaradi visokega efekta čiščenja bodo dimni plini brez prahu, odpadlo bo plačevanje škode po plinih«. Leta 1954 so popolnoma dotrajani filter nadomestili z novim elektrofiltrom švicarske proizvod- Slika 2: Elektro filter ELEX, ki je obratoval od leta 1954 do leta 1958. Slika 3: Vrečni filter LURGI, kd obratuje od leta 1968. Odločili smo se za generalno rešitev celotnega problema in pri tem upoštevali vse 3 danes običajne možnosti čiščenja: mokro, z elektro in vreč-nimi filtri. Z ozirom na fizikalne in kemijske lastnosti plina in prahu ter ostalih danih pogojev bi bilo najbolj primerno mokro čiščenje. Vendar tako dobljene gošče v naši topilnici ne moremo predelati. Zaradi narave prahu, temperature in temperature rosišča ležimo v območju, kjer se prašni delci električno slabo nabijejo (po U. Schulzu in U. Richter-ju), pa tudi pogoji obratovanja so zelo neenakomerni (različne kemijske sestave plina in prahu). Ob upoštevanju visokih stroškov nabave elektro filtra, s tem višje amortizacije, obresti in stroškov financiranja smo se odločili, da pripravimo novi projekt odpraševanja z vreč-nim filtrom. Ponudbe za novi vrečni filter smo iskali pri amerikanski podružnici American Air Filter Corporation iz Amsterdama in pri nemških firmah Mikropul GmbH, Gesellschaft fiir Mahi- und Staubtechnik iz Porza, Lurgi Gesellschaften iz Frankfurta ter Intensiv — Filter GmbH + Co.KG iz Langenberga. Konkretne ponudbe sta poslali samo firmi American Air Filter ter Intensiv. Z ozirom na izkustva z nekaj manjšimi filtri firme Intensiv, ki v metalurških in akumulatorskih obratih že nekaj let obratujejo in z ozirom na bodočo tesnejšo sodelavo med našim podjetjem in firmo Intensiv (TOZD Tovarna opreme Mežica bo prevzela zastopstvo in montažo teh naprav za jugoslovansko področje) smo se dokončno odločili, da postavimo filter te firme, ki bo imel v 80 komorah 1.320 vreč iz dralona, dolžine 3.250 mm in premera 200 mm. Tako bo problem prahu slej ko prej rešen. Ostane še žveplov dioksid. Količina in koncentracije žveplovega dioksida v dimnih plinih naše pra-žarne so tako nizke (pod 0,6 volumskih %), da ni možna proizvodnja žveplene kisline. Danes že obstajajo postopki, s katerimi se dajo uspešno odstraniti tudi nižje koncentracije dioksida. Produkti teh postopkov so razredčena žveplena kislina (SULFACID postopek nemške Lurgi Apparate — Technik GmbH), skoncentriran žveplov dioksid (Babcock & Wilcox postopek, Grillo AGS postopek), iz katerega lahko naredimo tekoči žveplov dioksid, žvepleno kislino ali elementarno žveplo, ter sadra (postopek švedske firme AB BAHCO, Chiyoda — Thoroughbred 101 postopek nemške firme Koppers in drugi). Precej teh postopkov je še v poizkusnem obratovanju, naprave pa delujejo v glavnem za odstranjevanje dioksida iz dimnih plinov velikih kurišč (na primer termoelektrarn, velikih kotlarn) ne pa dioksida, ki nastaja pri raznih procesih. Za odstranjevanje takega, procesnega žveplovega dioksida so postopki v razvoju, nobena naprava še ni dovolj preizkušena v rednem, industrijskem obratovanju. Zato bo potrebno še nekaj časa počakati. Ne samo nabava, ampak tudi obratovanje teh naprav je izredno drago. Pri teh napravah ne moremo iskati nobene rentabilnosti, služijo izključno za zaščito okolja. Iz vsega napisanega lahko zaključimo, da so podani vsi pogoji uspešne preprečitve emisije škodljivih snovi, ki jih povzroča topilnica v Žerjavu. Vse skupaj je sedaj odvisno od finančnih sredstev. Investicija je, gledano z rudniškega stališča, ogromna. S polno odgovornostjo in solidarnostjo smo v samoupravnem sporazumu o združitvi v organizacijo združenega dela zapisali, da je tako kot obnova rudnega bogastva tudi zaščita okolja skrb nas vseh. Pomoči od drugod ne pričakujemo, edino kar si želimo, je, da bi zvezni organi kot prispevek k zaščiti okolja ukinili vsaj carino in uvozne dajatve na opremo in naprave za zaščito okolja, saj znaša to 27 do 32 % od vrednosti uvoženih naprav. Tabela št. 1 — Proizvodnja svinca v zadnjih 5 letih. 1968 1969 1970 1971 1972 Rudnik Mežica 21.662 22.799 20.650 20.805 26.947 Jugoslavija 94.800 107.000 97.400 99.100 102.164 Evropa 1,132.000 1,211.600 1.239.200 1,180.800 1,196.400 ZDA 554.900 720.900 748.300 718.000 742.700 Svetovna proizvodnja 3,551.500 3,895.800 4,005.900 3,893.000 4,006.300 Tabela št. 2 — Potrošnja svinca v zadnjih 5 letih 1968 1969 Jugoslavija 47.900 44.300 Evropa 1,272.100 1,354.900 ZDA 912.000 911.500 Svetovna poraba 3,682.900 3,858.100 1970 1971 1972 46.600 58.000 55.000 1,356.200 1.353.900 1,362.000 943.200 940.600 987.600 3.925.300 3,972.000 4,119.200 Tabela 3 — Potrošnja svinca po izdelkih v letu 1972. Jugoslavija Zah. Nemčija V. Britanija ZDA Akumulatorji 24.190 118.200 100.400 588.946 Kablovska industrija 16.120 67.400 48.600 43.330 Tetraetil — — 49.800 252.506 Kemija 5.160 70.000 33.600 81.040 Polproizvodi 22.440 52.700 69.900 40.414 Skupno 70.000 325.900 354.900 1,296.095 Literatura: 300 let Mežiški rudniki (Mežica 1965). Metallstatistik, 60. Jahrgang (Frankfurt/Main 1973). Prof. Dr. Ing. W. Batel: »Entvviklungsstand und -ten-denzen beim Filtrationsentstauber«; Staub (Diisseldorf) 1973, Nr. 9, str. 359—367. Dr. W. Knop: »Luftreinhaltung im NE — Metali — Betrieb«, Teil III, METALL 1969, Heft 2, str. 183—189. Staubjournal, list Ceagfilter und Entstaubungstechnik GmbH, 46, Dortmund. Fotografije: arhiv Rudnika Mežica. ZUSAMMENFASSUNG Blei und seine Legieruragen silrad mit unserem taglichen Leben eng vertmnden. Der Verbirauch wie die Erzeugung von Blei nehmen zu, was aus den Tabellen ersichtlich ist. Beim Gevvimnen urad Verarbeiten der meissten materiellen GUter entstehen neben den niitzlfchen auch unniitzliche und schadliche Produkte, vvelche als Folge der chemischen und jphysika)lischen Eiigenschafton, der Riohstoffe urad der Verarbeitungsteohnalagie sind. Man hat beim Verhiitten von Blai im Sinne des Um-waltschutzes ikeinen Einfluss auf die friiher genannten Falktoren. Es bileibt uras nur die Entstaubung der enitste-henden Abgase in vvelchen neben den Staubteilchen auch shadliche Gas komponenten vor allem S02 sind. Wegen der immer scharferan Umweltschuitzforschriften konnen heute fiir die Entstaubung nur Elaktrofilter, Schlauchfilter oder Nassenstaubungsaaalagan angewendet werden. Die Auswaill der entsprechenden Reiinigungsanl age ist von der Gas und Staubmenge, von den physikalischen und chemischen Eigenschaften der Abgase, vvelche wir entstauben mochten, voin dem ervviinschten Entstaubungs-grad, von dar vveiteren Anwendung des Staubes und nicht zuletzt von den Anlagekosten un-d Kosten fiir den Betrieb und Wartung abhangig. Fiir die Entfernung von S02 aus den Abgasen ist noch immer der einzige Weg die Erzeugung der Schwef-falsiiure, vvozu aiber eine bestimmte Konzentration von SO, (5 bis 6 Vol. %) und eine geniigenge Abgasmenge notig sind. Verschiedene Verfahren fiir die Beseitigung kleinerer Mengen von S02 sind noch in Entvvicklung. Pro-dulkte dieser Verfahran sind verdiinnte Schweffelsaure (SULFACID Verfahran der Firma Lurgi Aparate — Technik GmbH), konzentrierter SO, (Baibcock & Wilcox Verfahren, Grillo AGS Verfahren), von welchem nachher flussiger SO,, Schweffalsaure oder alementarer Schweffel und Giips erzeugt werdan (Verfahren der Schwedischen Firma AB BAHCO, Chiyoda — Thoroughbred 101 Verfahran der deut-schan Firma Koppers und andere.). In der Bleihiitte Mežica wurde im Jahre 1923 der erste Elaktrofilter der Firma Cottrell-Lurgi aufgestellt, \velcher im Jahre 1954 mit einem Elektrofilter der schvveizarischen Firma Elex und dieser wieder im Jahre 1968 mit einer Schlauchfilteranlage der firma Lurgi ersetzt worden ist. Mit diesem Filter werden etwa 40 % der gesamten Abgasmenge der Bleihiitte entstaubt. Fiir die Ubrige Menge wird ein neues Projekt fur eine Schlauchfilteranlage mit HiJfe der deutschen Firma Intensiv Filter GmbH & Co. KG aus Lamgenberg ausgearbeiltet. Darnit wird das Problem der Entstaubung gelosst. Es bleibt noch das S02. Aus den bisher gesammelten Daten ist ersihtlich, dass noch kein Verfahren fiir die Entfernung kleiner Konzentrationen von S02 aus den Rauch oder Abgasen in der Praxis geniigend erprobt ist, so, dass die Losung dieses Probilemes auf einige weitere Jahre ver-schoben werdan muss. SUMMARY Lead and ist alloys are closaly connected with our everyday life. The consumption and the production of lead is increasing as presentad in the tables. In extraction and processing of the greater part of materials also useleiss and aven harmful products as a consequence of physical and chemical properties of raw materials and the processing technology are obtainad beside the useful products. In metallurgy of lead nothing can be done for the environ-mental control but cleaning of filue gases containing mainly sulphur dioxide beside the dust particles. Due to constanitly stricter environmental control only electric preciipitator, bag filters and scrubbimg can be used for the dust ramoval. The choice of the suitable dust cleaner depenids on amount of 'dust and gases, on physical and chemical properties of the gas to be cleaned, on the desired effieiency of cleaning, on further use of gases, and ailso on the costs of investment, operation and maintenance of the apparatus. In the ramoval of sulphur dioxide only the production of sulphuric acid is an aivailable process nowadays. For economic production a certain S02 concentration (5 to 6 vol. °/o) is necessary and adequate. Processes whioh can use lower concentrations are not yet quite developad and they can produce diluted sulphuric acid (SULFACID Process — Lurgi Aparate-Technik GmbH), concentrated S02 (Babcock & WiIcox Process, Grillo AGS Process) suitable for liquefied SO,, sulphuric acid or elementary sulphur, and gypsum (AB BAHCO Process, Chiyoda-Thoroughbred 101 Process — Koppers). In the smelter of Mežica mine the first electric preci-pitator, Cottrell-Lurgi, was built already in 1923, and in 1954 it vvas changad toy the Swiss electric precipitator ELEX, and in 1968 iby (the Lurgi bag filters. This filter removes dust from 40 % of the smelter flue gases. For the rest of the flue gases a project for a new bag filter is prqparad vvith the German enterprise Intensiv — Filter GmbH & Co. KG from Langanberg. Thus the proiblam of dust vvitl be solvad, the problem of SO, stili remains. According to the literature data no apparatus for remcuviing lovver concentirations of S02 from the flue gases devdloped in metallurgical processes is tested enough in praotical operation so that final solution of this problem has to wait for some time. 3AKAfOTEHHE CBHHeu h ero cnAaBbi HaxoAaTca b TecHoii CBH3H c Herneii emeA-hcbhoh >KH3Hbio. MucAOBaa TaSAHua hcho noKa3biBaeT HenpeptiBHoe VBeAimeHHe npoAyKimn h noTpeSAeHiia CBHHua. npn npoAyioj|Hii h nepepaSoTKH CBHHita KpoMe noAe3Hbix noAyHaioxcsi HenyjKne h BpeA-Hbie npoAVKTti; sto pe3yAbT3T XHMHyecitHX h ij)H3HqecKHX CBoftoTB Cbipbs a TaKJKe h TexH0A0rnii npoii3BOACXBa h nepepaSoTKH. B Me-TaAAypraH np0H3B0ACTBa ubiHKa het bo3,mo>khocth, mto KacaeTca 3auj;HTbi OKpyjKaiomeil cpeAbi, H3MeHHTb TexHOAoniio np0H3B0ACTBa, ocTaeTca AHinb ommjehhe OTXOAHbiy. ra30B, b K0T0pbix Kpoiie yacnm nbiAH TaKace BpeAHbie ra3bi, rAaEHbiM o6pa30M AByoKiicb cepbi. BcAeACTBHH Bce SoAee ocTpbix TpeCoBaHml uto KacaeTca 3aimiTbi oKpy>KaiomeH cpeAbi ot BpeAHtix komnoneht, aas o«mmehhh ra30B OT TBepAbIX MaCTHI^ T. e. nbiAH B npHMCHCHHH 3AeKTpO-cJ)HAbTpbI, (JjHAbTpbi-MeniKH h OMHmeHHe MOKpbiM cnocoSoM npn nOMOmH pa3-Hbix CKpy66epoB. Bbi6op cooTBeTCTBiomera npuSopa aah ihctkh ra30B 33BHCHT ot koaheKTa o^Hmenna, ot AaAbHeflmera npHMeHeHHH nbiAH h, HaKOHeu, ot ctohmocth npnoSpeTeHHa o6opyAOBaHHa aab ohhctkh, pacxoAOB npn 3KcnAyaTamiH h 06cAy>KHBaHHa TaKora ycTpoiicTBa. Aah ycTpaHeiiHS abokhch cepbi Bce ene eAHHCTBeHHHH bhxoa np0H3B0ACTB0 cepnoft KHCAOTbi. Ho sto np0H3B0ACTB0 Tpe5yeT MToSbl KOHijeHTpaiiHa abvokhch cepbi b otxoahmx ra3ax He 6biAa MeHbime 5—6 o6beMHbix npoaeHTOB npn ero AOCTaTOMHOM KOAHMecTBe. Ilp« SoAee HH3K0H KOHHeHTpaiiHH cymecTByK>mne cnoco6bi HaxoAaTca eme b a3e pa3BiiTHa; npoAVKTbi sthx cnoco6oB pa3pe;KeHHaa cepHaa KHCAOTa (SULFACID — cnocoS HeMeiiKOH HpMbi Lurgi Aparate — Technik, GmbH), KOHiieHTpnpoBaiiHaa AByoKHCb cepbi, (cnocoS iipMbi Babcock & Wilcox, cnoco6 Grillo AGS) H3 KOTopoft mojkho npoH3BecTH acHAKyio AByoKiicb cepbi, cepnyio KHCAOTy hah 3AeMeH-TapHyio cepy. npMa Koppers h neKOTopbie Apyrne HeMeuKiie 4>npMbi a TaK«e niBeACKaa 4>Hpiia AB BAHCO, Chivoda-Thoroughbred pa3BHAH cno-co6 ohiimehiia 3thx ra30B ao np0H3B0ACTBa rnnca. B cBHHuoBonAaBHAbHOM 3aBOAe Mežica ycTaHOBHAii nepBbift 3AeKTpo-HAbTp yxe 1923 TOAa. B 1954 roAy ero aaMeHHAH c HAb-TpOM niBeijapcKOH (JiHpMbi ELEX, a 3tot (j)HAbTp CHOBa 1968 TOAa c (J)iiAbTpoM Ha MeiHKH 4)iipMbi Lurgi. C ynoMaHyTbiM c}>HAbTpoM Ha MeuiKii npoMiimaeTca noKa ahiih, npiiSA. 40 % oTxoAHbix ra30B cbhhuo-BonAaBHAbHora i(exa; AAa ocTaAbHora KOAimecTBa ra30B b npnro-TOBAeHHHH HAbTp HeMeHKofi cj)HpMbi Intensiv- Filter GmbH & Co. KG, Langenberg, TaKHM 06pa30M 6yAeTb pernoH Bonpoc coAepjKaHHH nbiAH b otxoahmx ra3ax; ocTaeTca OTKpbiT Bonpoc abyokhch cepbi. H3 chx nop H3BeCHbIX H C06paHHbIX aBTOpOM HHKAaTb eme HecKOAbKO AeT. Tehnične novice DK: 621.9.025.6 ASM/SLA: TSh; TSj Novo orodno jeklo OA 2 v proizvodnem programu Železarne Ravne Jože Rodič UVOD Kmalu bo preteklo desetletje od prvih predlogov raziskovalnega oddelka železarne Ravne, da bi proizvodni program orodnih jekel dopolnili z novim jeklom iz družine jekel legiranih na osnovi 5 °/o kroma in dodatkov molibdena. Težišče uporabnosti različnih variant te družine jekel z ogljikom v mejah od 0,2 % do 0,6 °/o je predvsem na področju orodnih jekel za delo v vročem stanju in vse bolj pomembnih visokotrdnih konstrukcijskih jekel, uporabnih tudi na povišanm temperaturah. Razširitev te družine jekel s predstavniki z visoko vsebnostjo ogljika okrog i % je prinesla nova izredno kvalitetna orodna jekla za delo v hladnem stanju z odlično meroobstojnostjo in odpornostjo proti obrabi ob istočasni dobri žilavosti. Med jekli tega tipa z visoko vsebnostjo ogljika je prav gotovo najpomembnejše ameriško jeklo tipa A 2, ki je v Združenih državah zelo razširjeno, vedno bolj popularno pa postaja tudi v Evropi. Z izdelavo poizkusnih šarž v majhni indukcijski peči se je raziskovalni oddelek prepričal o lastnostih te vrste jekla, ki so sicer poznane predvsem iz ameriške literature. V vseh teh letih od preizkusov »laboratorijsko« izdelanih šarž ni bilo mogoče vzbuditi na tržišču tolikšnega interesa za to jeklo, da bi bilo mogoče to jeklo preizkusiti v normalnih industrijskih pogojih. V letu 1973 so se za razvoj na tem področju odprle nove možnosti. V železarni Ravne je začela redna proizvodnja v novi tovarni strojnih nožev in orodij z močno razširjenim proizvodnim programom. Pomemben delež izvoza v zahodno evi-opske države in v ZDA je dal nov zelo pomemben impuls razvoju modernega asortimenta orodij in novih vrst orodnih jekel. Obenem z izgradnjo omenjene tovarne orodij v železarni Ravne je odprla povsem nove možnosti razvoja uvedba najmodernejšega jeklarskega postopka v novem obratu za električno pretaljevanje jekla pod žlindro. Samostojnost železarne Ravne pri oblikovanju nadaljnjega razvoja obenem s proizvodnjo ultračistih EPŽ jekel s homogeno makro in mikrostrukturo odpira nove perspektive celotni potrošnji orodnih jekel v državi. Rezultati se že jasno kažejo. Na osnovi doslej proizvedene količine jekla OA2 za redno proizvodnjo, ki se bo v letu 1974 kmalu približala 100 tonam, lahko že trdimo, da smo to specialno orodno jeklo spoznali v tolikšni meri, da ga lahko predstavimo našim proizvajalcem orodij, kar je tudi namen te publikacije. Jeklo OA 2 je že v redni proizvodnji. Zanj lahko že normalno sprejemamo naročila in nudimo vse normalne kakovostne garancije. STANDARDNE KARAKTERISTIKE IN OSNOVNI PODATKI ZA UPORABO JEKLA OA 2 Smerna kemijska sestava v %: C Si Mn Cr Mo V 1 0,3 0,6 5 1 0,25 Jože Rodič je diplomirani inženir metalurgije in vodja službe za razvoj tehnologije, izdelkov in metalurške raziskave v železarni Ravne. Primerjava s tujimi standardi: ZR Nemčija ZDA W.No. 17007 DIN 17006 AISI tip 1.2363 X100CrMoV5.1 A2 420 Tip jekla: Jeklo OA 2 je plemenito visoko legirano Cr-Mo-V orodno jeklo za kalj en je na zraku na bazi 5 % Cr z visoko vsebnostjo ogljika, namenjeno predvsem za delo v hladnem stanju. Zanj je tipična odlična meroobstojnost v kombinaciji z zelo dobro odpornostjo proti obrabi in dobro žila-vostjo. Primerno je tudi za izdelavo orodij, ki se uporabljajo v vročem stanju. To jeklo zavzema pomembno mesto med visokotrdnimi konstrukcijskimi jekli. Značilnosti in osnovne lastnosti Jeklo OA2 se odlikuje predvsem z naslednjimi lastnostmi: — odlična odpornost proti obrabi, — zelo dobra žilavost, — dobra obdelovalnost v žarjenem stanju in dobra sposobnost za brušenje v toplotno obdelanem stanju, — dobra sposobnost za poliranje, — zelo pomembno lastnost predstavlja kaljivost na zraku in sploh velika sposobnost prekaljivosti, — zelo dobra meroobstojnost, — dobra popustna obstojnost. Jeklo OA 2 se izdeluje normalno po EPŽ postopku (z električnim pretaljevanjem pod žlindro), zato ima zagotovljeno izredno čistost in homogenost makro in mikro-strukture ter minimalno vsebnost škodljivih elementov, predvsem žvepla. Primerjava lastnosti Ce primerjamo glavne lastnosti jekla OA2 z lastnostmi drugih vrst poznanih orodnih jekel (glej sliko 1), bomo prav lahko ugotovili, kdaj se bomo odločili za izbiro tega jekla. Jeklo OA 2 ima npr. prednost pri izbiri pred ledeburit-nim orodnim jeklom C.4850 (OCR 12 VM) takrat, kadar z žilavostjo jekla OCR 12 VM nismo povsem zadovoljni, lahko pa bi dopustili, da se odpornost orodja proti obrabi nekoliko zmanjša na račun znatno povečane žilavosti. Včasih je pri izbiri odločilno tudi dejstvo, da ima jeklo OA 2 boljšo sposobnost za mehansko obdelavo in brušenje kot vse vrste visoko kromovih ledeburitnih jekel. Zanimiva je primerjava z jeklom utop Mo 2, ki ima enako legirno osnovo, pač pa znatno nižji ogljik (0,4 °/o) in višji vanadij (1 °/o). Predvsem zaradi boljše žilavosti ima jeklo utop Mo 2 kot visoko trdno konstrukcijsko jeklo prednosti, čeprav se v te namene tudi jeklo OA 2 s pridom uporablja. Višji vanadij omogoča jeklu utop Mo 2 relativno večjo popustno obstojnost, čeprav razlika v primerjavi z OA2 razen pri najvišjih temperaturah popuščanja ni bistvena. Odpornost proti obrabi Žilavost Meroobstoj-nost Obdelovdnost - Trdota v vročem OA2 C. 4850 0CR12VM Č. 6444 0SIKR04 C 6443 0SIKR02 II J- ■ C. 7680 BRM2 C. 4753 UtopMo2 IJIJJFj C. 1940 OCJOO JBL Slika 1 Primerjava lastnosti jekla OA2 in drugih znanih vrst orodnih jekel Področje uporabe Področje uporabnosti tega jekla je zaradi naštetih značilnih lastnosti izredno široko. Edinstvena kombinacija lastnosti dela to jeklo primerno predvsem tam, kjer se zahteva odlična odpornost proti obrabi in obenem čim boljša žilavost. Ce temu prištejemo še kaljivostne lastnosti, zanesljivost pri kaljenju in meroobstojnost jekla, je pomen tega jekla za zahtevna orodja kompliciranih oblik jasen. Tudi popustna obstojnost je zelo ugodna. Iz tega jekla se izdelujejo matrice kompliciranih oblik, gladilne matrice, oblikovalne matrice, vlečne matrice, najrazličnejši valji, trni in orodja za valjanje navojev in razna orodja v industriji plastičnih mas in umetnih snovi. Med rezilnimi orodji so najpomembnejši za uporabo tega jekla razni tipi strižnih rezil in orodij za štancanje. Zaradi odlične meroobstojnosti se to jeklo široko uporablja za raznovrstna merilna orodja. Tipizacija: Jeklo OA 2 je novo in se na domačem tržišču šele uveljavlja, zato je seveda »netipizirano«. Glede na izkušnje v Združenih državah in v Zahodni Nemčiji pa mu lahko pripisujemo dobre perspektive pri uveljavljanju na širokem področju uporabe orodnih in visoko trdnih konstrukcijskih jekel. Vroča predelava: Normalno območje vroče predelave je 1050—850° C. Pri ogrevanju in zadrževanju na temperaturi pred vročo predelavo je treba upoštevati nagnjenost tega jekla k raz-ogljičenju in podvzeti vse potrebne zaščitne mere. Zaradi kaljivosti na zraku je občutljivost tega jekla pri ohlajanju po končani vroči predelavi razumljiva. Zelo nevarno je izpostavljanje prepihu in vlagi. Zagotoviti je treba dovolj počasno ohlajevanje v peči ali pa v primernih izolirajočih sredstvih. Preoblikovalna sposobnost za plastično predelavo v vročem pri tem jeklu zaradi visokega ogljika in legirnega sestava ni najboljša. Ingoti izdelani po EPŽ postopku imajo precej boljšo sposobnost za plastično preoblikovanje v vročem, zato EPŽ izvedbi tudi glede predelave poleg vseh drugih prednosti pripisujemo velik pomen. Za doseganje dobrih osnovnih lastnosti ima končna temperatura vroče predelave velik pomen in naj bo čim bližja spodnji temperaturi predpisanega območja, vendar ne nižja od 850° C. Po končani vroči predelavi je treba to jeklo čimprej žariti! Mehko žarjenje: Po vroči predelavi se priporoča pred mehkim žarje-njem normaliziranje, ki sicer ni obvezno, pač pa s prekri-stalizacijo prispeva pomemben delež pri zagotavljanju homogene mikrostrukture in doseganju boljših lastnosti jekla z mehkim žarjenjem. Ogrevanje mora biti tako pri normalizaciji kot pri žarjenju počasno, po možnosti stopenjsko. Temperatura normalizacije za prekristalizacijo je 900° C z zadrževanjem 1 uro na temperaturi. Temperatura mehkega žarjenja je 830—870° C. Cas držanja na temperaturi: ca. 2 uri. Pri normalizaciji in pri žarjenju je treba ustrezno zagotoviti varovanje proti prekomernemu razogljičenju površine. Hitrost ohlajanja po končanem zadrževanju na temperaturi mehkega žarjenja predvsem v območju 800—650° C ne sme presegati 20° C/h do temperature 650° C. Nadaljnje ohlajanje je lahko hitrejše. Posebno priporočljivo je izotermno žarjenje, če so ie za izvedbo postopka ustrezne možnosti. Postopek izotermnega žarjenja zahteva: —■ zadrževanje ca. 2 uri na 900° C — ohladitev na 700° C in — zadrževanje 5—6 ur na temperaturi 700° C, — ohlajevanje na zraku. Kjer se lahko izvede izotermno žarjenje, ni potrebna normalizacija. Slika 2 prikazuje opisane postopke. Trdota: Trdota jekla OA2 v žarjenem stanju je običajno v območju 200—250 HB. normalizacija za prekristalizacijo+ +mehko žarjenje = izotermno žarjenje 900°C nn 850'C /7 ■ |\ _____ // Čl \ / — 1 1—7 N\ 1 ' S\ \\ 1 / \ h w peč zrak \ 0 2 4 6 3 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 --— čas v urah Slika 2 Postopek normalizacije in žarjenja za jeklo OA2 Obdelovalnost: V žarjenem stanju se to jeklo dobro obdeluje. Žarjenje za odpravo napetosti: Žarjenje za odpravo napetosti se izvaja v temperaturnem območju 600—700° C z zadrževanjem na temperaturi najmanj 1 uro. Pri večjih debelinah nad 25 mm se na vsakih 25 mm povečanja debeline čas držanja na temperaturi podaljša za 1 uro. Ohlajanje se izvaja počasi v peči do 500° C, dalje pa na mirnem zraku. Žarjenje za odpravo napetosti se izvaja po grobi mehanski obdelavi. Nujno potrebno je pri vseh orodjih, ki se po toplotni obdelavi ne brusijo več, posebno če so preseki na raznih delih orodja zelo različni. Velik pomen ima to žarjenje pri orodjih, ki se pred končno toplotno obdelavo močneje ravnajo. Pri žarjenju za odpravo napetosti ni potrebna posebna zaščita proti razogljičenju. Kal jen je: Normalno območje temperatur kaljenja je 930—980° C. S časom zadrževanja na kalilni temperaturi moramo tako kot pri ledeburitnih orodnih jeklih zagotoviti zadostno raztapljanje karbidov v avstenitu. Za večino orodij je najboljša temperatura kaljenja 960° C. Za orodja debeline do ca. 80 mm se kaljenje izvaja z ohlajanjem na mirnem zraku, ali pa v rahlem pišu suhega zraka. Za debelejša orodja je potrebno kaljenje v olju. Uporablja se tudi kaljenje v termalni kopeli na ca. 550° C za izenačitev temperature, na kar sledi ohladitev na zraku. Trdota po kaljenju je 62—65 HRC. Pri ogrevanju na temperaturo avstenitizacije se zelo priporoča dobro predgrevanje v območju 700—800° C, ker se s tem doseže boljša enakomernost temperature po preseku na temperaturi kaljenja, kar v veliki meri zmanjša deformiranje orodij pri kaljenju. Na temperaturi pred-grevanja zadržujemo orodje približno 1 uro za vsakih 25 mm debeline največjega preseka. Že na temperaturi predgrevanja je treba poskrbeti za ustrezno zaščito proti razogljičenju, še bolj pomembno pa je to pri nadaljnjem ogrevanju in zadrževanju na temperaturi kaljenja. Priporočljiva je varovalna atmosfera v peči z najmanj 10 % CO ali pa varovalno pakiranje orodij. Pri kaljenju večjih kosov se priporoča izbira kalilne temperature bližje spodnji meji navedenega intervala, ker se s tem zmanjša količina zadržanega avstenita v jeklu po kaljenju. Ta je namreč v veliki meri odvisna od kalilne temperature in od časa držanja na kalilni temperaturi. Za manjša ali tanjša orodja priporočajo ogrevanje na kalilno temperaturo v solni kopeli na bazi 70—90 % BaCh in 30—10 % NaCl. Trdota po kaljenju: Orodja debeline do 50 mm dosežejo po kaljenju trdoto poprečno 63—64 HRC (tanjša orodja v posameznih primerih tudi precej večje trdote) in prekalijo praktično po celem preseku. Orodja večjih debelin pa dosegajo že znatno nižje trdote in imajo med trdoto na površini in v sredini precejšnje razlike. Poglejmo nekaj primerov: Kaljenje na zraku s temperature Debelina probe 75 mm 100 mm Trdota površine Trdota sredine Trdota površine 970° C 950° C 64 HRC 62 HRC 61 HRC 59 HRC 61 HRC 59 HRC Popuščanje: Uporabno območje temperature popuščanja je 150 do 550° C. Največkrat popuščamo jeklo OA2 na temperaturi 150—250° C. Orodja, ki so izpostavljena udarcem in vsa tista, od katerih zahtevamo večjo žilavost, popuščamo na 400-550° C. Popuščanje se mora izvršiti takoj po kaljenju, še preden doseže jeklo sobno temperaturo. Najprimernejše je prenesti orodje na popuščanje, ko doseže po kaljenju temperaturo 50—60° C. Preden damo orodje v peč za popuščanje, se mora ohladiti vsaj toliko, da se ga lahko dotaknemo z roko. Pri višjih temperaturah popuščanja je priporočljivo dvakratno popuščanje, kar pa zadošča, če je pravilno izvedeno. Cas popuščanja na temperaturi naj bo ca. 1 uro za vsakih 25 mm debeline, vendar tudi pri najtanjših kosih nikoli manj kot 1 uro. Jeklo OA 2 ima izražen efekt sekundarne trdote pri popuščanju, ki je tem močnejši, čim višja je temperatura kaljenja. Pri kaljenju v olju je efekt sekundarne trdote močnejši kot pri kaljenju na zraku. Zaradi efekta sekundarne trdote lahko izberemo razmeroma visoke temperature popuščanja, ki pa imajo ob enaki trdoti prednost pred nižjimi temperaturami glede žilavosti jekla. Diagram popuščanja prikazuje odvisnost trdote od temperature kaljenja in temperature popuščanja za kaljenje na zraku (si. 3). Delovne trdote orodij Večina oblikovalnih, rezilnih in prebijalnih orodij ima delovno trdoto v mejah 60—63 HRC. Orodja za valjanje navojev imajo večinoma nekoliko nižjo omejitev maksimalne dopustne trdote in se toplotno obdelujejo na 60—62 HRC. Smerna kemijska sestava C% Si % Mn % Cr % «0% V % 1 0.3 0,6 5 7 0.25 Parameter P =(°C + 273)(20 + logt)W'3 70 65 60 55 50 45 40 35 30 ! _ 1 1 1 1 _ _ _ _____ ___ c______ DA? Probe 120 mm v, — TTjt s* — "J ____ i * ._ . r , 1 .... •v/ \ / / / vzl \ s. \ v\ i V' v \ \ 7 V i \ v - i \ ' OlOVzrak i - - \ ^^ c zrak \ Y* Qnn°r. rmu — [ —V^ ! ' v i v 20 700 200 300 400 500 600 700 Temperatura popuščanja °C [luroj Slika 3 Diagram popuščanja za jeklo OA 2 Merilna orodja naj imajo maksimalno odpornost proti obrabi, medtem ko žilavost ni pomembna. Zato so delovne trdote največkrat v mejah 62—64HRC. Za najpreciznejša merilna orodja lahko s posebno preiskavo ugotovimo optimalno kombinacijo temperature kaljenja in popuščanja glede meroobstojnosti. Oblikovalni valji imajo trdoto v mejah 58—62 HRC. Pri nekaterih večjih orodjih za ravnanje in upogibanje zadošča delovna trdota 58—60 HRC. Orodja za industrijo umetnih mas imajo običajno delovno trdoto 58—60 HRC. Orodja namenjena za delo v vročem imajo največkrat delovno trdoto v mejah 52—55 HRC. Kaljenje Kaljenje 940° C zrak 940° C zrak Popuščanje Popuščanje 540° C 590° C Klasično EPZ Klasično EPŽ Trdnost (N/mm1) 2080 2160 1770 1810 Meja plastičnosti (N/mm2) 1850 1950 1600 1680 Raztezek (°/o) 2,3 4,5 5,7 7,7 Kontrakcija (°/o) 2,5 9,8 6,0 23,3 Nitriranje: Jeklo OA 2 je v splošnem zelo primerno za nitriranje. Ce ga nameravamo nitrirati po tenifer postopku, priporočamo kaljenje z višje temperature. Jeklo moramo namreč popuščati na temperaturo, ki je višja od temperature nitriranja ali vsaj njej enaka, pri tem pa ne želimo trdote preveč znižati. Največkrat v takih primerih kalimo jeklo OA2 s temperature 1040° C, kar si v večini primerov lahko privoščimo. Ce uporabimo nitriranje, želimo vsekakor doseči predvsem maksimalno odpornost proti obrabi in lahko na račun zmanjšanja žilavosti zvišamo temperaturo kaljenja. Ce nameravamo jeklo plinsko nitrirati, ga popuščamo na ca. 540° C, če pa ga nameravamo nitrirati po tenifer postopku, ga popuščamo na ca. 570° C. Pri plinskem nitriranju 15 ur na 520° C pričakujemo nitrirano trdo plast debeline ca. 0,12 mm. Jedro orodja ima pri tem trdoto 54—57 HRC, površina pa 900—1100 HV. Nitriranje v cianidni kopeli daje tanjšo nitrirano plast in bolj krhko kot nitriranje v plinu. Podhla je vanje Po normalni ohladitvi s kalilne temperature podhla-jevanje do — 50° C ali še nižje zagotavlja popolnejši razpad avstenita. Pri takem postopku se doseže trdota 66—68 HRC in povečanje dimenzij za 0,003 mm/mm. Sledeče popuščanje na 150° C daje trdoto okrog 65 HRC, na 200° C pa okrog 64 HRC. V nekaterih primerih uporabe je tak postopek, ki daje maksimalno trdoto orodja in minimalno vsebnost zadržanega avstenita zelo pomemben. Podhlajevanje po predhodnem popuščanju ima pri tem jeklu mnogo manjši učinek. Podhladitev na — 70° C omogoča minimalno vsebnost zadržanega avstenita, nižje podhladitve pa so glede praktičnega učinka neutemeljene. Mehanske lastnosti Pri kaljenju s temperature 940° C — t. j. na spodnji meji normalnega kalilnega intervala in popuščanju na 590° C pričakujemo normalno naslednje poprečne mehanske lastnosti: — trdnost ca. 1600 N/mm1, — meja plastičnosti ca. 1250 N/mm2, — raztezek ca. 5 °/o, — kontrakcija ca. 15 %. Pri seriji primerjalnih preiskav6 jekla OA2 klasične izdelave z EPŽ jeklom smo ugotovili v primerjavi s temi podatki znatno večje trdnosti ob nekoliko manjši, a vendar zelo zadovoljivi kontrakciji. Naslednja tabela daje primerjavo teh rezultatov za probe 0 8 mm z dolžino merilnega dela 40 mm. Mehanske lastnosti jekla OA 2 (srednje vrednosti) Žilavost je bila doslej še premalo preizkušena, zato lahko podamo samo nekaj podatkov za grobo orientacijo, ki se nanašajo na klasično izdelano jeklo OA 2. Za preizkušanje žilavosti so bile uporabljene probe, kakršne v železarni Ravne normalno uporabljamo za preizkušanje žilavosti orodnih jekel. To so probe 10 mm X 10 mm X X 55 mm, ki imajo v sredini oslabitev za 1 mm s polmerom 10 mm. Stanje prob Poprečna žilavost (6 prob) J Kaljeno 32,7 Popuščano 100" C 22,9 Popuščano 300° C 41,5 Popuščano 500° C 38,8 Metalografija jekla OA 2 Jeklo OA2 izdelano po EPZ postopku doseže v žarje-nem stanju zelo lepo homogeno sferoidizirano strukturo (slika 4), ki sestoji iz osnove nizkolegiranega ferita in razmeroma velike količine (okrog 15 utežnih odstotkov) karbidov, od katerih je približno ena polovica tipa M7C3 in druga polovica tipa M23C6. Slika 4 Mikrostruktura žarjenega jekla OA 2 (povečava 500X) Po kaljenju so v mikrostrukturi tega jekla martenzit, zadržani avstenit in karbidi. Med ogrevanjem na temperaturo avstenitizacije se kompleksni karbidi razmeroma počasi raztapljajo, dokler temperatura ne prekorači ca. 930° C. Na normalni temperaturi kaljenja (ca. 960° C) vsebuje avstenit večino ogljika, kroma, vanadija in molibdena v jeklu, vendar še vedno ostaja okrog 5 % karbidov neraztopljenih. Neraztopljeni karbidi so v glavnem tipa M7C3, nekaj pa je prisotnih tudi karbidov tipa M23C6. Slika 5 Mikrostruktura kaljenega jekla OA 2 (povečava 500 X) Slika 6 Primer mikrostrukture kaljenega jekla OA 2 večje debeline (povečava 500 X) Kalil na temperatura (°C) Slika 7 Odvisnost vsebnosti zadržanega avstenita v jeklu OA 2 od kalilne temperature, ohlajevalne hitrosti in od načina izdelave jekla13 METALOGRAFIJA V ZVEZI S TOPLOTNO OBDE VO ORODIJ VELIKIH PRESEKOV' IZ JEKLA OA 2 Kadar je treba toplotno obdelati orodja večjih debelin nad 80—100 mm se prav lahko zgodi, da bo trdota nižja od zahtevane, če ne podvzamemo posebnih mer ob pazljivem delu. Obstajata predvsem dva možna vzroka za doseganje prenizke trdote. Eden od obeh je dopuščanje prekomernega izločanja karbidov z razmeroma počasnim ohlajevanjem v temperaturnem območju od 980° C do 650° C. Drugi vzrok pa je tvorba bainita ob istočasni možni stabilizaciji avstenita. Če jeklo kalimo v olju s temperature 980° C, dobimo v mikrostrukturi samo martenzit z zadržanim avstenitom in neraztopljenimi karbidi (slika 5). Jeklo ima trdoto ca. 65 HRC. Ce jeklo ohlajamo s hitrostjo, kakršna ustreza ohlajanju debelejše palice ca. 150 mm 0 na zraku do temperature 550° C in dalje v olju (slika 6), opazimo izločanje karbidov na mejah zrn in tudi nekaj močno jedkanih produktov visokotemperaturnih transformacij poleg marten-zita, zadržanega avstenita in neraztopljenih karbidov. Kljub prisotnosti izločenih karbidov po mejah zrn in kljub majhni količini produktov visokotemperaturnih transformacij je trdota še vedno okrog 65 HRC. Seveda, če pa jeklo ohlajamo na zraku od temperature kaljenja vse do sobne temperature s hitrostjo, ki ustreza ohlajanju palice ca. 150 mm 0, dobimo poleg sestavin strukture prikazane na sliki 6 še bainit in trdota je samo ca. 56 HRC. V takem primeru meritve na rentgenskem difrak-tometru pokažejo vsebnost zadržanega avstenita okrog 24 %, medtem ko je v enakem kosu jekla pri ohlajanju na zraku do 550° C in dalje v olju zadržanega avstenita samo okrog 13 °/o. Tako lahko nizko trdoto pri ohlajanju na zraku do sobne temperature pripisujemo prisotnosti bainita in večji količini zadržanega avstenita. Ce hočemo torej preprečiti prenizko trdoto pri kaljenju orodij velikih presekov iz jekla OA2, moramo pospešiti ohlajevanje v temperaturnem območju bainitne premene med 400 in 200° C. Ta zahteva je izpolnjena lahko tudi pri termalnem kaljenju ali kaljenju v olju do temperature ca. 550° C ali nižje, čemur sledi ohlajevanje na zraku do sobne temperature. Hitra ohladitev do 550° C znatno skrajša čas ohlajevanja na zraku od 550° C do 250° C v primerjavi s časom, ki je za to potreben, če je bilo ohlajevanje od kalilne temperature do 550° C počasno. Seveda je boljše hitro ohlajevanje do temperature pod 550° C. V kolikor se jeklo počasi ohlaja od ca. 250° C do sobne temperature, so namreč deformacije in dimenzijske spremembe pri kaljenju minimalne. Normalno je v dobro kaljenem jeklu OA 2 okrog 10 do 15 % zadržanega avstenita. Običajno popuščanje na 150—250° C skoraj nima vpliva na zadržani avstenit v jeklu. Zato je potrebno preprečiti nevarnost kakršnegakoli pregretja med avstenitizacijo pri kaljenju, ker ima pregretje za posledico znatno povečanje količine zadržanega avstenita. Trdota orodij popuščanih na ca. 200° C je okrog 60 HRC, po popuščanju na ca. 300° C pa okrog 58 HRC. Pri popuščanju v območju med 300° C in 500° C se trdota zelo neznatno znižuje, nekoliko nad 500° C pa začne hitro padati. To odpornost proti zmehčanju pripisujejo' zelo počasnemu naraščanju cementitnih zrnc v 5 °/o Cr — popustnem mar-tenzitu. Legirani karbidi tipa M?C3 se izločajo v popustnem martenzitu šele, ko temperatura popuščanja preseže območje 500—550° C. Normalna mikrostruktura jekla OA 2 po popuščanju ima naslednje komponente: popustni martenzit, karbidi (neraztopljeni in izločeni), bainit (zaželeno čim manj) in zadržani avstenit, katerega količina naj bo čim manjša. izdelava jekla kaljeno na zraku kaljeno v olju Zadržani avstenit konvencionalna EPŽ k----i •---• Trdota HRC konvencionalna EPŽ 4-4 i---i •---• 60 "2 k: Zadržani avstenit popuščano na 500°C Hib 940 970 1000 1040 l6"0 Posebne preiskave V nadaljnjem podajamo za informacijo nekaj rezultatov in ugotovitev posebnih preiskav jekla OA 2, pri čemer pa poudarjamo, da planirane preiskave še niso zaključene in zato ti rezultati niso dokončni, ampak le informativni za grobo predstavo o nekaterih zanimivih lastnostih tega jekla. Vsebnost zadržanega avstenita13 S ploščicami dimenzij 5 X 25 X 50 mm3 smo po različnih postopkih toplotne obdelave določali vsebnost zadržanega avstenita z rentgenskim difraktometrom. Rezultati teh meritev so prikazani na sliki 7, ki kaže že omenjeni vpliv temperature kaljenja na vsebnost zadržanega avstenita v tem jeklu. Linearni temperaturni razteznostni koeficienti Slika 8 prikazuje meritve linearnih razteznostnih koeficientov v temperaturnih območjih od sobne temperature do 700° C. Premenske točke OA 2 — Železarna Ravne šarža 11230 šarža 01127 klasična EPŽ 2 t ingot izdelava — gredice Sagamore lit3 A 2 lit1 Ogrevanje Ac začetek Ac konec Ohlajanje Ar začetek Ar konec 2,5° C/min 768» C 808" C 2,5° C/min 745° C 690° C 2,5° C/min 770" C 808" C 2,5° C/min 738° C 675° C ca. 1° C/min 793° C 816° C ca. 0,5° C/min 768° C 743° C 793 C % 0,97 0,91 1,00 1,00 s % 0,012 0,007 — _ p % 0,029 — »— _ a Si % 0,25 0,18 0,30 0,30 r* ta Mn % 0,60 0,57 0,50 0,70 (n Cr % 5,18 5,30 5,00 5,25 J£?'J- _ peti. s.± j A/gretl__ SieiLjiJl JeimlSJlZ-Ohlajanje i&csi^zjiSijtije cevi na zraku v ara.at. "I Slika 10 Dimenzijske spremembe pri toplotni obdelavi V naslednji tabeli so podane meritve, katere smo izvedli za jeklo izdelano po klasični tehnologiji in analogne meritve za jeklo EP Ž iz redne proizvodnje, kovano iz ingotov teže 2 t. Očitne so velike prednosti EPŽ jekla. Pregled meritev za jeklo OA 2 Relativne dimenzijske spremembe A 1/1» — žarjeno stanje šarža 11230 klasična izdelava šarža 01127 EPZ 2 t Kaljenje po postopku opisanem na slikah 9—12 14,4, 13,0 . 10—* . 10-4 4,4 . 10-4 Popuščanje 150° C 9,3 . 8,5 . . 10-4 . 10—4 5,2 . 10-4 Popuščanje 300° C 7,4 , . 10-4 2,66. 0,74 .10-4 .10-4 Popuščanje 450° C 0 3,0 . , 10-4 0 1,5 . . 10—4 Podani rezultati raizskav še niso kompletni, ker so v toku še nadaljnje raziskave pri drugih pogojih avsteniti-zacije. Primerjava izotermnih TTT diagramov Slika 13 kaže primerjavo izotermnih TTT diagramov iz različnih literaturnih virov'25 z našimi poizkusi6. Ugotovili smo, da se začetek premene v perlitni stop-ni in začetek martenzitne premene za naše jeklo OA2 dobro ujema s podatki iz literature, začetek premene v bainitni stopnji pa je pri našem jeklu glede na podatke iz literature pomaknjen v TTT diagramu precej bolj v desno k daljšim časom. SPREMEMBE DIMENZIJ i_________ ZR.OAZ___ _____________ sarža 0J'J2__ probaAllV3__ dimenzije »Imm/JOmm začetno stanje Jsti&o____ TA = 91CL' C tA=£im \>//W/////////////\ Ojaievalni faktor:i50x i Merilo originalnega I posnetka ,_, K mm Ogrevanje. Y P9r*!L _ //////////// Sf^ ohlajanje ■ ^«J5a4Š9» Rezultat meritve Ogrevanje ogreti. j>ecLt Jerafl. ASPJC. Ohlajanje j£ez_zgš&tQe cevi ng zraku v ara a t. Rezultot meritve 1x: Bi. dimen, sprememb. Slika 12 Dimenzijske spremembe pri toplotni obdelavi Slika 11 Dimenzijske spremembe pri toplotni obdelavi IOOOt 900- eoo 700 600 530 400 300 200 vo 20 araonovi atmosferi , Rezultat meritve:_____ 8.15.10■* Ogrevanje: y. SSTHL Ohlajanje: ŠCSJ^&BP i&L ™_zjaku_vrz-gxfin Rezultat meritve 1x: ltžl?AJ2'l__ Ogrevanje:____ Ohlajanje:_______ Rezultat meritve 2,t: SPREMEMBE DIMENZIJ ŽR0A2____ šarža 01127 EPŽ proba.4i?2U§ dimenzije. t 0A2 mo 0,97 0,25 Q 60 5,18 1,01 Q 23 768'C 808'C 1010'C ^začetek premene lit *> 1100 1000 900 800 o o p 700 3 a 600 m t 500 400 300 200 100 0 \ 700"C —:____ / A+F+K v A +K \ 4 5 0°C brez preme ne /'T 200 hsss— 260° C H ---------- -75% —50% -70% 90% 1 10 sekunde 100 1000 10000 100000 1 minute ® čas-- 100 1000 ure 10 Slika 13 Primerjava izotermnih TTT diagramov jekla OA 2 ZAKLJUČKI Namen te publikacije je bil, da podamo informacijo dosedanjih raziskav novega jekla OA 2, ki sicer še niso zaključene, dovoljujejo pa že presojo kakovostnih lastnosti tega jekla v zvezi s področji uporabnosti. Podani so rezultati preiskav osnovnih lastnosti, katere pa bo treba dopolniti in povezati z informacijami o obnašanju tega jekla pri praktični uporabi. Literatura: 1. Payson: The Metallurgy of tool steels — 1962 J. Wiley & Sons, New York, London. 2. Roberts — Hamaker — Johnson: Tool Steels — 1962 Metals Park. 3. Tool Steels Handbook — Allegheny Ludlum Steel Corporation, Pittsburgh, PA. 4. STEELECTOR — The Allegheny Ludlum Tool Steel. 5. Katalog Fagersta — Jeklo C 550. 6. Uranc F.: Osvajanje jekla OA 2, interna raziskovalna naloga Železarne Ravne 0-7302. 7. Uranc F.: Legirana orodna jekla za delo v hladnem, interna raziskovalna naloga Železarne Ravne Pub-6603. 8. Pšeničnik J.: Osvajanje jekla OCR 12 VM, interna raziskovalna naloga Železarne Ravne 0-7003. 9. Rodič A., J. Pšeničnik, J. Gradišnik: Lastnosti orodnih jekel za delo v vročem, izdelanih po različnih postopkih, interna raziskovalna naloga Železarne Ravne R-7306. 10. Rodič J., A. Segel: Metoda določanja dimenzijskih sprememb, interna raziskovalna naloga železarne Ravne 0-7003 in R-7221. 11. Pori R., A. Rodič: interna preiskava Železarne Ravne DK-87/1974. 12. Rodič J., A. Segel: Metoda odredjivanja dimenzijskih promjena pri termičkoj obradi zbog strukturnih pre-obražaja — Alatni čelici, pogl. II.-8, izdanje Metalbiro. Zagreb 1973. 13. Grešovnik F., F. Uranc: Določanje vsebnosti zadržanega avstenita v jeklu OA2 z rentgenskim difraktometrom, interna raziskovalna naloga Železarne Ravne 0-7302. Odgovorni urednik: Jože Arh, dipl. inž. — Člani Jože Rodič, dipl. inž., Viktor Logar, dipl. inž., Aleksander Kveder, dipl. inž., Edo Žagar, tehnični urednik. Oproščeno plačila prometnega davka na podlagi mnenja Izvršnega sveta SRS — sekretariat za informacije št. 421-1/72 od 23.1.1974 Naslov uredništva: ZPS2 — Železarna Jesenice, 64270 Jesenice, tel. št. 81-231 int. 385 — Tisk: GP »Gorenjski tisk«, Kranj